送進- 回轉方式和退火溫度對冷軋TA1合金無縫管組織和力學性能的影響

(張家港華裕有色金屬材料有限公司，江蘇 蘇州 215627)

鈦合金綜合性能在很大程度上依賴于合金的化學成分、加工過程和熱處理工藝[1]。送進- 回轉機構是保證冷軋管機軋制過程連續順利運行和無縫管冷軋質量的關鍵部件，在冷軋過程中要與冷軋管機機架的往復運動完全同步，即在機架運動的前、后極限位置間及時完成管坯的送進- 回轉動作[2]。為延長軋機使金屬變形的有效行程，并提高冷軋管機的生產率和產品質量，軋機的送進- 回轉方式得到了不斷的改進和更新，已由最初的單送單回方式發展成單送雙回和雙送雙回等方式。此外，退火可改變金屬顯微組織，從而影響管材的抗拉強度、屈服強度及斷后伸長率等力學性能。

繆飛軍等[3]對雙送雙回軋制機構的關鍵部件進行了理論計算和結構設計，得出了該機構控制閥塊與活塞桿匹配的結構圖。贠超等[4]對LG- 90- HL雙送雙回冷軋管機機架的曲軸- 機架進行了運動仿真模擬。徐戊矯等[1]研究了退火溫度對TC4鈦合金組織和性能的影響，獲得了在相變點以下溫度退火的TC4鈦合金組織、強度、塑性和沖擊韌性的變化規律。此外，支有冉等[5]研究了經不同工藝熱處理的化工用TA2合金微觀組織和硬度的變化。

但是，目前關于送進- 回轉方式對管材冷軋性能的影響的研究甚少，并且主要是研究TC4等多相鈦合金的退火工藝，對單相TA1鈦合金的退火工藝研究甚少。本文研究了送進- 回轉方式和真空退火溫度對無縫TA1合金管外徑和壁厚的方差、顯微組織以及力學性能的影響，得出了最佳的送進- 回轉方式和退火溫度，可為優化無縫TA1合金管的冷軋工藝提供參考。

1 試驗

1.1 試驗材料

試驗用無縫TA1鈦合金管材規格為φ25 mm×2 mm，其化學成分見表1。由表1可知，TA1鈦合金的化學成分符合GB/T 3625—2007要求。

表1 試驗用TA1鈦合金管的化學成分(質量分數)Table 1 Chemical composition of the TA1 titanium alloy tube for test(mass fraction) %

1.2 試驗方案

將原始管坯均勻分割成3段，每段長500 mm，先進行普通空氣爐退火以去除應力；再采用LG- 15- GHLL型兩輥高速冷軋管機并分別以單送單回、單送雙回和雙送雙回方式，冷軋成φ15 mm× 1 mm試驗用樣管；用螺旋測微器測量樣管的實際外徑和壁厚，然后將樣管均勻分割成3段，分別在500、550和600 ℃真空退火(升溫速率15 ℃/min，保溫時間2 h，空冷)；最后采用OLYMPUS- GX71型倒置金相顯微鏡觀察樣管的冷軋態和退火態組織，采用CMT5105型拉力試驗機測定樣管的力學性能，據此確定最佳送進- 回轉方式和退火溫度。為減小試驗誤差，嚴格按照GB/T 3625—2007換熱器及冷凝器用鈦及鈦合金管進行測試。

1.3 不同送進- 回轉方式的運行原理

采用LG- 15- GHLL型兩輥高速冷軋管機對φ25 mm×2 mm的管坯進行冷軋，送進- 回轉方式分別為單送單回、單送雙回和雙送雙回，圖1為周期式兩輥冷軋管機的運行原理圖。單送單回冷軋原理為：軋制開始時，管坯位于孔型開口最大極限位置，通過送進機構將φ25 mm×2 mm管坯向前送進1.7 mm，隨后孔型向前滾動對管坯進行軋制；當管坯位于孔型開口最小極限位置時，借助回轉機構使管坯轉動36°，孔型開始往回滾動，再對管坯進行均整、碾軋，直至管坯再次位于孔型開口的最大極限位置，如此完成一個軋制周期[6]。經測量，冷軋管機孔型有效軋制長度為500 mm，當管坯由φ25 mm×2 mm冷軋至φ15 mm×1 mm時，軋制次數為294次(500 mm/1.7 mm，孔型長度/送進量)，回轉次數為294次(3種送進- 回轉方式的試驗參數見表2)；同理，當采用單送雙回方式冷軋時，管坯在向前送進1.7 mm時，會借助回轉機構使管坯轉動36°， 當管坯位于孔型開口最小極限位置時， 再次借助回轉機構使管坯轉動15°，因此軋制次數為294次，回轉次數為588次(294次×2)；當采用雙送雙回方式冷軋時，管坯向前送進1.7 mm時回轉36°，當管坯位于孔型開口最小極限位置時再向前送進0.5 mm，同時管坯回轉15°，軋制次數為227次(500 mm/(1.7+0.5) mm)，回轉次數為454次(227次×2)。

圖1 周期式兩輥冷軋管機的運行原理圖[6]Fig.1 Schematic diagram of operation of the periodic two- roll cold- reducing mill[6]

表2 3種送進- 回轉方式的軋制工藝參數Table 2 Rolling process parameters for the three feed- rotation modes

2 結果與討論

2.1 送進- 回轉方式對無縫管外徑和壁厚尺寸的影響

圖2為送進- 回轉方式對無縫管外徑和壁厚尺寸的影響。為提高尺寸測量精度，在每支管材的左端和右側各均勻選取4點計算無縫管外徑和壁厚的方差，取平均值。結果，φ15 mm×1 mm無縫管外徑方差為單送單回0.000 21、單送雙回0.000 16、雙送雙回0.000 37；壁厚方差為單送單回0.000 11、單送雙回0.000 03、雙送雙回0.000 23。該結果表明：采用單送雙回方式冷軋的管材外徑與壁厚方差最小，均勻性最好；其次是單送單回方式冷軋的管材；采用雙送雙回方式冷軋的管材外徑與壁厚方差最大，均勻性最差。管材外徑決定于冷軋管機的孔型尺寸，管材壁厚則決定于芯棒尺寸。由圖2可知，采用單送雙回方式軋制的φ15 mm×1 mm無縫管外徑和壁厚的方差最小，表明外徑和壁厚的均勻性較好，這與管材的分散變形度有關(分散變形度是指將L長的管坯軋制成成品管時軋制次數的多少，顯然，軋制次數越少，即分散變形度越小，冷軋管機每往復一次的變形越大)。

由表2可知，當采用單送雙回方式軋制時，在不減少孔型有效軋制長度的前提下，增加一次回轉，回轉總次數共計588次，高次數回轉可有效消除孔型開口處管壁較厚部分，管材分散變形度提高，積累的殘余應力減少，缺陷數量減少，金屬質點流動性增強，因此管材外徑與壁厚均勻性最好。其次是采用單送單回方式軋制，與單送雙回方式相比，在軋制次數相同的前提下，單送單回軋制的回轉次數減少了一半(294次)，低次數回轉比較難以消除孔型開口處管壁較厚的部分，管材分散變形度減小，積累的殘余應力增大，缺陷數量增多，金屬質點流動性降低，管材將發生一定的加工硬化，外徑和壁厚尺寸均勻性下降。與單送雙回方式相比，采用雙送雙回方式軋制的次數和回轉次數都有所減少，在提高軋制速度時，會加劇曲軸系統和回轉系統對管材的動態沖擊[7- 8]，管材分散變形度降低，累積的殘余應力增大，缺陷數量增多，金屬質點流動性變差，因此外徑與壁厚均勻性最差。

圖2 送進- 回轉方式對無縫管外徑尺寸(a)和壁厚尺寸(b)的影響Fig.2 Effect of the feed- rotation modes on outside diameter size (a) and wall thickness size (b) of the seamless tubes

2.2 送進- 回轉方式對無縫管顯微組織的影響

圖3為采用單送- 單回、單送- 雙回和雙送- 雙回方式冷軋的φ15 mm×1 mm無縫管的顯微組織。由圖3(a)可以看出，采用單送單回方式軋制的無縫管，組織基本由單一的α相構成，有較多拉長的α晶粒，這表明管材在冷軋變形時動態再結晶不充分，管材中累積了較多的殘余應力，儲存有較高的畸變能，使金屬質點流動性變差，因此管材外徑與壁厚的尺寸方差較大；采用單送雙回方式軋制的無縫管，部分α晶粒由拉長狀變為等軸狀，組織均勻性明顯提高，如圖3(b)所示。這主要是因為采用單送雙回方式軋制增加了管材回轉次數，高次數回轉能有效消除孔型開口處管壁較厚的部分，金屬質點流動性增強，因此管材外徑與壁厚的尺寸方差減小；采用雙送雙回方式軋制的管材組織分布不均勻，且部分晶粒未完全破碎，存在明顯的空位、位錯等缺陷，如圖3(c)所示。這主要是因為采用雙送雙回方式軋制，可在提高管材回轉次數的同時減少軋制次數，管材分散變形度降低，且軋制速度提高會加劇曲軸系統和回轉系統對管材的動態沖擊，管材內累積大量殘余應力，空位、位錯等缺陷增多，金屬質點流動性變差，因此管材外徑與壁厚的尺寸方差最大。

2.3 軋制后退火溫度對無縫管顯微組織的影響

圖3 采用不同方式冷軋的φ15 mm×1 mm無縫管的顯微組織Fig.3 Microstructures of the seamless tubes 15 mm in OD by 1 mm wall thickness cold- rolled by different modes

圖4為經不同溫度退火的φ15 mm×1 mm無縫管的顯微組織。退火過程中金屬組織變化主要為靜態再結晶和晶粒長大，溫度是影響這兩個過程的最重要因素之一。金屬材料的晶粒尺寸變化往往會導致其強度變化[9]。由霍爾- 佩奇公式σy=σ0+Kyd-1/2可知，晶粒越細小，屈服強度越高。這與位錯移動的難易有關[10]：晶界是位錯運動的障礙，晶粒越細小，晶界越多，位錯滑移或攀移越困難，缺陷不能被消除，殘余應力會一直存在，金屬屈服強度越高。

由圖4(a、d、g)可知，經500 ℃退火的無縫管組織已再結晶，部分晶粒已呈等軸狀，但晶粒邊界還不太清晰，再結晶程度尚不充分，其力學性能接近[11]。經600 ℃退火的無縫管，如圖4(c、f、i)所示，其組織的再結晶程度明顯提高，晶粒邊界清晰。但三者之間仍有差異：圖4(c)的再結晶程度較高，缺陷較少，這主要是因為采用單送單回方式軋制時，軋制次數較高為294次，管材分散變形度較大，積累的殘余應力較小，缺陷數量減少，金屬質點流動性較好，因此管材的抗拉強度和屈服強度較高，斷后伸長率較低；圖4(f)所示的組織有大量等軸晶，再結晶比較完全，缺陷數量較少，這主要是因為采用單送雙回方式軋制時，管材軋制次數較高為294次，且回轉次數最高為588次，分散變形度增大，積累的殘余應力降低，缺陷數量減少，金屬質點流動性增大，靜態再結晶過程得以加速，因此管材的抗拉強度和屈服強度較低，斷后伸長率較高；圖4(i)所示的組織再結晶程度較低，孿晶比較明顯，主要是因為采用雙送雙回方式軋制時，盡管回轉次數較高為454次，但軋制次數較少為227次，管材分散變形度降低，同時提高軋制速度會加劇曲軸系統和回轉系統對管材的動態沖擊，積累的殘余應力升高，缺陷數量增多，因此管材的抗拉強度和屈服強度升高，斷后伸長率降低。

由圖4(a～c)可知，隨著退火溫度的升高，管材靜態再結晶程度逐漸增大，在畸變能較高部位會首先出現細小晶粒，隨后逐漸長大形成大角度晶界，因冷加工變形而殘留的缺陷隨著再結晶完成而逐漸消失，管材塑性得以恢復，抗拉強度和屈服強度降低，斷后伸長率升高[12]。

圖4 采用不同送進- 回轉方式軋制隨后經不同溫度退火的無縫管的顯微組織Fig.4 Microstructures of the seamless tubes cold- rolled by different feed- rotation modes and then annealed at different temperatures

2.4 退火溫度對無縫管力學性能的影響

圖5為φ15 mm×1 mm無縫管的力學性能隨退火溫度的變化。由圖5可知，采用相同的送進- 回轉方式軋制的無縫管，隨著退火溫度的升高，其抗拉強度與屈服強度降低，斷后伸長率升高；相同溫度退火后，采用雙送雙回方式軋制的無縫管的抗拉強度和屈服強度最高，斷后伸長率較低；采用單送雙回方式軋制的無縫管的抗拉強度和屈服強度最低，斷后伸長率最高，這與上述無縫管的顯微組織相吻合。

圖5 φ15 mm×1 mm無縫管的抗拉強度(a)、屈服強度(b)和斷后伸長率(c)隨退火溫度的變化Fig.5 Tensile strength (a), yield strength (b) and elongation (c) as a function of annealing temperatures

3 結論

(1)送進- 回轉方式對冷軋無縫TA1合金管的外徑和壁厚尺寸有重要影響。采用單送雙回方式冷軋的φ15 mm×1 mm無縫管外徑和壁厚的尺寸方差最小，均勻性最好；其次是采用單送單回方式軋制的無縫管；采用雙送雙回方式冷軋的φ15 mm×1 mm無縫管外徑和壁厚的尺寸方差最大，均勻性最差。

(2)經相同溫度退火后，采用單送雙回方式冷軋的φ15 mm×1 mm無縫管抗拉強度和屈服強度最低，斷后伸長率最高；其次是采用單送單回方式軋制的無縫管；采用雙送雙回方式冷軋的φ15 mm×1 mm無縫管抗拉強度和屈服強度最高，斷后伸長率最低。

(3)采用相同的送進- 回轉方式軋制的無縫管，隨著退火溫度的升高，抗拉強度和屈服強度降低，斷后伸長率升高；600 ℃退火后，采用單送雙回方式冷軋的無縫管再結晶過程完全，晶粒長大，缺陷最少，金屬質點流動性最好，斷后伸長率最高達48%，抗拉強度最低為341 MPa，屈服強度最低為197 MPa，適合工業應用。