在不同厚度的熱軋板上沿橫向（TD）切取 2 個拉 伸試樣，并分別在邊部、中心部位切取金相試樣，取 樣位置如圖 3 所示。金相試樣用水砂紙從 200 目到2000 目逐級打磨，經機械拋光后，用硝酸+氫氟酸+水組成的混酸（體積比為 2∶1∶50）腐蝕。采用激光 共聚焦顯微鏡進行顯微組織觀察及包套厚度測量，用ImageJ 軟件測量孔洞面積以表征不同壓下量軋板不同 位置的孔隙面積。依據 GB/T 3850—2015《致密燒結 金屬材料與硬質合金密度測定方法》測試不同壓下量 軋板的致密度。對不同壓下量軋板進行維氏硬度測試， 每個樣品測 10 個點，取平均值作為最終硬度值。采用CMT5105 型微機控制電子萬能試驗機進行室溫拉伸 試驗，拉伸速率為 1.05 mm/min。采用 ZEISS 熱場發 射掃描電鏡觀察拉伸斷口形貌。
2、結果與討論
2.1 宏觀照片
包套海綿鈦樣品采用全縱軋，軋制過程中未采用 立軋對寬度方向進行壓縮。圖 4 為經第一道次軋制后25 mm 厚軋板的照片。從圖 4 可以看出，由于包套彎 折區域存在顯著的應力集中及焊接殘余應力，軋后包 套的局部出現邊裂，導致板材邊部未密實區域發生吸 氧現象。
2.2 壓下量對硬度的影響
測量不同厚度軋板的維氏硬度，結果如圖 5 所示。 從圖 5 可以看出，隨著板材厚度減小，硬度增加，且 軋板邊部位置增加幅度最大，4 mm 厚軋板與 25 mm厚軋板相比硬度差值為 29.36 HV，1/2 位置（板寬中 部）硬度增加幅度最小，差值僅為 5.61 HV。
2.3 壓下量對致密度的影響
圖 6 為不同厚度軋板的致密度測試結果。由圖 6可知，隨著壓下量的增加，軋板厚度減小，致密度逐 漸增加，且同一軋板不同位置的致密度從邊部到中部逐 漸增大。當軋板厚度為 4 mm 時，致密度可達 99 %，且 不同位置的致密度相差不大，僅為 0.3%，說明 4 mm厚軋板的致密度比較均勻。
2.4 壓下量對孔隙面積的影響
不同厚度軋板的孔隙面積分布如圖 7 所示。從圖7 可知，25 mm 厚軋板邊部孔隙面積較大，約為 72 μm2， 而 1/4、1/2 位置孔隙面積大幅減小，在 10 μm2以內， 說明此階段邊部孔隙因變形約束弱未充分壓縮，內部 孔隙受應力作用壓縮明顯；10 mm 厚軋板邊部孔隙面 積降至約 10 μm2，1/4、1/2 位置處進一步減小且更接 近，表明隨著軋制的進行，壓縮作用增強，邊部孔隙 也得到一定程度的壓縮；4 mm 厚軋板不同位置的孔 隙面積均在 5 μm2以內且差異極小，表明大變形量軋 制后，孔隙被充分壓縮，板材各部位變形均勻性大幅 提升，致密化程度高。
2.4 壓下量對包套厚度的影響
測量不同厚度軋板的包套厚度，結果如圖 8 所示。 軋制之前包套的厚度為 3 mm，經軋制后，25 mm 厚 軋板的包套厚度約為 1.6 mm，此時軋板壓下量為66.7%，而包套變形量僅為 46.7%。這是因為海綿鈦壓 塊存在大量孔隙，在軋制過程中，壓塊變形量大于包套， 導致包套變形量與軋板變形量不一致。當軋板厚度為4 mm 時，部分區域已經觀察不到包套與海綿鈦壓塊之 間明顯的界面，說明包套與壓塊已開始融合。
2.5 壓下量對拉伸性能的影響
圖 9 為不同厚度軋板的力學性能。從圖 9 可以看 出，隨著板材壓下量的增加，屈服強度和抗拉強度均升 高，斷后伸長率先升高后下降。4 mm 厚軋板的屈服強度和抗拉強度最大，分別為 304、338 MPa，10 mm 厚 軋板的斷后伸長率最高，為 32%。
根據 GB/T 3621—2022《鈦及鈦合金板材》，TA0板材橫向的室溫屈服強度 Rp0.2≥170 MPa，抗拉強度 Rm為 280~420 MPa，厚度為 2.0~10.0 mm 時斷后伸長率A≥30%，厚度為 10.0~30.0 mm 時斷后伸長率 A≥25%。 由此可見，不同厚度軋制鈦板的強度均符合國家標準要 求，而除 4 mm 厚軋板以外，其他軋板的斷后伸長率均 達標。
4 mm 厚軋板的斷后伸長率未達到國標要求，這可 能與軋板殘留的加工硬化所導致的殘余應力有關。為 改善其塑性，進行補充實驗：從 4 mm 厚軋板上切取 拉伸試樣，經 590 ℃/30 min/AC 退火處理后，再進行 拉伸性能測試。結果顯示，試樣屈服強度為 258 MPa， 抗拉強度為 309 MPa，斷后伸長率達到 30%，均符合GB/T 3621—2022 中對 TA0 板材性能的要求，表明退 火處理可有效提升 4 mm 厚軋板的塑性，使其達到國 標要求。
拉伸斷裂后的試樣如圖 10 所示。從圖 10 可以看 出，拉伸試樣大多出現非均勻頸縮，即樣品直徑/板寬 不均勻減小。這是因為海綿鈦成分不均勻（O、N 含 量有差異）會導致材料加工硬化率不同，在拉伸過程 中內部應變分布不均勻，加工硬化率高的區域會承受 更高的應力，發生小應變，而加工硬化率低的區域容 易應變，從而引發頸縮。頸縮區域的應力集中可能誘 發金屬微結構的變化（如位錯滑移以及晶格畸變產生 孿生帶等），產生局部強化的效果，當頸縮區域產生的 局部強化大于因截面積減小所引起的承載能力下降時，頸縮區域的截面積不再減小，拉伸試樣的進一步變 形只能由未發生頸縮的區域均勻承擔，直至發生下一次 頸縮，最后拉伸試樣在最薄弱的頸縮區域發生斷裂[12]。
2.6 壓下量對微觀組織的影響
不同厚度軋板的金相照片如圖 11 所示。由圖11a~11c 可知，25 mm 厚軋板邊部存在著明顯的裂紋 和空洞，板寬中部裂紋及空洞區域面積顯著減小，密 實度相對邊部增加，說明整個過程中存在未壓實區域， 裂紋及空洞等缺陷未完全愈合；由圖 11d~11f 可知， 相較于 25 mm 厚軋板，10 mm 厚軋板邊部未愈合區域 面積下降，板寬中部仍有小范圍的裂紋區，晶粒尺寸 變小；由圖 11g~11i 可知，4 mm 厚軋板基本沒有裂紋 和空洞，晶粒沿著軋向被明顯拉長。隨著累計壓下量 的增加，晶粒尺寸減小，且軋板內部缺陷逐漸減少。
2.7 壓下量對斷口形貌的影響
圖 12 為不同厚度軋板拉伸試樣的斷口形貌。由圖12a、12d 可知，25 mm 厚軋板拉伸試樣斷口呈蜂窩狀， 為典型的微孔聚集型韌性斷裂，局部有垂直于斷口的 微小撕裂區。斷口上大量大而淺的韌窩是在外力作用 下，位錯運動產生彈性形變能，當彈性形變能足以克 服純鈦內雜質元素與基體間的界面結合力而形成新表 面時，便形成了顯微空洞。當顯微空洞形成后，位錯受 到的排斥力大大降低，在外力作用下大量位錯向新形成 的顯微空洞運動，使顯微空洞長大，同時導致空洞壁收 縮變薄，直至空洞間彼此相連而斷裂，形成韌窩[13]。 而對于缺陷處，由于吸收了部分位錯，導致顯微空洞成 長相對不足，所以缺陷處的韌窩相對小而淺。由圖 12b、12e 可知，10 mm 厚軋板拉伸試樣斷口同樣存在大量韌 窩，韌窩的深度和大小較 25 mm 厚軋板有明顯提高，且 無局部微小撕裂區。因此，10 mm 厚軋板表現出更優 的延展性。由圖 12c、12f 可知，4 mm 厚軋板拉伸試樣 斷口存在深淺不一、分布不均的韌窩，且有少量河流 狀撕裂棱及解理臺階，斷裂方式為準解理斷裂與韌性 斷裂的混合斷裂[5]。由于 4 mm 厚軋板斷口存在少量的 長條狀撕裂棱即準解理斷裂特征，其塑性較差（斷后伸 長率僅為 20.5%），可能與軋板殘留的加工硬化有關。
綜上所述，通過將海綿鈦直接熱軋可以實現鈦板 的短流程制備。但如何提高海綿鈦直接軋制板材的成 材率以及實現工業化批量生產，還存在許多問題亟需 進一步探索研究。
3、結 論
(1) 用海綿鈦直接軋制板材時，隨著壓下量的增加，軋制板材的硬度、屈服強度、抗拉強度上升，邊部硬度增幅最大，斷后伸長率先升后降。
(2) 隨著壓下量的增加，軋板致密度增大，4 mm 厚軋板致密度達到 99%且相對均勻；孔隙面積減小，4 mm厚軋板不同位置孔洞面積基本相同；包套厚度減小，4 mm 厚軋板部分區域包套與壓塊界面開始融合；晶粒尺寸變小，內部缺陷逐漸減少。
(3) 海綿鈦直接軋制板材工藝可行，能短流程制備鈦板。其中，25 mm 和 10 mm 厚軋板強度和斷后伸長率均符合 GB/T 3621—2022 要求，4 mm 厚軋板斷后伸長率略低。經退火處理后，4 mm 厚軋板性能亦可達標。
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（注，原文標題：海綿鈦直接軋制板材的組織性能分析）
