2024鋁合金冷軋板材的中子衍射織構(gòu)表征與力學(xué)性能分析

侯宇晗，白若玉，朱桂杰，劉曉龍，李玉慶，田庚方，余周香，劉蘊(yùn)韜，李眉娟，孫 凱，陳東風(fēng)

(中國(guó)原子能科學(xué)研究院，北京 102413)

Al-Cu-Mg系鋁合金(2XXX系)稱為高強(qiáng)度硬鋁，在航空航天領(lǐng)域占據(jù)重要地位。其中，2024鋁合金(AA2024)是該系合金的代表性材料，抗拉強(qiáng)度為400～500 MPa[1]，具有優(yōu)秀的塑性、疲勞壽命、斷裂韌性和抗疲勞裂紋擴(kuò)展性能以及良好的耐熱性。2024鋁合金由于問(wèn)世較早，其加工工藝相對(duì)成熟、性能穩(wěn)定，如今仍作為民用飛機(jī)的結(jié)構(gòu)材料廣泛使用。作為結(jié)構(gòu)材料，2024鋁合金的主要工程指標(biāo)是服役力學(xué)環(huán)境適應(yīng)性以及形變加工穩(wěn)定性，隨著精加工工藝復(fù)雜程度與服役性能需求的提升，對(duì)鋁合金力學(xué)性能提出了更高的要求[2-3]。Al-Cu-Mg系鋁合金一般為多晶材料，晶粒形貌與取向影響鋁合金的力學(xué)性能。其中，晶粒取向的擇優(yōu)分布會(huì)在材料內(nèi)部形成各類織構(gòu)，使材料產(chǎn)生各向異性，從而在不同宏觀方向出現(xiàn)力學(xué)性能不均，在很多情況下限制了材料的進(jìn)一步使用。因此，國(guó)內(nèi)外學(xué)者已開(kāi)展了眾多關(guān)于織構(gòu)演變規(guī)律及其機(jī)理的研究。

毛衛(wèi)民等[4]對(duì)鋁合金織構(gòu)進(jìn)行了機(jī)理性研究，給出了鋁合金軋制織構(gòu)的演化規(guī)律；陳志永等[5]通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)試與模擬計(jì)算給出了不同初始織構(gòu)條件下鋁合金板材軋制織構(gòu)的終態(tài)分布結(jié)果；Engler等[6]由滑移系理論出發(fā)分析了剪切帶與軋制織構(gòu)的聯(lián)系；Zhai等[7]指出穿晶斷裂過(guò)程與加載方向以及相鄰晶粒間滑移系的相對(duì)空間位置有關(guān)，提出了基于傾斜角與扭轉(zhuǎn)角的微裂紋穿晶合并的動(dòng)力學(xué)模型；Liu等[8]的工作表明，Goss{011}〈100〉取向晶粒與相鄰晶粒的傾斜角與扭轉(zhuǎn)角很大，能有效抑制裂紋延展；Zhao等[9]與Li等[10]研究了提升Goss織構(gòu)體積分?jǐn)?shù)的加工工藝，并指出Al-Cu-Mg板材經(jīng)均勻化處理-退火-熱軋-冷軋-固溶-自然時(shí)效后的Goss織構(gòu)體積分?jǐn)?shù)較大，斷裂韌性水平明顯高于Brass、S、Copper織構(gòu)較強(qiáng)的板材。

作為工程結(jié)構(gòu)材料，鋁合金內(nèi)部結(jié)構(gòu)的協(xié)同作用決定了材料的宏觀力學(xué)性能，材料內(nèi)部織構(gòu)的宏觀表征是解釋晶粒取向與力學(xué)性能關(guān)聯(lián)的重要方式。目前，研究鋁合金晶粒形貌與取向的常用實(shí)驗(yàn)方法為電子背散射(EBSD)[7-10]和X射線衍射(XRD)[6,9-10]，這兩種方法可反映板材特定區(qū)域的微區(qū)特性。然而，鋁合金板材在鑄態(tài)、小變形冷軋態(tài)以及熱處理后，其內(nèi)部的晶粒較粗大[11]，而EBSD的取樣體積較小，XRD探測(cè)的則是板材表層信息，因此它們對(duì)晶粒取向的統(tǒng)計(jì)性描述能力存在不足。由于研究手段的限制，對(duì)鑄態(tài)、小變形冷軋態(tài)等工藝的鋁合金宏觀織構(gòu)及與力學(xué)性能的關(guān)聯(lián)性研究較少。中子衍射具有穿透性強(qiáng)的優(yōu)勢(shì)[12-14]，可表征材料內(nèi)晶粒取向的宏觀分布[13]。本研究基于中子衍射方法開(kāi)展不同冷軋變形量下2024鋁合金板材的宏觀織構(gòu)研究，并與EBSD的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)照；同時(shí)使用標(biāo)準(zhǔn)拉伸試驗(yàn)測(cè)試板材的抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度與延伸率，探究2024鋁合金板材織構(gòu)與力學(xué)性能之間的聯(lián)系。

1 實(shí)驗(yàn)方法

1.1 樣品制備

初始實(shí)驗(yàn)樣品采用符合工業(yè)生產(chǎn)標(biāo)準(zhǔn)的2024鋁合金板材鑄態(tài)坯件，其實(shí)測(cè)合金組分列于表1。坯件的板材初始尺寸為600 mm×600 mm×6 mm，按實(shí)驗(yàn)需要進(jìn)行等分，線切割后所得樣品板材尺寸為150 mm×100 mm×6 mm(RD×TD×ND，RD為軋向，TD為橫向，ND為縱向)，并對(duì)切割后的板材分別采用不同工藝參數(shù)的退火→冷軋→固溶→自然時(shí)效處理。其中，板材的冷軋變形量分別選擇10%、30%、50%和65%；退火溫度選擇340 ℃/1 h；固溶實(shí)驗(yàn)在OTF-1200X-L管式爐中進(jìn)行，采用到溫放樣方式，固溶制度為475 ℃/1 h；固溶后進(jìn)行自然時(shí)效處理。具體工藝參數(shù)列于表2。

表1 實(shí)驗(yàn)用2024鋁合金板材成分含量實(shí)測(cè)值Table 1 Experimental chemical composition of AA2024 plates

表2 2024鋁合金板材冷軋與熱處理制度參數(shù)Table 2 Cold rolling and heat treatment strategies of AA2024 plates

1.2 實(shí)驗(yàn)流程

標(biāo)準(zhǔn)拉伸實(shí)驗(yàn)在WD3100萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。實(shí)驗(yàn)樣品采用片狀拉伸試樣，按照測(cè)試標(biāo)準(zhǔn)GB/T 228—2002進(jìn)行制備，并沿與軋制方向呈0°(RD)、45°和90°(TD)分別取樣，如圖1所示。分別測(cè)量樣品的抗拉強(qiáng)度Rm、屈服強(qiáng)度Rp0.2與延伸率A。測(cè)量結(jié)果取3個(gè)樣品的測(cè)試平均值。

圖1 拉伸試樣形狀及尺寸(a)及各向異性拉伸測(cè)試取樣示意圖(b)Fig.1 Shape and dimension of sample for tensile test (a) and tension test sample of mechanical anisotropy (b)

將樣品經(jīng)240、600、1 000、2 000、5 000目砂紙粗磨后機(jī)械拋光，用酒精清洗并吹干，隨后進(jìn)行電解拋光，電解拋光選用V(HClO4)∶V(C2H5OH)=1∶9的拋光溶液，電壓為25～30 V。采用JEOL JSM 7001F場(chǎng)發(fā)射掃描電子顯微鏡觀察樣品的晶粒尺寸與分布，并使用EBSD探頭觀察樣品微區(qū)晶粒形貌分布。使用OIM軟件對(duì)得到的EBSD原始數(shù)據(jù)分析處理得到所需的晶粒照片。

采用中子衍射技術(shù)對(duì)2024鋁合金板材的體織構(gòu)進(jìn)行測(cè)量，實(shí)驗(yàn)是在德國(guó)Meitner-Leibnitz-Zentrum的STRESS-SPEC譜儀上完成的。將冷軋-固溶-自然時(shí)效后的2024鋁合金板材進(jìn)行線切割，其軋面尺寸為10 mm×10 mm，并將所切樣品按相同宏觀方向累計(jì)疊放為近似立方體，采用膠水進(jìn)行粘合，樣品體積約為1 000 mm3；實(shí)驗(yàn)所用中子波長(zhǎng)為0.165 nm-1；在歐拉環(huán)初始位置(ω=0°)時(shí)，樣品軋向與入射中子束平行；選擇{111}{200}{220}作為探測(cè)的衍射晶面，所得極圖對(duì)應(yīng)的歐拉環(huán)步距為Δφ=5°、Δχ=10°，各點(diǎn)的測(cè)量時(shí)長(zhǎng)Δt=10 s。圖2示出了織構(gòu)測(cè)試歐拉環(huán)與測(cè)量極圖的簡(jiǎn)圖。由上述空間幾何關(guān)系，中子衍射實(shí)驗(yàn)所測(cè)得的極圖結(jié)果所對(duì)應(yīng)宏觀坐標(biāo)系關(guān)系為：φ=0°為板材橫向方向；φ=90°為軋制方向。

圖2 中子衍射織構(gòu)測(cè)量與特征參數(shù)簡(jiǎn)圖Fig.2 Sketch of neutron diffraction texture measurement and crucial parameter

2 實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果

2.1 力學(xué)性能測(cè)試

2024鋁合金板材坯件經(jīng)10%、30%、50%、65%冷軋變形，并在475 ℃/1 h固溶制度以及自然時(shí)效后，所得終態(tài)板材樣品沿軋向(φ=0°)的拉伸性能實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖3所示。

Rm——抗拉強(qiáng)度;Rp0.2——屈服強(qiáng)度； A——延伸率圖3 2024鋁合金拉伸性能變化Fig.3 Tensile properties of AA2024 plates

由圖3可看出，2024鋁合金在冷軋變形量為10%時(shí)沿軋向的屈服強(qiáng)度與抗拉強(qiáng)度相對(duì)較高，而延伸率相對(duì)較低；當(dāng)冷軋變形量增加為30%時(shí)，抗拉強(qiáng)度與屈服強(qiáng)度均有所下降，ΔRm=12 MPa，ΔRp0.2=18 MPa，而延伸率則有所增加，ΔA=4.5%；隨著冷軋變形量進(jìn)一步增加至50%與65%，板材的屈服強(qiáng)度與抗拉強(qiáng)度相對(duì)于30%時(shí)無(wú)明顯變化；延伸率變化ΔA<2%。這表明板材在冷軋變形量10%增加至30%時(shí)的力學(xué)性能變化相對(duì)明顯，其中，強(qiáng)度下降，延伸率上升；而在冷變形量30%、50%、65%及以上時(shí)，板材的強(qiáng)度相對(duì)穩(wěn)定，而延伸率稍有變化。

為進(jìn)一步研究相同冷軋變形量下板材的力學(xué)性能各向異性程度，分別測(cè)試了冷軋變形量為10%、30%、50%、65%的2024鋁合金板材在不同宏觀方向的拉伸性能，結(jié)果如圖4所示。

由圖4可知，對(duì)于不同冷軋變形量的2024鋁合金板材，其力學(xué)性能各向異性的特征基本相似：冷軋變形量為10%、30%、65%時(shí)，板材沿軋向方向的抗拉強(qiáng)度與屈服強(qiáng)度最大，沿45°方向最小，沿橫向方向介于軋向與45°之間；而板材的延伸率變化與其相反，沿軋向方向最小，沿45°方向最大，沿橫向方向同樣介于軋向與45°之間；值得關(guān)注的是，冷軋變形量50%板材的抗拉強(qiáng)度與屈服強(qiáng)度沿軋向方向最大，沿橫向方向最小，沿45°方向介于軋向和橫向之間。

圖4 2024鋁合金板材沿0°、45°、90°的拉伸性能Fig.4 Tensile properties anisotropy along 0°, 45°, and 90° directions of AA2024 plates

定量觀察數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，不同冷軋態(tài)下，板材的力學(xué)性能的各向異性的程度存在差異；冷軋變形量為10%和65%時(shí)，板材沿不同方向的抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度與延伸率的差值較大，力學(xué)性能的各向異性相對(duì)明顯；與之相比，冷軋變形量為30%和50%的板材沿不同方向的抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度與延伸率的差值較小，力學(xué)性能的各向異性程度相對(duì)較弱。

對(duì)相同冷變形量的板材，沿不同方向的屈服強(qiáng)度與延伸率變化有如下關(guān)系：當(dāng)屈服強(qiáng)度相對(duì)較大時(shí)，板材的延伸率相對(duì)較??；反之亦然。

2.2 晶粒尺寸與形貌分布

圖5為冷軋變形量為10%、30%、50%、65%的鋁合金板材經(jīng)475 ℃/1 h固溶后，材料內(nèi)部晶粒尺寸的分布情況。

圖5 固溶處理的2024鋁合金板材EBSD晶粒形貌Fig.5 EBSD grain morphology of AA2024 plates with solution treatment

可看出，冷軋變形量為10%時(shí)，板材內(nèi)部主要為沿軋制方向拉長(zhǎng)的粗大晶粒，且晶粒尺寸不均：沿RD方向晶粒尺寸分布在300～500 μm之間，沿ND方向分布在120～150 μm之間；冷軋變形量增加至30%時(shí)，晶界形貌不規(guī)則；晶粒尺寸有所減小，沿RD方向分布在200～400 μm之間；沿ND方向有所增大，約150 μm左右；50%變形量時(shí)，晶粒明顯細(xì)化，沿RD方向尺寸明顯減小，主要分布在100～300 μm之間；沿ND方向尺寸也進(jìn)一步減小，約80 μm左右；65%冷變形量下，晶粒進(jìn)一步細(xì)化，沿RD方向尺寸明顯減小，分布在70～120 μm之間，沿ND方向晶粒尺寸平均約50 μm，同時(shí)板材中出現(xiàn)了細(xì)化的等軸晶粒，尺寸約30 μm。

2.3 EBSD與中子衍射織構(gòu)測(cè)量

圖6為10%、30%、50%、65%冷軋變形量下，經(jīng)475 ℃/1 h固溶鋁合金板材的EBSD與中子衍射極圖。

極圖結(jié)果能反映鋁合金不同晶粒取向的空間對(duì)稱性，一般采用特定取向的多重性因子表示空間對(duì)稱性的強(qiáng)弱，多重性因子取值越大，該織構(gòu)類形在取向空間的等效取向越多，對(duì)稱度則越弱：例如Copper{112}〈111〉與Brass{011}〈211〉織構(gòu)的多重性因子為48；Cube{001}〈100〉織構(gòu)為24；R{124}〈211〉織構(gòu)為96[4]。{111}晶面的極圖可清晰反映Copper與Brass織構(gòu)的對(duì)稱性；{220}{200}極圖結(jié)果能較好地反映與Cube織構(gòu)的對(duì)稱性。圖6的極圖結(jié)果表明，在晶粒尺寸較大、織構(gòu)較弱時(shí)，由于中子衍射測(cè)量的是塊狀樣品的體織構(gòu)，可觀測(cè)足夠多的晶粒，因此該方法對(duì)織構(gòu)的表征始終能體現(xiàn)較好的統(tǒng)計(jì)性，而EBSD測(cè)試的織構(gòu)表征能力則明顯受到晶粒尺寸與織構(gòu)強(qiáng)度的影響，具體表現(xiàn)為：10%冷軋變形量時(shí)，材料內(nèi)部存在粗晶粒，此時(shí)板材內(nèi)織構(gòu)也相對(duì)較強(qiáng)，EBSD與中子衍射所得極圖分布基本一致；當(dāng)冷軋變形量為30%時(shí)，板材內(nèi)晶粒仍然較為粗大，且織構(gòu)較弱，此種條件下，中子衍射所得極圖中取向分布對(duì)稱性非常清晰，而EBSD所得極圖結(jié)果失去對(duì)稱性，晶面取向出現(xiàn)較大的統(tǒng)計(jì)性偏差[12]。進(jìn)一步當(dāng)冷軋變形量為50%時(shí)，織構(gòu)強(qiáng)度亦略有下降，但材料內(nèi)部晶粒尺寸明顯細(xì)化，此時(shí)EBSD極圖的取向密度較強(qiáng)的位置符合鋁合金織構(gòu)的對(duì)稱性；當(dāng)冷軋變形量為65%時(shí)，材料內(nèi)部晶粒進(jìn)一步細(xì)化，同時(shí)織構(gòu)強(qiáng)度稍有回升，而此時(shí)EBSD與中子衍射極圖的整體分布出現(xiàn)較明顯的一致性，其晶面取向的統(tǒng)計(jì)性較好。

圖6 2024鋁合金板材EBSD與中子衍射極圖Fig.6 Pole Figures of EBSD and neutron diffraction texture measurement for AA2024 plates

中子衍射極圖結(jié)果表明，2024鋁合金板材樣品中存在鋁合金軋制變形的特征擇優(yōu)取向，但織構(gòu)較弱。隨冷軋變形量逐漸增大，板材內(nèi)部的取向有一定變化：冷軋變形量為10%時(shí)板材內(nèi)部主要為Brass、Copper、R織構(gòu)；冷軋變形量為30%時(shí)，織構(gòu)類型發(fā)生明顯變化，Brass與Copper織構(gòu)的相對(duì)強(qiáng)度下降，再結(jié)晶織構(gòu)類型由R取向轉(zhuǎn)變?yōu)镃ube{001}〈100〉取向；50%與65%冷軋變形量時(shí)，特征晶面取向分布基本與30%一致，主要織構(gòu)類型均為Cube織構(gòu)。

3 分析討論

板材力學(xué)性能的各向異性與其織構(gòu)類型和強(qiáng)度有關(guān)：冷軋變形量10%的板材內(nèi)部主要為Copper、Brass取向，且擇優(yōu)取向集中，相對(duì)強(qiáng)度較高，導(dǎo)致晶粒取向在宏觀特征方向上呈明顯分布不均，因此板材的力學(xué)各向異性相對(duì)明顯；板材還同時(shí)存在空間對(duì)稱度較低的R織構(gòu)，這也是冷軋變形量為10%的板材力學(xué)各向異性明顯的另一個(gè)原因；冷軋變形量30%、50%、65%的板材內(nèi)部晶粒以Cube取向?yàn)橹?，其空間對(duì)稱度相對(duì)較高，且擇優(yōu)取向程度相對(duì)較弱，晶粒沿不同宏觀方向的取向分布較為均勻，故此時(shí)板材各方向的力學(xué)性能參數(shù)差距較小，其各向異性不明顯。對(duì)于這3種不同冷軋態(tài)，板材力學(xué)性能的各向異性存在共性。軋向屈服強(qiáng)度Rp0.2與抗拉強(qiáng)度Rm最大，延伸率A較小，而45°方向的屈服強(qiáng)度與抗拉強(qiáng)度最小，延伸率最大。

從彈塑性變形的動(dòng)力學(xué)角度出發(fā)，金屬材料的形變過(guò)程實(shí)際是由內(nèi)部結(jié)構(gòu)演變的動(dòng)力學(xué)機(jī)理決定的；鋁合金的滑移機(jī)制為{111}〈110〉，由彈塑性力學(xué)理論可知[5,15-16]，在彈性變形達(dá)到極限時(shí)，屈服強(qiáng)度由空間應(yīng)力場(chǎng)中材料滑移系受到的切應(yīng)力決定，如圖7所示?；葡凋?qū)動(dòng)符合最小虛功原理，這意味著對(duì)于切應(yīng)力最大的滑移方向，達(dá)到屈服功所需的剪切應(yīng)變最小。這表明，滑移系在該方向進(jìn)行應(yīng)力加載時(shí)的屈服極限為最小值，當(dāng)加載應(yīng)力偏離該方向時(shí)屈服極限相應(yīng)提升，而當(dāng)加載應(yīng)力與{111}面垂直時(shí)，滑移面不受切應(yīng)力，此時(shí)屈服強(qiáng)度應(yīng)達(dá)最大。

圖7 滑移系與宏觀應(yīng)力場(chǎng)的空間關(guān)系Fig.7 Spatial relationship between sliding series and macro stress field

實(shí)際上，沿0°、45°、90°方向取樣的拉伸實(shí)驗(yàn)可等效為板材在軋向、45°、法向的平均應(yīng)力場(chǎng)中進(jìn)行拉伸，其測(cè)試結(jié)果可表征板材在該宏觀方向的均勻應(yīng)力場(chǎng)中的彈塑性變形過(guò)程，從而能反映板材在該方向上的力學(xué)性能；而中子衍射極圖能表征特定晶面在宏觀方向的分布情況，從而反映特征晶面沿宏觀方向的分布狀態(tài)。因此，基于相同的宏觀坐標(biāo)系，對(duì)比中子衍射結(jié)果與拉伸試驗(yàn)的數(shù)據(jù)，可得出板材拉伸性能與晶面取向的聯(lián)系。

以單位球坐標(biāo)系(φs，χs)為基準(zhǔn)，極圖與晶面取向空間關(guān)系如圖8所示。

圖8 中子衍射織構(gòu)測(cè)量示意圖 與晶面取向的空間位置關(guān)系Fig.8 Sketch of neutron diffraction texture measurement and spatial relationship between poleFigure and lattice orientation

實(shí)驗(yàn)中，球坐標(biāo)系(φs，χs)至極圖坐標(biāo)系(φp，ρp)的關(guān)系為：

φs=φp，ρp=rtan(χs/2)

樣品的RD方向在譜儀Ω=0°時(shí)平行于入射中子束，軋面平行于中子束流平面，則實(shí)驗(yàn)測(cè)量坐標(biāo)系的歐拉環(huán)參數(shù)(φm，χm)與球坐標(biāo)系(φs，χs)滿足：

φm=φs，χm=π/2-χs

可得測(cè)量坐標(biāo)系(φm，χm)與極圖坐標(biāo)系(φp，ρp)關(guān)系為：

φm=φp，ρp=rtan(π/4-χm/2)

基于以上關(guān)系，由中子衍射極圖結(jié)果(圖6)可得出不同冷軋態(tài)下滑移系{111}〈110〉在宏觀坐標(biāo)系中的分布，并將與其相關(guān)的宏觀方向的拉伸試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)照，列于表3。

表3 {111}晶面在(φs,χs)空間內(nèi)的擇優(yōu)取向分布情況與拉伸性能Table 3 Preferred orientation distribution and tensile property of {111} lattice in (φs, χs) space

由圖6與表3可看出，不同冷軋態(tài)下，{111}面始終存在沿軋向的擇優(yōu)分布，這導(dǎo)致板材沿軋向的拉伸試驗(yàn)中，有較多的{111}晶面平行于加載方向擇優(yōu)分布，即{111}晶面法向平行于軋向；當(dāng)冷軋變形量由10%增加為30%時(shí)，軋向方向{111}晶面的擇優(yōu)取向相對(duì)強(qiáng)度由1.7降至1.4，而板材沿該方向的屈服強(qiáng)度由285 MPa降至267 MPa，減小18 MPa；當(dāng)冷軋變形量進(jìn)一步增至50%時(shí)，軋向方向{111}晶面擇優(yōu)分布相對(duì)強(qiáng)度變化相對(duì)較小，由1.4降至1.3，此時(shí)屈服強(qiáng)度為268 MPa，基本未發(fā)生變化；冷軋變形量增至65%時(shí)的情況與上一變形區(qū)間類似，相對(duì)強(qiáng)度為1.3，屈服強(qiáng)度為269 MPa，基本無(wú)變化。

對(duì)于橫向方向的拉伸實(shí)驗(yàn)，冷軋變形量為10%的板材{111}晶面存在沿橫向方向的擇優(yōu)分布，即{111}晶面法向平行于橫向；當(dāng)冷軋變形量由10%增大為30%時(shí)，{111}晶面仍沿橫向擇優(yōu)分布，但相對(duì)強(qiáng)度由1.3降至1.1，相應(yīng)地，板材在沿橫向的屈服強(qiáng)度由273 MPa降至260 MPa；當(dāng)冷軋變形量進(jìn)一步增至50%，{111}晶面的擇優(yōu)方向(法相方向)逐漸偏離橫向而向法相方向移動(dòng)，不再完全受到正應(yīng)力，此時(shí)屈服強(qiáng)度略有下降，Rp0.2=253 MPa；冷軋變形量為65%時(shí)，沿橫向方向分布的擇優(yōu)取向方向與50%時(shí)基本一致，而相對(duì)強(qiáng)度略有上升，此時(shí)屈服強(qiáng)度為256 MPa，有較小增大，但變化不明顯。

45°方向上的力學(xué)性能變化方式與軋向和法向略有差異，由圖6與表3的結(jié)果可知，在該方向上{111}晶面始終有一定的擇優(yōu)分布，此時(shí){111}晶面平行于宏觀45°方向，由上述晶面與應(yīng)力場(chǎng)的空間關(guān)系得知，沿該方向進(jìn)行拉伸試驗(yàn)時(shí)，以該方向擇優(yōu)分布的{111}晶面在宏觀應(yīng)力場(chǎng)中基本只受切應(yīng)力；當(dāng)冷軋變形量為10%時(shí)，{111}晶面主要分布于φ=40°附近，相對(duì)強(qiáng)度為1.5，此時(shí)45°方向的屈服強(qiáng)度明顯低于軋向與法向，而該方向的延伸率為25%，明顯高于軋向與法向；冷軋變形量增至30%時(shí)，該方向的{111}晶面分布于φ=45°附近，相對(duì)強(qiáng)度降為1.2，屈服強(qiáng)度略有下降，延伸率提升至26.5%；冷軋變形量為50%時(shí)，{111}晶面仍基本分布于φ=45°附近，擇優(yōu)取向的相對(duì)強(qiáng)度不變，屈服強(qiáng)度較30%變形量時(shí)無(wú)明顯變化，延伸率略有提升，A=27.3%；冷軋變形量為65%時(shí)，{111}晶面的分布變?yōu)棣?30°附近，相對(duì)強(qiáng)度由1.1提升為1.2，其屈服強(qiáng)度略有下降，而延伸率基本保持穩(wěn)定，A=27.8%。

不同方向取樣的拉伸實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，所有冷軋態(tài)板材均沿軋向的屈服強(qiáng)度最高，這是由于{111}面始終存在沿軋向方向的擇優(yōu)分布，該類型的滑移系在宏觀平均應(yīng)力場(chǎng)中只受到正應(yīng)力，切應(yīng)力為零，從而使該方向的屈服強(qiáng)度較大；相應(yīng)地，沿軋向方向的可驅(qū)動(dòng)滑移系少，在塑性變形中的貢獻(xiàn)較低，故延伸率較差；板材在45°方向上，由Cube取向的滑移系空間對(duì)稱性可知，其滑移面{111}〈110〉平行于宏觀應(yīng)力場(chǎng)，即大量滑移系只受到沿滑移方向的切應(yīng)力，故而此時(shí)該方向的屈服強(qiáng)度為最小值；同時(shí)滑移系沿該方向存在集中分布，這導(dǎo)致該方向可供滑移的晶面數(shù)量增加，故其延伸率較高。這表明，通過(guò)中子衍射極圖結(jié)果能夠真實(shí)地反映材料內(nèi)部滑移系的宏觀分布，從而可通過(guò)極圖定性判斷材料拉伸性能在宏觀特征方向的分布情況，為金屬材料的彈塑性力學(xué)的相關(guān)研究提供有效的數(shù)據(jù)支撐。

4 結(jié)論

本研究制備了不同冷軋變形量的固溶時(shí)效2024鋁合金板材樣品，基于中子衍射方法，結(jié)合EBSD表征了板材內(nèi)部晶粒形貌與取向的擇優(yōu)分布，探索了晶粒取向分布與板材力學(xué)性能的關(guān)聯(lián)。通過(guò)研究，得出以下結(jié)論：

1) 在某些情況下，中子衍射織構(gòu)測(cè)試能夠更加真實(shí)地反映材料內(nèi)部晶粒取向的分布情況。對(duì)比中子衍射織構(gòu)測(cè)試與EBSD測(cè)試的極圖結(jié)果可知，當(dāng)板材內(nèi)部粗晶粒較多時(shí)，中子衍射織構(gòu)測(cè)試不受晶粒尺寸影響，并能夠較好地表征弱織構(gòu)條件下晶粒取向的宏觀分布；同時(shí)，中子衍射織構(gòu)測(cè)試結(jié)果表明，在不同冷軋態(tài)下，{111}晶面均存在沿軋制方向的擇優(yōu)取向。

2) 中子衍射織構(gòu)測(cè)量所得極圖能夠定性反映材料力學(xué)性能各向異性的變化趨勢(shì)。{111}晶面的中子衍射極圖可以反映板材的力學(xué)性能，具體表現(xiàn)為沿法向方向{111}晶面的擇優(yōu)分布強(qiáng)度隨冷軋變形量的增大而減少，該方向屈服強(qiáng)度的變化趨勢(shì)與{111}晶面分布變化趨勢(shì)一致；類似地，板材沿45°方向{111}面的擇優(yōu)分布強(qiáng)度隨冷軋變形量的增大而升高，在該方向上{111}晶面受切應(yīng)力，因而屈服強(qiáng)度較小，而延伸率較大。因此，{111}晶面特征方向的擇優(yōu)分布可定性反映板材拉伸實(shí)驗(yàn)的測(cè)試結(jié)果。中子衍射方法可以更好地分析材料內(nèi)部晶粒取向的統(tǒng)計(jì)學(xué)特征，反映材料內(nèi)部真實(shí)的織構(gòu)信息，為優(yōu)化材料工藝、提高服役性能提供有效支撐。