引言
管路構(gòu)件作為起著介質(zhì)傳輸和結(jié)構(gòu)承載等重要作用的典型構(gòu)件，被廣泛應(yīng)用于航空、航天、汽車(chē)、核電、醫(yī)療以及日常生活中等諸多領(lǐng)域，也被稱為“工業(yè)動(dòng)脈”[1,2]。特別是在航空航天等高端裝備領(lǐng)域，管路構(gòu)件被應(yīng)用于液壓、氣動(dòng)和燃油等核心系統(tǒng)中起流體動(dòng)力傳輸?shù)汝P(guān)鍵功效（如圖 1 所示），材料和規(guī)格種類(lèi)繁多且量大面廣，被譽(yù)為航空航天飛行器的“血管類(lèi)”零件和生命控制線[3,4]。這類(lèi)構(gòu)件在服役過(guò)程中往往長(zhǎng)期處于高/低溫、高壓、振動(dòng)或油氣侵蝕等惡劣的環(huán)境當(dāng)中，其性能的優(yōu)劣將直接影響飛行器的安全和適航
性能。當(dāng)前先進(jìn)飛行器和發(fā)動(dòng)機(jī)裝備的換代發(fā)展，對(duì)高性能管材耐高壓、高可靠和長(zhǎng)壽命等提出了更高要求，迫切需要采用具有輕質(zhì)高強(qiáng)、抗疲勞以及耐腐蝕優(yōu)異特點(diǎn)的新型鈦合金等材料并提升管材精確成形制造能力，從而全面提升飛行器的綜合指標(biāo)和性能。
在眾多管材制備工藝中，皮爾格冷軋過(guò)程中管材經(jīng)歷了壓應(yīng)力主導(dǎo)的增量局部加載作用，具有道次變形量大、尺寸精度高、表面質(zhì)量好、生產(chǎn)效率高等優(yōu)點(diǎn)，已成為薄壁難變形管材制造的優(yōu)選工藝[5-7]。然而，皮爾格冷軋涉及局部加載下多行程和非穩(wěn)態(tài)成形過(guò)程，管材在冷軋過(guò)程中經(jīng)歷了復(fù)雜的加載路徑[8-10]，同時(shí)對(duì)于鈦合金和鋯合金等難變形材料來(lái)說(shuō)，成形過(guò)程往往要經(jīng)歷多道次冷軋結(jié)合中間和最終熱處理來(lái)完成，加之此類(lèi)材料密排六方非對(duì)稱晶體結(jié)構(gòu)特征，導(dǎo)致管材在冷軋中極易發(fā)生顯著不均勻變形，使得管材微觀織構(gòu)演變規(guī)律復(fù)雜并導(dǎo)致分布的不確定性，進(jìn)而嚴(yán)重影響管材的力學(xué)性能、后續(xù)成形性能以及最終服役性能[11,12]，諸如管坯初始織構(gòu)、道次變形分配、中間及最終退火工藝以及模具和工藝參數(shù)等設(shè)計(jì)稍有不慎都會(huì)嚴(yán)重影響冷軋過(guò)程微觀織構(gòu)分布，進(jìn)而造成管材性能的波動(dòng)，給管材形性精確調(diào)控帶來(lái)嚴(yán)峻的挑戰(zhàn)。因此，深入系統(tǒng)研究難變形管材皮爾格冷軋成形全過(guò)程微觀織構(gòu)演變規(guī)律與機(jī)理，建立微觀織構(gòu)有效調(diào)控方法，是實(shí)現(xiàn)其高性能精確成形制造的關(guān)鍵所在。
本文首先對(duì)無(wú)縫管材皮爾格冷軋成形技術(shù)進(jìn)行概述，并對(duì)難變形管材多道次皮爾格冷軋成形全過(guò)程特點(diǎn)進(jìn)行分析；詳細(xì)綜述分析了管材皮爾格冷軋成形過(guò)程宏觀不均勻變形與微觀織構(gòu)演變預(yù)測(cè)建模及管材冷軋過(guò)程微觀織構(gòu)演變規(guī)律與調(diào)控方法方面的國(guó)內(nèi)外研究現(xiàn)狀，在此基礎(chǔ)上針對(duì)目前研究中存在不足，探討了難變形管材多道次冷軋全過(guò)程微觀織構(gòu)精準(zhǔn)調(diào)控及高性能制備尚待解決的問(wèn)題及未來(lái)可能的發(fā)展方向。
1、 管材多道次皮爾格冷軋成形特點(diǎn)
無(wú)縫管材的典型制備工藝主要包括擠壓、拉拔和軋制成形，如表 1 所示。其中，擠壓成形技術(shù)保證了管材在成形過(guò)程中受到壓應(yīng)力為主的作用，但是屬于一次成形，而高強(qiáng)度管材成形過(guò)程中變形抗力極大，因此管材擠壓成形普遍采用熱擠壓的方式進(jìn)行，從而導(dǎo)致成品管材尺寸精度較低、成形過(guò)程材料損失嚴(yán)重以及組織性能不均勻等缺陷，熱擠壓主要應(yīng)用于厚壁管坯的制備。拉拔成形得到的制品雖然尺寸精度高且表面質(zhì)量好，但由于管材在成形過(guò)程中受到拉應(yīng)力為主的作用且同樣屬于一次成形，導(dǎo)致其每道次加工率小、能量消耗較大以及生產(chǎn)效率較低，因此只適合制備強(qiáng)度低且直徑很小的管材。周期式冷軋技術(shù)在 19 世紀(jì) 80 年代首次被提出并逐漸改進(jìn)發(fā)展為現(xiàn)今的二輥皮爾格冷軋成形技術(shù)，與前述兩種無(wú)縫管材成形制備工藝相比，整個(gè)二輥皮爾格冷軋過(guò)程中管材經(jīng)歷了以壓應(yīng)力為主導(dǎo)的增量局部加載作用，這也使得其具有道次變形量大、尺寸精度高、表面質(zhì)量好、生產(chǎn)效率高等優(yōu)點(diǎn)，是眾多管材制備工藝中尤其是對(duì)于難變形薄壁管材最有效的一種高精度制備工藝[13-15]。
如圖 2 所示，二輥皮爾格冷軋模具主要由上下軋輥和芯棒組成，軋輥圓周上開(kāi)有截面直徑不斷變化的凹槽，芯棒直徑沿軋制方向呈不斷減小的趨勢(shì)，軋輥凹槽與芯棒之間的環(huán)形間隙構(gòu)成了軋制孔型，管材在上下軋輥和芯棒的作用下持續(xù)變形。在軋制過(guò)程中管材和芯棒在卡盤(pán)的限制下無(wú)法移動(dòng)，軋輥從后極限位置移動(dòng)到前極限位置的過(guò)程稱為正行程，軋輥從前極限位置移動(dòng)到后極限位置的過(guò)程稱為反行程，軋輥如此重復(fù)往返從而實(shí)現(xiàn)管材周期軋制過(guò)程。皮爾格冷軋過(guò)程也可以分為前回轉(zhuǎn)段、工作段(減徑段和壁厚壓下段)、定徑段和后回轉(zhuǎn)段四個(gè)不同的階段，前、后回轉(zhuǎn)段的作用主要是為了順利實(shí)現(xiàn)管材的回轉(zhuǎn)送進(jìn)，在工作段管材發(fā)生減徑減壁變形的同時(shí)長(zhǎng)度伸長(zhǎng)，而定徑段主要對(duì)管材的內(nèi)外徑和圓度起到精整作用[16,17]。
對(duì)于強(qiáng)度高且塑性相對(duì)較差的難變形管材來(lái)說(shuō)，從初始管坯到目標(biāo)規(guī)格的成品管材往往要經(jīng)歷多道次冷軋成形，并且在每道次冷軋中間需要對(duì)管材進(jìn)行再結(jié)晶退火恢復(fù)管材塑性以便于下一道次軋制的進(jìn)行，最終道次冷軋結(jié)束后還需要對(duì)管材進(jìn)行去應(yīng)力退火以消除內(nèi)應(yīng)力的同時(shí)保留冷作硬化效果。圖 3 所示為難變形鈦合金管材皮爾格多道次冷軋全過(guò)程示意圖，冷軋過(guò)程中諸如初始管坯織構(gòu)、道次軋制規(guī)格相關(guān)的冷軋變形模式與變形量、孔型與工藝參數(shù)、以及退火工藝都會(huì)對(duì)最終管材的織構(gòu)分布帶來(lái)顯著影響。多道次冷軋過(guò)程中由于成形過(guò)程的復(fù)雜性以及工藝參數(shù)的波動(dòng)將會(huì)顯著引起管材微觀織構(gòu)分布的不確定性，進(jìn)而嚴(yán)重影響管材力學(xué)性能、彎曲等成形性能以及疲勞等服役性能，這也是制約管路構(gòu)件高性能制備的關(guān)鍵問(wèn)題。
2 、管材冷軋過(guò)程變形與微觀織構(gòu)演變預(yù)測(cè)建模
2.1 管材冷軋過(guò)程宏觀變形預(yù)測(cè)建模
由于皮爾格冷軋成形工藝以及模具孔型幾何形狀的復(fù)雜性，導(dǎo)致管材皮爾格冷軋實(shí)驗(yàn)成本高且周期長(zhǎng)，同時(shí)實(shí)驗(yàn)研究難以準(zhǔn)確全面的獲得冷軋過(guò)程管材變形行為，而數(shù)值模擬可以獲得豐富的信息，能夠考慮多因素和復(fù)雜邊界的影響，是皮爾格冷軋成形管材宏觀變形行為研究重要的手段[18-20]。
Mulot 等[21]建立了鋯管皮爾格冷軋過(guò)程的 3D 有限元模型，分析了一個(gè)軋制行程的應(yīng)力和應(yīng)變，得到了沿軋制方向的應(yīng)力和應(yīng)變分布狀態(tài)。Montmitonnet 等[22]以 FORGE3 為平臺(tái)，針對(duì)鋯合金管皮爾格軋制建立了三維彈塑性有限元模型，該模型將周期循環(huán)運(yùn)動(dòng)直接作用在軋輥上，從而簡(jiǎn)化了管材皮爾格軋制中的曲柄-連桿-齒輪機(jī)構(gòu)，分析了皮爾格軋制一個(gè)行程中管材的應(yīng)力應(yīng)變分布狀態(tài)，并得到了皮爾格軋制多行程中管材上一點(diǎn)的應(yīng)力應(yīng)變變化規(guī)律以及材料流動(dòng)軌跡，提出在皮爾格軋制過(guò)程中，管材上一點(diǎn)的應(yīng)力變化規(guī)
律為正負(fù)應(yīng)力交替循環(huán)，極易導(dǎo)致低周疲勞和產(chǎn)生表面裂紋，而管材上一點(diǎn)的流動(dòng)軌跡為螺旋式前進(jìn)。不同于單一行程的有限元模擬和分析，黃亮等[23]建立了鈦合金管材多行程皮爾格軋制三維有限元模型，模型主要由管材、上下軋輥、芯棒以及推塊構(gòu)成，研究了管材冷軋過(guò)程不同方向應(yīng)變變化規(guī)律。楚志兵等[24]以不銹鋼管為對(duì)象，建立了一個(gè)道次完整軋制過(guò)程的三維有限元模型，并利用兩輥軋機(jī)進(jìn)行軋制試驗(yàn)驗(yàn)證了回彈預(yù)測(cè)模型的可靠性與正確性。
為了提高有限元模擬計(jì)算效率和精度，有關(guān)學(xué)者對(duì)皮爾格冷軋建模關(guān)鍵技術(shù)進(jìn)行了改進(jìn)，Lodej 等[25]以皮爾格冷軋鋯管為研究對(duì)象，根據(jù)孔型曲線預(yù)制管材變形段并用于模擬計(jì)算，待少量幾個(gè)軋制行程后管材變形即趨于穩(wěn)定，并且認(rèn)為此時(shí)的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)與實(shí)際結(jié)果基本吻合，從而提高了計(jì)算效率。Strickner 等[26]基于 SIMUFACT 有限元軟件，建立了無(wú)縫不銹鋼管冷軋的三維彈塑性有限元模型，該模型通過(guò)編寫(xiě)子程序并嵌入有限元軟件中來(lái)精確控制軋輥周期式的循環(huán)運(yùn)動(dòng)，并且根據(jù)管材延伸率及送進(jìn)量，計(jì)算出每一行程
軋輥運(yùn)動(dòng)的前極限位置，該方法簡(jiǎn)化了管材軋制運(yùn)動(dòng)過(guò)程，縮短了計(jì)算時(shí)間，提高了計(jì)算效率。Deng 等[27]以 Zr-4 管為研究對(duì)象，建立材料模型時(shí)考慮了應(yīng)變速率和溫度對(duì)材料硬化行為的影響，并對(duì)試驗(yàn)和模擬得到的軋制力和管材尺寸進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果驗(yàn)證了該模型的可靠性。Azizoglu 等研究發(fā)現(xiàn)軋輥的變形對(duì)接觸區(qū)長(zhǎng)度、軋制力以及成品管精度有顯著影響，在有限元建模時(shí)將軋輥設(shè)置為彈性體并劃分網(wǎng)格[28]，此外，學(xué)者還通過(guò)充分考慮管材冷軋過(guò)程中與模具和空氣之間的熱輻射實(shí)現(xiàn)了不銹鋼管冷軋過(guò)程溫度演變的預(yù)測(cè)[29]，所建立模型如圖 4 所示，并通過(guò)試驗(yàn)對(duì)比驗(yàn)證了上述模型在皮爾格冷軋成形過(guò)程軋制力、應(yīng)力應(yīng)變、溫度分布預(yù)測(cè)方面的準(zhǔn)確性和可靠性。Chung 等[30]在建立不銹鋼管冷軋仿真模型時(shí)考慮了管材初始壁厚的不均勻性以及芯棒的彈性變形，模擬結(jié)果表明冷軋過(guò)程顯著的塑性變形可以明顯改善管材厚度的均勻性，同時(shí)芯棒的振動(dòng)是導(dǎo)致其末端產(chǎn)生疲勞裂紋的因素之一。
2.2 管材冷軋過(guò)程微觀織構(gòu)演變預(yù)測(cè)建模
成形過(guò)程中織構(gòu)的產(chǎn)生對(duì)材料的各向異性以及成形性能等具有顯著的影響，為了能準(zhǔn)確預(yù)測(cè)材料成形過(guò)程中的織構(gòu)演變，以及降低實(shí)驗(yàn)成本和提高效率，大量學(xué)者開(kāi)始利用晶體塑性模型來(lái)模擬成形過(guò)程中的織構(gòu)演變規(guī)律。Molinari 等[31]首次建立了多晶體自洽本構(gòu)模型，并應(yīng)用于金屬的大塑性變形過(guò)程的織構(gòu)模擬預(yù)測(cè)，在此基礎(chǔ)上，Lebensohn 等[32]提出了粘塑性自洽(Viscoplastic Self-consistent, VPSC)模型，該模型考慮了材料的各向異性，引入滑移和孿生兩種金屬塑性變形機(jī)制，并采用了 PTR(Predominant Twin Reorientation)晶粒旋轉(zhuǎn)計(jì)算方法和 VFT(Volume Fraction Transfer)晶粒取向體積分?jǐn)?shù)計(jì)算方法，已經(jīng)被廣泛應(yīng)用于定量預(yù)測(cè)材料塑性變形過(guò)程中晶粒取向的轉(zhuǎn)變以及織構(gòu)演變[33-45]。
Lebensohn 等[36]通過(guò)引入靜態(tài)速度梯度，首次將 VPSC 模型用于 Zr-4 鋯合金管材皮爾格冷軋成形的織構(gòu)模擬預(yù)測(cè)，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，兩者吻合較好。然而，采用靜態(tài)速度梯度無(wú)法表征整個(gè)軋制過(guò)程中的變形特征，因而無(wú)法揭示整個(gè)軋制過(guò)程中的織構(gòu)演化規(guī)律。張海芹[37]和 Li 等[38]在前述研究基礎(chǔ)上，通過(guò)耦合有限元模型和 VPSC 模型，建立了高強(qiáng) TA18 鈦管皮爾格兩輥冷軋過(guò)程織構(gòu)預(yù)測(cè)平臺(tái)，研究了高強(qiáng) TA18 鈦管的在不同外部載荷下織構(gòu)演化與變形機(jī)制的關(guān)聯(lián)關(guān)系，分析了二輥皮爾格冷軋過(guò)程中管材的織構(gòu)演變規(guī)律。Wei 等[39]以高強(qiáng) TA18 鈦管為研究對(duì)象，在管材再結(jié)晶退火過(guò)程微觀織構(gòu)遺傳特性的基礎(chǔ)上，采用 VPSC 模型迭代每道次模擬中管材力學(xué)性能，并耦合有限元模型和 VPSC 模型建立了高強(qiáng) TA18 鈦管多道次冷軋全過(guò)程宏細(xì)觀數(shù)值預(yù)測(cè)模型，如圖 5 所示，并通過(guò) 3 道次冷軋實(shí)驗(yàn)和表征驗(yàn)證了模型的可靠性。此外，VPSC 模型也被廣泛應(yīng)用于材料各向異性變形行為以及變形機(jī)制的研究[40-42]，其中 Yang 等[41]結(jié)合實(shí)驗(yàn)與 VPSC 模擬，探究了純鈦材料熱力加載條件下溫度相關(guān)的各向異性與拉壓非對(duì)稱性變形行為及變形機(jī)制。Deng 等[42]基于 VPSC 模型，對(duì)皮爾格冷軋后的 Zr-4 鋯合金管變形行為與織構(gòu)演變進(jìn)行了研究。
3 、管材冷軋過(guò)程微觀織構(gòu)演變機(jī)制與調(diào)控方法
3.1 管材冷軋過(guò)程微觀織構(gòu)演變規(guī)律與機(jī)制
由于管材皮爾格冷軋成形屬于局部加載的增量成形過(guò)程，成形過(guò)程中應(yīng)變路徑的變化對(duì)管材織構(gòu)的演變具有重要影響。基于數(shù)值模擬，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)管材皮爾格冷軋不同階段管材變形特征進(jìn)行了深入分析，圖6(a)所示為鈦合金管材冷軋過(guò)程不同變形階段圓周應(yīng)力分布特征，從圖中可以看出冷軋不同變形階段管材圓周同一位置應(yīng)力狀態(tài)基本是一致的，并且管材圓周應(yīng)力呈中心對(duì)稱分布。在孔型側(cè)壁和孔型開(kāi)口區(qū)域，管材主要受到三向壓應(yīng)力的作用，而在孔型開(kāi)口區(qū)域，管材受到徑向和周向壓應(yīng)力以及軸向拉應(yīng)力的作用。冷軋
過(guò)程中管材在圓周不同位置應(yīng)力大小具有顯著差別，孔型側(cè)壁區(qū)域所受到的徑向和周向壓應(yīng)力相對(duì)較大，這主要是由于冷軋孔型為橢圓形，管材在上一行程軋制后被壓扁，在下一行程軋制時(shí)經(jīng)過(guò)回轉(zhuǎn)工藝轉(zhuǎn)到孔型側(cè)壁區(qū)域，因此導(dǎo)致了側(cè)壁區(qū)域的相對(duì)變形量較大。此外，也可以發(fā)現(xiàn)除圓周應(yīng)力分布不均勻外，管材在壁厚方向應(yīng)力也具有不均勻分布的特征。隨著軋制的進(jìn)行，管材在圓周以及壁厚方向變形逐漸趨于均勻，不同位置應(yīng)力大小之間的差異也逐漸減小。圖 6(b)為鈦管冷軋過(guò)程不同變形階段管材圓周應(yīng)變分布特征，從圖中可以明顯的看出管材在皮爾格冷軋成形過(guò)程中經(jīng)歷了顯著的不均勻變形。在減徑段管材圓周方向?yàn)閴簯?yīng)變，而徑向和軸向均為拉應(yīng)變，這里管材徑向發(fā)生拉應(yīng)變的主要原因是由于冷軋前期管材內(nèi)表面與芯棒之間存在較大的間隙，當(dāng)軋輥對(duì)管材外表面進(jìn)行壓下時(shí)，部分金屬流向管材壁厚方向進(jìn)而導(dǎo)致了管材壁厚的增厚。當(dāng)冷軋進(jìn)入到中后期，管材內(nèi)壁與芯棒發(fā)生接觸，管材呈現(xiàn)出了軸向?yàn)槔瓚?yīng)變而徑向和周向均為壓應(yīng)變的特征[44]。此外，冷軋過(guò)程包括 Q 值、送進(jìn)量、回轉(zhuǎn)角度及孔型開(kāi)口大小等工藝參數(shù)的變化也被證實(shí)會(huì)
引起管材變形行為的差異[17, 20, 45]。
準(zhǔn)確揭示和掌握冷軋過(guò)程中的微觀織構(gòu)演變規(guī)律，是冷軋工藝和模具優(yōu)化設(shè)計(jì)以及織構(gòu)調(diào)控的前提[45,46]。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)此做了大量的相關(guān)研究工作，Li 等[47]分析了高強(qiáng)鈦管皮爾格冷軋過(guò)程中管材的織構(gòu)演變規(guī)律，以應(yīng)變比來(lái)表征管材在軋制過(guò)程中的變形模式并揭示了織構(gòu)演變與應(yīng)變比 α 之間的關(guān)系，其中應(yīng)變比反映了管材周向與徑向變形的差異，如圖 7(a)所示，結(jié)果表明管材晶粒 c 軸在軋制過(guò)程中向最大壓應(yīng)變方向擇優(yōu)排列，管材在減徑區(qū)、減徑減壁區(qū)和定徑區(qū)的應(yīng)變比 α 的變化各不相同，在減徑區(qū)應(yīng)變比 α 約為-64o，在減徑減壁區(qū)和定徑區(qū)應(yīng)變比 α 在 10o~64o 范圍變化，管材經(jīng)歷了由周向織構(gòu)向徑向織構(gòu)轉(zhuǎn)變。Deng等[48]通過(guò)電子背散射衍射(Electron Back-Scattered Diffraction, EBSD)手段對(duì) Zircaloy-4 管皮爾格冷軋不同變形階段組織與織構(gòu)演變進(jìn)行了表征，如圖 7(b)所示，并結(jié)合 VPSC 模擬對(duì)冷軋過(guò)程變形機(jī)制進(jìn)行了分析，發(fā)現(xiàn)冷軋過(guò)程管材變形以{10-10}柱面滑移為主。Davies 等[49]采用 X 射線衍射(XRD)方法對(duì)不同送進(jìn)量下鈦合金管材皮爾格冷軋過(guò)程微觀織構(gòu)演變進(jìn)行了測(cè)試對(duì)比，其中微觀織構(gòu)強(qiáng)度采用 Kearns-f 因子進(jìn)行定量描述。
Wu 等[50]采用 EBSD 手段對(duì)不同 Ti-2Al-2.5Zr 鈦管軋制過(guò)程不同變形階段微觀織構(gòu)演變進(jìn)行了表征分析，結(jié)果表明柱面滑移和{10-12}孿晶是最容易激活的兩種變形機(jī)制，同時(shí){10-12}孿晶的產(chǎn)生使得晶粒在軸向上的位向從<10-10>轉(zhuǎn)向<11-20>。
上述研究均以管材某一層的織構(gòu)作為反映管材整體織構(gòu)分布的指標(biāo)，并未考慮軋制過(guò)程管材沿壁厚方向顯著不均勻變形及梯度織構(gòu)分布特征。魏棟等[51]以不銹鋼管冷軋過(guò)程為對(duì)象，基于有限元模擬分析了管材冷軋過(guò)程內(nèi)外側(cè)變形演變特征，結(jié)果表明冷軋不同階段管材壁厚方向內(nèi)外側(cè)均表現(xiàn)出明顯的變形程度差異。Kumar 等[52]結(jié)合實(shí)驗(yàn)表征和有限元模擬，揭示了鋯合金管材冷軋過(guò)程微觀組織與織構(gòu)的梯度分布特征，同時(shí)表明管材壁厚不同位置的等效應(yīng)變的差異引起管材壁厚方向梯度組織和織構(gòu)形成的關(guān)鍵因素。Juarez 等
通過(guò)中子衍射和高能同步輻射 X 射線衍射的先進(jìn)技術(shù)手段結(jié)合 VPSC 建模仿真，揭示了 Zircaloy-4 鋯合金管材軋制過(guò)程局部織構(gòu)演變規(guī)律與機(jī)理，如圖 8 所示，結(jié)果表明管材在軋制全過(guò)程中管材壁厚方向均呈現(xiàn)出顯著的梯度織構(gòu)分布特征，且靠近內(nèi)表面徑向織構(gòu)強(qiáng)度要明顯高于外表面處徑向織構(gòu)強(qiáng)度，并且<11-20>//軸向的纖維織構(gòu)得到增強(qiáng)同時(shí)晶粒 c 軸向管材徑向偏轉(zhuǎn)[53]。
對(duì)于高強(qiáng) TA18 等強(qiáng)度高且塑性相對(duì)較差的管材，往往需要進(jìn)行多道次冷軋才能滿足尺寸要求。為了揭示多道次冷軋過(guò)程中管材織構(gòu)演變規(guī)律以及為織構(gòu)預(yù)測(cè)和調(diào)控提供理論依據(jù)，Cook 等[54]以冷軋鋯合金管為對(duì)象，發(fā)現(xiàn)在對(duì)軋后管材織構(gòu)強(qiáng)度預(yù)測(cè)時(shí)，采用最后三道次的 Q 值的總和相比僅用最終道次的 Q 值在預(yù)測(cè)管材徑向織構(gòu)強(qiáng)度時(shí)更為準(zhǔn)確。Saibaba[55]對(duì)比了三道次和二道次冷軋后鋯合金管材織構(gòu)強(qiáng)度，結(jié)果表明相比于三道次軋制，兩道次軋制時(shí)由于每道次具有更大的變形量和 Q 值，使得軋后管材具有更高的徑向織構(gòu)強(qiáng)度。Krishna 等[56]研究揭示了 Zr-4 管在三道次冷軋過(guò)程中的織構(gòu)演變，如圖 9(a)所示，研究結(jié)果還表明相對(duì)較大的晶粒的取向在冷軋和退火過(guò)程中對(duì)織構(gòu)演變的貢獻(xiàn)也相對(duì)更大。Mukherjee 等[57]和 Gurao 等[58]均針對(duì) Zr-4 管兩道次冷軋過(guò)程中的織構(gòu)演變進(jìn)行了表征，研究結(jié)果發(fā)現(xiàn)冷軋過(guò)程中產(chǎn)生的殘余應(yīng)力對(duì)滑移變形與織構(gòu)演變也具有一定的影響。Vakhitova 等[59]對(duì)比了 ODS 鋼管兩道次冷軋兩種工藝方案對(duì)管材織構(gòu)的影響，如圖 9(b)所示，結(jié)果表明，增加中間去應(yīng)力退火的方案最終管材<111>取向有一定增強(qiáng)，但晶粒細(xì)化效果不如無(wú)中間去應(yīng)力退火的方案。鄧偲瀛[60]通過(guò)對(duì)每道次初始管織構(gòu)進(jìn)行測(cè)試，基于 VPSC 模型模擬了鋯管 3 道次和 4 道次冷軋過(guò)程織構(gòu)演變規(guī)律。此外大量學(xué)者對(duì)于 HCP 結(jié)構(gòu)金屬退火過(guò)程織構(gòu)演變進(jìn)行了探究，結(jié)果表明再結(jié)晶退火并不能消除冷變形形成的織構(gòu)，相反<10-10>和(0001)織構(gòu)由于晶粒定向形核和長(zhǎng)大的原因，導(dǎo)致其在退火過(guò)程中得到強(qiáng)化，而再結(jié)晶退火過(guò)程中材料僅發(fā)生完全再結(jié)晶但晶粒并未明顯長(zhǎng)大時(shí)，材料的織構(gòu)特別是{0001}取向強(qiáng)度變化不顯著[61-65]。
3.2 管材冷軋過(guò)程微觀織構(gòu)調(diào)控方法
針對(duì)管材冷軋過(guò)程微觀織構(gòu)調(diào)控，大量學(xué)者研究了成形參數(shù)對(duì)管材織構(gòu)的影響。其中，Q 值被廣泛認(rèn)為是皮爾格冷軋過(guò)程中表征管材變形模式以及影響織構(gòu)演變最重要的指標(biāo)，其表示管材相對(duì)減壁量與相對(duì)減徑量的比值。基于大量研究人員針對(duì)鋯合金、鈦合金等不同材料的管材皮爾格冷軋成形 Q 值對(duì)織構(gòu)演變的影響規(guī)律研究結(jié)果[66-69]，如圖 10 所示，可以得出以初始隨機(jī)管材織構(gòu)為對(duì)象，當(dāng) Q>1 時(shí)，管材以減壁變形為主導(dǎo)，冷軋過(guò)程中大部分晶粒 c 軸向管材徑向偏轉(zhuǎn)從而使管材呈現(xiàn)徑向織構(gòu)，而當(dāng) Q<1 時(shí)，管材以減徑變形為主導(dǎo)，大部分晶粒 c 軸向管材周向偏轉(zhuǎn)從而使管材呈現(xiàn)周向織構(gòu)。陳勝川等[70]通過(guò)研究不同 Q 值對(duì)小規(guī)格鋯管織構(gòu)和性能的影響，提出了 Q 值越大，晶粒纖維化和取向就越明顯，當(dāng) Q 值在 1.54~2.46 的范圍內(nèi)，軋后管材具有良好的綜合性能。
除變形模式之外，Girard 等[70]、廖強(qiáng)[72]和 Wang 等[73]以皮爾格冷軋 Zr-4 管、TA18 鈦管和 GH4145 管為研究對(duì)象，發(fā)現(xiàn)變形程度即冷軋變形量對(duì)管材織構(gòu)變化也具有重要影響。相比于軋制規(guī)格相關(guān)的整體變形模式與變形程度，由于皮爾格冷軋成形模具孔型的特殊性，其孔型設(shè)計(jì)對(duì)冷軋過(guò)程應(yīng)變路徑也具有顯著影響[74,75]，進(jìn)而引起管材織構(gòu)的波動(dòng)。Zhang 等[76]以皮爾格冷軋鋯合金為對(duì)象，針對(duì)不同的孔型設(shè)計(jì)方案對(duì)冷軋過(guò)程管材變形行為、瞬時(shí) Q 值以及應(yīng)變比 α 的變化進(jìn)行了模擬分析，如圖 11(a)所示，結(jié)果表明孔型曲線的變化對(duì)冷軋過(guò)程瞬時(shí) Q 值和應(yīng)變比 α 的演變具有顯著影響，進(jìn)而會(huì)引起管材織構(gòu)的變化。Ubhi 等[77]通過(guò)改變減徑量和減壁量的分配設(shè)計(jì)了不同的孔型曲線，分析了 TA18 鈦管皮爾格冷軋織構(gòu)演變規(guī)律，如圖 11(b)所示，結(jié)果表明冷軋過(guò)程中可以通過(guò)改變模具設(shè)計(jì)來(lái)改變變形路徑以增加徑向織構(gòu)密度。Wei 等[39]結(jié)合仿真模擬和實(shí)驗(yàn)研究闡明了初始織構(gòu)、變形模式 Q 值和截面變形量對(duì)微觀織構(gòu)演變的交互作用機(jī)制，如圖 12 所示，結(jié)果表明對(duì)于不同的初始織構(gòu)管材，隨著 Q 值與截面變形量的變化，拉伸孿晶 Tt 和錐面滑移 Py<c+a>激活程度的改變顯著影響冷軋過(guò)程中管材的晶粒轉(zhuǎn)動(dòng)和取向變化；為提高軋后管材徑向織構(gòu)強(qiáng)度，Q 值和截面變形量存在對(duì)應(yīng)的閾值，且該閾值隨著初始管材 fND 值的升高不斷增大，同時(shí)建立了高強(qiáng) TA18 鈦管冷軋成形參數(shù)與徑向織構(gòu)強(qiáng)度 Kearns-fND 值之間的定量關(guān)系，相比傳統(tǒng)僅考慮 Q 值和變形量影響的 Kearns-fND值預(yù)測(cè)公式，其多元非線性回歸結(jié)果 R 達(dá)到了 0.948。此外在多道次冷軋過(guò)程中，采用初始徑向織構(gòu)管坯以及 Q 值遞增的道次變形分配設(shè)計(jì)方案，更有利于成品管材徑向織構(gòu)強(qiáng)度的提高。
皮爾格冷軋后管材呈現(xiàn)出明顯的微觀織構(gòu)分布從而導(dǎo)致管材表現(xiàn)出顯著的各向異性，尤其對(duì)于密排六方(HCP)結(jié)構(gòu)材料，織構(gòu)對(duì)管材的后續(xù)成形性能和服役性能起著至關(guān)重要的作用[78, 79]。山特維克公司[80]對(duì)所生產(chǎn)的不同批次 TA18 管材進(jìn)行了大量試驗(yàn)，并采用 CSR 值作為表征管材織構(gòu)的指標(biāo)，CSR＞1.0 代表徑向織構(gòu)，而 CSR＜1.0 則代表周向織構(gòu)。He 等[81]以冷軋制備獲得的近 α 鈦合金管材為對(duì)象進(jìn)行不同方向單向拉伸試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)管材軋后微觀織構(gòu)分布顯著影響其在不同方向拉伸變形過(guò)程中各滑移機(jī)制的激活程度，進(jìn)而導(dǎo)致管材表現(xiàn)出顯著的各向拉伸變形行為。張旺峰等[82]對(duì)具有不同微觀織構(gòu)和 CSR 值的高強(qiáng) TA18 鈦管單向拉伸試驗(yàn)測(cè)試分析，結(jié)果表明具有徑向織構(gòu)管材在變形過(guò)程中趨向于縮徑變形，而周向織構(gòu)管材變形以壁厚減薄為主，CSR 值的增大對(duì)于管材屈強(qiáng)比和延伸率的提高具有促進(jìn)作用。Wang[83]等研究也發(fā)現(xiàn)對(duì)于近 α 鈦合金管材，徑向織構(gòu)強(qiáng)度的增強(qiáng)對(duì)于{10-10}<11-20>和{10-11}<11-20>滑移系 Schmid 因子的提升以及管材強(qiáng)度的增強(qiáng)起著至關(guān)重要的作用。此外，Wang 等[84]以具有初始周向微觀織構(gòu)分布特征的 Ti-2Al-2.5Zr鈦管為對(duì)象，對(duì)壓扁過(guò)程中管材不同變形區(qū)域復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)與變形行為進(jìn)行了研究，并揭示了包括柱面和基面滑移以及拉伸孿晶在內(nèi)的變形機(jī)制。Choi 等[85]通過(guò)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)鋯合金管的抗腐蝕性能也取決于管材的織構(gòu)分布情況，并且當(dāng)徑向織構(gòu)具有一定程度的增強(qiáng)時(shí)，管材的抗腐蝕性能也相應(yīng)的增強(qiáng)。此外，盛澤民等[86]利用 XRD 技術(shù)對(duì)軋制鈦合金管材沿壁厚方向不同位置的微觀織構(gòu)進(jìn)行了定量表征，結(jié)果表明軋后管材微觀織構(gòu)強(qiáng)度沿壁厚方向呈現(xiàn)出較為顯著的梯度變化特征，并且非理想周向織構(gòu)強(qiáng)度分布比例的增大將引起管材 CSR 值的下降。Li 等[87]結(jié)合試驗(yàn)與數(shù)值模擬，對(duì)比分析了高強(qiáng) TA18 鈦管不同微觀織構(gòu)分布特征對(duì)數(shù)控彎曲成形質(zhì)量的影響，如圖 13 所示，結(jié)果表明具有雙峰織構(gòu)分布特征的管材相比于近徑向織構(gòu)和近周向織構(gòu)，包括壁厚減薄、截面畸變以及回彈在內(nèi)的彎曲成形指標(biāo)均更為優(yōu)異。
4、 結(jié)語(yǔ)與展望
高性能管材冷軋全過(guò)程復(fù)雜的外部加載路徑、管材非線性力學(xué)響應(yīng)以及顯著的不均勻變形導(dǎo)致了管材微觀織構(gòu)演變規(guī)律復(fù)雜、難以精確控制，進(jìn)而嚴(yán)重影響管材性能。目前針對(duì)高性能管材皮爾格冷軋成形過(guò)程微觀織構(gòu)預(yù)測(cè)建模、演變機(jī)制及調(diào)控方法等方面，國(guó)內(nèi)外學(xué)者和相關(guān)企業(yè)已取得了重要的進(jìn)展和成果。其中，基于有限元模型和晶體塑性模型的單道次冷軋宏細(xì)觀數(shù)值模擬已取得了長(zhǎng)足的發(fā)展，并且計(jì)算效率和預(yù)測(cè)精度也在隨著模型的改進(jìn)不斷提高。此外，在先進(jìn)數(shù)值模擬方法及試驗(yàn)表征手段快速發(fā)展的有利加持下，對(duì)管材冷軋全過(guò)程不均勻變形行為及整體微觀織構(gòu)演變規(guī)律與機(jī)制也有了更深入和準(zhǔn)確的認(rèn)識(shí)。在此基礎(chǔ)上，明晰了管材冷軋過(guò)程包括初始織構(gòu)、Q 值、變形量、孔型參數(shù)及退火溫度等對(duì)微觀織構(gòu)演變的耦合作用規(guī)律，建立了有效的微觀織構(gòu)調(diào)控方法。但仍然存在一定的局限性和不足，面臨以下問(wèn)題需要解決：
(1) 目前關(guān)于管材冷軋成形宏觀變形特征和微觀織構(gòu)演變數(shù)值預(yù)測(cè)模型主要針對(duì)于單道次冷軋過(guò)程，建立能夠準(zhǔn)確預(yù)測(cè)管材多道次冷軋全過(guò)程的宏細(xì)觀數(shù)值模型，有望為深入探究冷軋全過(guò)程微觀織構(gòu)演變機(jī)制及其調(diào)控方法提供重要的定量分析手段。
(2) 當(dāng)前對(duì)于管材冷軋過(guò)程織構(gòu)演變與調(diào)控的研究主要考慮的是管材整體織構(gòu)分布特征和強(qiáng)度，而冷軋過(guò)程中局部加載下壁厚方向顯著不均勻變形誘導(dǎo)的變形機(jī)制的差別勢(shì)必會(huì)引起梯度織構(gòu)的形成，進(jìn)一步明晰多道次冷軋中梯度織構(gòu)的形成與演變機(jī)制，是實(shí)現(xiàn)織構(gòu)與性能穩(wěn)定控制的基礎(chǔ)。
(3) 微觀織構(gòu)是引起管材各向異性和拉壓非對(duì)稱性力學(xué)行為差異的關(guān)鍵因素，進(jìn)而影響管材的力學(xué)性能、后續(xù)成形性能及疲勞服役等性能。面向管材綜合性能協(xié)同提升目標(biāo)，闡明微觀織構(gòu)對(duì)管材性能影響并建立關(guān)聯(lián)關(guān)系，為微觀織構(gòu)調(diào)控提供基礎(chǔ)和依據(jù)對(duì)突破管材全流程形性一體化設(shè)計(jì)制造瓶頸具有重要意義。
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