第41卷 第7期 稀有金属材料与工程 V ol.41, No.7 2012年 7月 RARE METAL MATERIALS AND ENGINEERING July 2012
α+β钛合金微观组织对强韧性的影响概述
邵 晖
1,2
，赵永庆，曾卫东1，葛 鹏2，杨 义2
2
(2. 西北有色金属研究院，陕西 西安 710016)
(1. 西北工业大学 凝固技术国家重点实验室，陕西 西安 710072)
摘 要：α+β钛合金的微观组织对强度和断裂韧性有重要影响。本文概述了Ti-6Al-4V 、Ti-62222s 、Ti-6Al-2Sn-4Zr-6Mo 等钛合金的拉伸性能、断裂韧性与组织特征参数的定性和定量关系。同时指出组织参数定量化、神经网络和有限元技术的综合利用可以有效预测组织和性能的关系。 关键词：强度；断裂韧性；组织；α+β钛合金
中图法分类号：TG146.2+3 文献标识码：A 文章编号：1002-185X(2012)07-1313-04
钛合金具有组织多样性的显著特点，表现在组织中各种相的形态、体积分数和尺寸的变化范围广，因此可以通过调整显微组织在一定程度上改变力学性能，这一直是国内外学者的研究内容。Yoshikuni [1]和Ninomi [2]等综合阐述了微观组织对钛合金强韧性的定性影响。美国学者J. P. Hirth等[3]用一系列Ti-Mo 两相钛合金的临界应力强度因子和拉伸性能数据对13种已有强度和韧性的关系模型进行验证，文献认为但是并没有详细讨论组织K IC ∝σ0.2-1是最适用的关系，
参数对强度和韧性的影响。加拿大学者N. L. 讨论了组织参数Richards [4]概述了7种断裂韧性模型，
对塑性区及对断裂韧性的影响，指出合金韧性由钛合金的模量及强度、真应变、加工硬化系数和组织参数共同决定。
本文主要概述了在合金成分一定的条件下，显微组织对强度和断裂韧性的定性、定量影响，以期寻求合适的方法来研究两相合金的强度及韧性机理以及二者之间内在的关系。
换式和间隙式固溶强化、晶粒度效应外，α+β型钛合金强度和断裂韧性还来源于第二相效应、有序相、时效强化和晶体学织构。
1.1 等轴组织及双态组织对强韧性的影响
α+β钛合金中，通过合金化或热处理调整合金中α相的含量、形貌和尺寸可以改变合金的强韧性。文献[5]认为，初生α相体积分数和颗粒/面比率决定了Ti-6Al-4V 和Ti-6Al-2Sn-4Zr-6Mo 合金两相区加工后的断裂形貌。文献[6]则认为，通过热处理来控制Ti-6Al-4V 合金α相和β相的体积分数和形貌，可以得到良好的综合性能 (见表1) ，例如退火条件下合金的抗拉强度大约为900 MPa，而固溶及时效后的抗拉强度可以达到1200 MPa。
文献[7]认为，在Ti-6Al-2Sn-4Zr-6Mo 合金中，通过锻造或热处理工艺得到大约10%等轴α相以及基体相中含有较厚次生α相双态组织可以使拉伸性能和断裂韧性得到优化配合。除了相形貌对性能的影响外，等轴α相取向也影响着拉伸性能。在低温 (293 K) 拉伸的条件下，Ti-6Al-4V 合金等轴组织的α相沿 (101) 晶面的取向变差，这将会导致裂纹沿着 (101) 面持续扩展的阻力变大，钛合金抵抗断裂的能力提高、抗拉强度增加、塑性下降[8]。对强韧性机制深入研究表明，在具有等轴及双态组织的Ti-5.225Al-5.5V-0.9Fe-0.5Cu 合金拉伸试验和断裂韧性试验中，空洞在等轴α和时效β界面形核和长大，等轴α之间的距离、晶粒大小控制空洞扩展速率[9]，从而影响合金的强度和断裂韧性。文献[10]研究表明，等轴组织的断裂韧性与单位
1 组织对强韧性的定性影响
α+β钛合金与α合金、β合金比较，其力学性能与组织的关系较敏感，特别是在合金中加入铝和β稳定剂时，这种关系还会进一步加强。在钛合金中，等轴组织往往具有高的塑性和疲劳强度，并易于超塑性变形。片状组织则有利于提高韧性。而双态组织综合了片状和等轴组织的优点，具有优良的综合性能。己有研究表明，对于同一类型组织，除了外界环境、置
收稿日期：2011-07-08
基金项目：国家重点基础研究发展计划（“973”计划）项目（2007CB613805）
作者简介：邵 晖，男，1983年生，博士生，西北工业大学材料学院，陕西 西安 710072，E-mail: [email protected]；通讯作者：
赵永庆，教授，电话：029-86266577，E-mail: [email protected]
·1314· 稀有金属材料与工程 第41卷
体积晶界面积及等轴α相尺寸呈线性关系。 1.2 魏氏组织及网篮组织对强韧性的影响 1.2.1 β晶粒及晶内α相对强韧性的影响
片层组织的特征参数包括β晶粒的大小、晶内条状α相厚度及α丛域尺寸，特别是α丛域尺寸由冷却速率和β晶粒的大小共同决定[11]。这些组织参数对材料性能有重要影响。Ti-6Al-4V 合金魏氏组织α 条厚度增加，其强度和塑性同时降低，而且强塑性匹配低于细小等轴组织和双态组织 (见表1) [6]。研究发现，具有魏氏组织的Ti-6Al-2Sn-4Zr-6Mo 合金断裂韧性随β晶粒尺寸增大而增大，延伸率、裂纹形核抗力增加，强度稍微减小。裂纹形核抗力增加的主要原因是片状α的尺寸增加可以使扩展裂纹沿不同取向的丛域发生偏斜，导致裂纹前沿钝化，从而吸收额外的裂纹扩展能量[12]。
Hall 、Hammand [13]及众多研究者[14]也指出，β转变组织使裂纹路径曲折从而增加了裂纹的总长度，消耗了较多的能量，提高了韧度，而且片状组织尺寸越大越能凸显这种增韧效应。分析认为，裂纹不仅在不同α相位向丛域交界处会发生剧烈的塑性变形，而且穿越β晶界时发生阻滞会进一步提高韧度。此外，β相基体中析出次生α相对两相合金的强化也起着重要作用。文献[15]研究发现，经过低温时效后的TC21合金网篮组织使合金的强度明显增加, 但是没有详细研究该相形貌及大小对性能的影响。 1.2.2 晶界α相对强韧性的影响
随冷却速率增加，高温冷却后Ti-6Al-4V 条状α 相尺寸减小，塑性及屈服强度增加。但是当拉伸塑性达到某个值后，断裂机制转变为沿晶界α相纤维状延性断裂。这主要是由于晶界α相引起晶界处的应力集中导致了塑性损失[16]。而且该组织类型的断裂韧性取决于塑性区和晶粒的尺寸大小。当塑性区比β晶粒
表1 Ti-6Al-4V 合金拉伸性能
Table 1 Tensile properties of Ti-6Al-4V alloy (500 ℃, 24 h)
Microstructure parameter σ0.2/MPa Z /% 1, Thickness of α layer: 0.5 µm 1040 20 1, Thickness of α layer: 1 µm 980 25 1, Thickness of α layer: 10 µm 935 15 2, Size of α grain : 2 µm 1170 55 2, Size of α grain : 6 µm 1120 49 2, Size of α grain : 12 µm 1075 38 3, Size of α grain : 6 µm, volume: 40% 1110 55 3, Size of α grain : 25 µm, volume: 40% 1175
45
1- lamellar microstructure; 2- equiaxed microstructure and
3- bi-modal microstructure
小时晶界α相对断裂韧性的影响较大，反之，断裂韧性不受晶界α相的影响。可见，晶界α相对强韧性有重要影响。
对T i-5.25A1-5.5V-0.9Fe-0.5Cu 合金魏氏组织的强韧性研究发现，α-β界面空洞的形成位置主要在晶界α相位置，空洞的生长速率决定塑性值的大小。如果空洞的生长速率较大，在较低的应力和应变条件下空洞也可达到断裂的临界尺度[17]。文献[18]对Ti-4Al-2Sn-4Mo-0.55Si 合金的研究中也指出，空洞与单位体积晶界的面积和晶界α相的厚度有关。减小晶界的厚度会增大形成显微空洞的空间频率，使裂纹变钝和中断从而可以提高韧性。但是文献[9]认为，裂纹扩展由晶界α相厚度决定，其厚度增加，断裂韧性增加。Gerberich 和Baker 进一步研究指出，晶界应该保持适当厚度，以便使裂纹在穿越晶界时能够频繁转向[14]。本文作者认为，晶界厚度是影响断裂韧性的主要因素，但是也不能忽略其它组织参数对断裂韧性的影响。 1.3 合金化合物对强韧性的影响
低温时效后，比如500 /24℃ h (Ti-6Al-4V)，590 ℃/8 h (Ti-6242)，几乎所有两相合金都析出纳米尺寸的α2相，使α相硬化而起到强化作用。文献[19]认为，氧含量对α2相的含量和稳定有重要作用，同时α2相的析出还受到时效温度的影响。研究还发现，尽管随时效时间或温度增加，α及β稳定元素会发生再分配，但是 Al元素含量与断裂韧性并没有直接关系。一般来讲，Ti-62222s 合金中析出的α2相、硅化物相都降低合金的断裂韧性[20,21]。断裂形貌研究表明，α2相会导致晶间断裂，而晶内断裂可能与硅化物有关；文献[22]认为，随时效时间增加，α2和硅化物的体积分数增加，将会导致合金的强度增加，韧性减小，但是作者没有讨论时效时α相的粗化是否对断裂韧性造成影响。 1.4 织构对强韧性的影响
Ti-6Al-4V 合金变形拉长α相的滑移距离较大，裂纹萌生及扩展比等轴α相结构更困难，导致合金韧性高而塑性低。Mithun KuruvillaI[23]研究了Ti-4.4Al- 5Mo-1.5Gr 时效轧板的取向对拉伸性能的影响，结果发现，单轴方向拉伸时横截面上的断面收缩率高于纵截面。同时文献[24]讨论了Ti-6246合金织构对断裂行为的影响 (变形晶粒示意图见图1) ，文献对加工和热处理后的饼材分别进行了L 、30°、45°、60°、T 方向的拉伸性能测试 (见表2) 。
分析发现，拉伸塑性主要与裂纹形核抗力和裂纹扩展抗力2个参数有关，这2个因素决定了45°方向上具有最低塑性值。因为平行于扁平状晶粒方向的剪
第7期 邵 晖等：α+β钛合金微观组织对强韧性的影响概述 ·1315·
T
45°
D 1
D 2
L
图1 变形晶粒示意图
Fig,1 Schematic view of the deformed grain[11]
切应力将导致三角晶界处应力集中，引起晶界α层区域优先塑性变形导致裂纹形核，然后裂纹沿着45°的晶界α相快速扩展。30°与60°、L 、T 方向比较，晶界α相对裂纹形核有相同的影响，塑性主要是受裂纹扩展行为的影响。在L 和30°施加应力时，裂纹部分穿过片层基体，而在T 和60°施加应力时，裂纹优先沿着晶界α相发生，然后较快扩展，使组织的塑性较低。织构对材料断裂韧性也存在明显的影响，扁平状β晶粒将会造成不同方向测试时裂纹的扩展方式不同：L-T 向的穿晶扩展，T-L 向的沿晶扩展。在多种钛合金的研究中都发现，L-T 向的韧度比T-L 向高25%~40%。因为沿确定位向的穿晶断裂需要较高的能量形成起伏刻面(造成曲折的扩展路径) 提高了韧度[14,25]。J. O. Peters研究了β-CEZ 合金织构对断裂韧性的影响。通过控制热加工变形量来控制β晶粒的变形程度。研究发现，片状组织的晶粒拉长程度越剧烈，
L-T 方向K IC 越低，
但塑性会有所提高。所以不同变形程度对L-T 和T-L 向的K IC 也有不同的影响。特别是在变形量较大的条件下，L-T 向的K IC 不会高出T-L 向很多 (因为窄长晶粒在断裂时形成的刻面不会造成剧烈的起伏) ，而在变形量较小的情况下则相反[26]。G. Lütjering研究表明，晶粒片状化和晶粒尺寸减小对力学性能有相同的影响[27]。
此外，合金元素的再分配及杂质元素对性能也有一定的影响[28,12,5]；同时，通过置氢及脱氢工艺来细化两相合金铸件和锻件微观组织也可达到合金强韧化的目的[29,30]。
2 组织特征参数与强韧性的定量模型研究
对于α+β钛合金，建立钛合金各种组织参数与力学性能的关系是寻找钛合金组织最佳化所需途径的有效方法，卓有成效的工作已有很多。在文献[31]中，前苏联学者对BT3-1等两相合金组织与性能的关系进行了线性拟合，例如等轴α相的大小、α相之间的距
表2 Ti-6Al-2Sn-4Zr-6Mo 合金拉伸性能
Table 2 Tensile properties of Ti-6Al-2Sn-4Zr-6Mo alloy Alloy orientation
R 0.2/ R m / σF / A/Z/MPa MPa MPa %%L 1060 1170 1355 9.61530° 1045 1135 1245 5.01145°
1010 1120 1150 2.63 60° 1045 1160 1200 3.33 T
1025
1170
1300
5.7
11
离、β相晶粒尺寸、晶界α相宽度以及条状α相的长度、β相晶粒的大小和丛域的大小和强度、韧性的拟合公式，并指出α晶粒大小对强度的影响可用Petch-Hall 方程 (σ=σ0+K y d -1/2) 描述。J. O. Peters[26]研究了控制两相钛合金断裂的定量机理，计算了Ti-6Al-4V 合金魏氏组织丛域尺寸X 0与K IC 的关系。国内陈伟研究了TC21合金网篮组织丛域α相尺寸和断裂韧性的定量规律[32]。
有些研究者采用了分形定量方法或体视学定量方法来研究组织与性能的关系。张青利用分形方法定量了TB8组织特征参数，并对热压缩的晶粒再结晶进行了分形定量[33]。王凯旋采用金相图像处理软件定量了TC17合金的组织特征参数，并利用神经网络模型对拉伸性能进行了研究[34]。同时某些学者采用有限元技术对合金的损伤进行了预测，如李旭东课题组[35]对三维多晶体材料微结构进行了有限元网格划分与应力响应计算。该方法可以根据微结构的力学响应结果，识别材料结构弱点来评估微裂纹的萌生、扩展，预测微结构材料损伤后的材料性能。
3 结 语
目前，两相钛合金微观组织和性能定量研究比较少，其原因有以下几点：首先，微观组织相当复杂，涉及尺寸范围太大，从不同的尺度去定量微观组织比较困难；其次，组织参数信息多数来自二维分析的数据，数据不能准确描述组织的三维特征参数；第三，尚未引进一个具有物理意义的数学模型。鉴于两相合金性能对组织参数的敏感性，有必要设计制备多种类型组织，研究力学性能特征及其与组织的交互作用和演化，深入观察断裂特征以及它们和组织的关系，揭示强度、韧性的机理及二者之间的内在关系，创新工艺，才能使合金的综合性能达到最优化。
参考文献 References
[1] Yoshikuni Kawabe et al. ISIJ International[J], 1991, 31(8): 785 [2] Niinomi Mitsuo et al. ISIJ International[J],1991, 31(8): 848
·1316· 稀有金属材料与工程 第41卷 [3] Hirth J P et al. Metall Mater Trans[J], 1977, 8(7): 1165 [4] Richards N L. J Mater Eng Perform[J], 2004, 13(2): 218 [5] Beachem C D et al. Fractography-Microscopic Cracking
Processes [M]. Philadelphia, PA: ASTM International, 1976: 99 [6] Leyens C et al. Translated by Chen Zhenhua(陈振华译).
Titanium and Titanium Alloys(钛与钛合金)[M]. Beijing: Chemical Industry Press, 2005: 140
[7] Hall J A et al. Mater Sci Eng[J], 1972, 9(4): 197
[8] Wang Qi(王 琦). Journal of Materials Engineering(材料工
程)[J], 2009(3): 54
[9] Harold Margolin. Metall Mater Trans[J], 1982, 13(2): 269 [10] Greenfield M A. Metall Mater Trans[J], 1971, 2(3): 841 [11] Lütjering G. Mat Sci Eng A[J], 1998, 243: 32
[12] Niinomi M et al. Mater Sci Technol[J], 1988, 4(9): 803 [13] Hall I W, Hammond C. Mater Sci Eng[J], 1978, 32(3): 241 [14] Campbell J E et al. Translated by Wang Yilin(汪一麟译).
Application of Fracture Mechanics for Selection of Metallic Structural Materials(断裂力学在选材方面的应用)[M]. Beijing: Metallurgical Industry Press, 1992
[15] Zhu Zhishou(朱知寿) et al. Titanium Industry Progress(钛工
业进展)[J], 2006, 23(6): 24
[16] Terlinde G et al. Proceedings of the 1987 TMS-AIME Annual
Symposia on Effect of Microstructure on Fracture Toughness and Fatigue Crack Growth Rate in Titanium Alloys[C]. Marriott: Dever Co., 1987: 97
[17] Greenfield M A et al. Metall Mater Trans[J], 1972, 2(3): 841 [18] Rogers D H. Proceedings of Conference of the Metallurgical
Society on Titanium Science and Technology[C]. New York: Plenum Press, 1973: 1719
[19] Lütjering G. Mat Sci Eng A[J], 1999, 263: 117
[20] Wilson A W et al. Metall Mater Trans[J], 1998, 29: 1585 [21] Niinomi M F et al. Metall Mater Trans[J], 2001, 32: 2795 [22] Akmoulin I A et al. Metall Mater Trans[J], 1994, 25: 1665 [23] Kuruvilla M et al. Sadhana [J], 2008, 33(3): 235 [24] Sauer C et al. Mat Sci Eng A[J], 2001, 31: 393 [25] Lütjering G. Mat Sci Eng A[J], 1996, 213: 71 [26] Peters J O et al. Mat Sci Eng A[J], 1996, 213(2): 71 [27] Lütjering G. Mat Sci Eng A[J], 2001, 319: 602
[28] Zhang Yunkun(张云琨) et al. Journal of Changchun University
of Science and Technology(长春理工大学学报)[J], 2004, 27(3): 87
[29] Zhang Xuemin(张学敏) et al. Rare Metal Materials and
Engineering (稀有金属材料与工程)[J], 2009, 38(12): 2179 [30] Levin L et al. Proceedings of the Fifth International
Conference on Titanium[C]. Munich: Deutsche Gesellschaft für Metallkunde, 1984: 2107
[31] Bolisowa E A. Translated by Chen Shiqing(陈石卿译).
Metallography of Titanium Alloys(钛合金金相学)[M]. Beijing: National Defense Industrial Press, 1986: 243 [32] Chen Wei(陈 伟). Research on the Damage Tolerance of TC21
Titanium Alloy(TC21钛合金损伤容限性的研究)[D]. Nanjing: Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, 2005 [33] Zhang Qing(张 青). Fractal Analyze and Simulation on
Microstructure of TB8 Alloy under Hot Deformation(热变形条件下TB8合金组织的分形及模拟)[D]. Hefei: Hefei University of Technology, 2008
[34] Wang Kaixuan(王凯旋) et al. Rare Metal Materials and
Engineering (稀有金属材料与工程)[J], 2010, 39(4): 565 [35] Ren Huaihui(任淮辉) et al. Journal of Lanzhou University of
Technology (兰州理工大学学报)[J], 2008, 34(1): 2
Review on Influence of Microstructure on Strength and Fracture Toughness
in α+β Titanium Alloy
Shao Hui 1,2, Zhao Yongqing 2, Zeng Weidong1, Ge Peng2, Yang Yi2
(1. State Key Laboratory of Solidification Processing, Northwest Polytechnical University, Xi’an 710072, China)
(2. Northwest Institute for Nonferrous Metal Research, Xi’an 710016, China)
Abstract: The microstructure has an important effect on the strength and fracture toughness in α+β titanium alloys. The qualitative and quantitative relationships between microstructure parameters and mechanical performances were mainly reviewed in alloys, for example, Ti-6AL-4V, Ti-62222s, Ti-6Al-2Sn-4Zr-6Mo, etc.. Meanwhile, the comprehensive utilization of quantitative microstructure parameters, finite element and neural network can predict quantitative relationship between microstructure and performances. Key word: strength; fracture toughness; microstructure; α+β titanium alloy Corresponding author: Shao Hui, Candidate for Ph. D., School of Materials Science and Engineering, Northwest Polytechnical University, Xi’an 710072, E-mail: [email protected]; Zhao Yongqing, Professor, Tel: 0086-29-86266577, E-mail: [email protected]
第41卷 第7期 稀有金属材料与工程 V ol.41, No.7 2012年 7月 RARE METAL MATERIALS AND ENGINEERING July 2012
α+β钛合金微观组织对强韧性的影响概述
邵 晖
1,2
，赵永庆，曾卫东1，葛 鹏2，杨 义2
2
(2. 西北有色金属研究院，陕西 西安 710016)
(1. 西北工业大学 凝固技术国家重点实验室，陕西 西安 710072)
摘 要：α+β钛合金的微观组织对强度和断裂韧性有重要影响。本文概述了Ti-6Al-4V 、Ti-62222s 、Ti-6Al-2Sn-4Zr-6Mo 等钛合金的拉伸性能、断裂韧性与组织特征参数的定性和定量关系。同时指出组织参数定量化、神经网络和有限元技术的综合利用可以有效预测组织和性能的关系。 关键词：强度；断裂韧性；组织；α+β钛合金
中图法分类号：TG146.2+3 文献标识码：A 文章编号：1002-185X(2012)07-1313-04
钛合金具有组织多样性的显著特点，表现在组织中各种相的形态、体积分数和尺寸的变化范围广，因此可以通过调整显微组织在一定程度上改变力学性能，这一直是国内外学者的研究内容。Yoshikuni [1]和Ninomi [2]等综合阐述了微观组织对钛合金强韧性的定性影响。美国学者J. P. Hirth等[3]用一系列Ti-Mo 两相钛合金的临界应力强度因子和拉伸性能数据对13种已有强度和韧性的关系模型进行验证，文献认为但是并没有详细讨论组织K IC ∝σ0.2-1是最适用的关系，
参数对强度和韧性的影响。加拿大学者N. L. 讨论了组织参数Richards [4]概述了7种断裂韧性模型，
对塑性区及对断裂韧性的影响，指出合金韧性由钛合金的模量及强度、真应变、加工硬化系数和组织参数共同决定。
本文主要概述了在合金成分一定的条件下，显微组织对强度和断裂韧性的定性、定量影响，以期寻求合适的方法来研究两相合金的强度及韧性机理以及二者之间内在的关系。
换式和间隙式固溶强化、晶粒度效应外，α+β型钛合金强度和断裂韧性还来源于第二相效应、有序相、时效强化和晶体学织构。
1.1 等轴组织及双态组织对强韧性的影响
α+β钛合金中，通过合金化或热处理调整合金中α相的含量、形貌和尺寸可以改变合金的强韧性。文献[5]认为，初生α相体积分数和颗粒/面比率决定了Ti-6Al-4V 和Ti-6Al-2Sn-4Zr-6Mo 合金两相区加工后的断裂形貌。文献[6]则认为，通过热处理来控制Ti-6Al-4V 合金α相和β相的体积分数和形貌，可以得到良好的综合性能 (见表1) ，例如退火条件下合金的抗拉强度大约为900 MPa，而固溶及时效后的抗拉强度可以达到1200 MPa。
文献[7]认为，在Ti-6Al-2Sn-4Zr-6Mo 合金中，通过锻造或热处理工艺得到大约10%等轴α相以及基体相中含有较厚次生α相双态组织可以使拉伸性能和断裂韧性得到优化配合。除了相形貌对性能的影响外，等轴α相取向也影响着拉伸性能。在低温 (293 K) 拉伸的条件下，Ti-6Al-4V 合金等轴组织的α相沿 (101) 晶面的取向变差，这将会导致裂纹沿着 (101) 面持续扩展的阻力变大，钛合金抵抗断裂的能力提高、抗拉强度增加、塑性下降[8]。对强韧性机制深入研究表明，在具有等轴及双态组织的Ti-5.225Al-5.5V-0.9Fe-0.5Cu 合金拉伸试验和断裂韧性试验中，空洞在等轴α和时效β界面形核和长大，等轴α之间的距离、晶粒大小控制空洞扩展速率[9]，从而影响合金的强度和断裂韧性。文献[10]研究表明，等轴组织的断裂韧性与单位
1 组织对强韧性的定性影响
α+β钛合金与α合金、β合金比较，其力学性能与组织的关系较敏感，特别是在合金中加入铝和β稳定剂时，这种关系还会进一步加强。在钛合金中，等轴组织往往具有高的塑性和疲劳强度，并易于超塑性变形。片状组织则有利于提高韧性。而双态组织综合了片状和等轴组织的优点，具有优良的综合性能。己有研究表明，对于同一类型组织，除了外界环境、置
收稿日期：2011-07-08
基金项目：国家重点基础研究发展计划（“973”计划）项目（2007CB613805）
作者简介：邵 晖，男，1983年生，博士生，西北工业大学材料学院，陕西 西安 710072，E-mail: [email protected]；通讯作者：
赵永庆，教授，电话：029-86266577，E-mail: [email protected]
·1314· 稀有金属材料与工程 第41卷
体积晶界面积及等轴α相尺寸呈线性关系。 1.2 魏氏组织及网篮组织对强韧性的影响 1.2.1 β晶粒及晶内α相对强韧性的影响
片层组织的特征参数包括β晶粒的大小、晶内条状α相厚度及α丛域尺寸，特别是α丛域尺寸由冷却速率和β晶粒的大小共同决定[11]。这些组织参数对材料性能有重要影响。Ti-6Al-4V 合金魏氏组织α 条厚度增加，其强度和塑性同时降低，而且强塑性匹配低于细小等轴组织和双态组织 (见表1) [6]。研究发现，具有魏氏组织的Ti-6Al-2Sn-4Zr-6Mo 合金断裂韧性随β晶粒尺寸增大而增大，延伸率、裂纹形核抗力增加，强度稍微减小。裂纹形核抗力增加的主要原因是片状α的尺寸增加可以使扩展裂纹沿不同取向的丛域发生偏斜，导致裂纹前沿钝化，从而吸收额外的裂纹扩展能量[12]。
Hall 、Hammand [13]及众多研究者[14]也指出，β转变组织使裂纹路径曲折从而增加了裂纹的总长度，消耗了较多的能量，提高了韧度，而且片状组织尺寸越大越能凸显这种增韧效应。分析认为，裂纹不仅在不同α相位向丛域交界处会发生剧烈的塑性变形，而且穿越β晶界时发生阻滞会进一步提高韧度。此外，β相基体中析出次生α相对两相合金的强化也起着重要作用。文献[15]研究发现，经过低温时效后的TC21合金网篮组织使合金的强度明显增加, 但是没有详细研究该相形貌及大小对性能的影响。 1.2.2 晶界α相对强韧性的影响
随冷却速率增加，高温冷却后Ti-6Al-4V 条状α 相尺寸减小，塑性及屈服强度增加。但是当拉伸塑性达到某个值后，断裂机制转变为沿晶界α相纤维状延性断裂。这主要是由于晶界α相引起晶界处的应力集中导致了塑性损失[16]。而且该组织类型的断裂韧性取决于塑性区和晶粒的尺寸大小。当塑性区比β晶粒
表1 Ti-6Al-4V 合金拉伸性能
Table 1 Tensile properties of Ti-6Al-4V alloy (500 ℃, 24 h)
Microstructure parameter σ0.2/MPa Z /% 1, Thickness of α layer: 0.5 µm 1040 20 1, Thickness of α layer: 1 µm 980 25 1, Thickness of α layer: 10 µm 935 15 2, Size of α grain : 2 µm 1170 55 2, Size of α grain : 6 µm 1120 49 2, Size of α grain : 12 µm 1075 38 3, Size of α grain : 6 µm, volume: 40% 1110 55 3, Size of α grain : 25 µm, volume: 40% 1175
45
1- lamellar microstructure; 2- equiaxed microstructure and
3- bi-modal microstructure
小时晶界α相对断裂韧性的影响较大，反之，断裂韧性不受晶界α相的影响。可见，晶界α相对强韧性有重要影响。
对T i-5.25A1-5.5V-0.9Fe-0.5Cu 合金魏氏组织的强韧性研究发现，α-β界面空洞的形成位置主要在晶界α相位置，空洞的生长速率决定塑性值的大小。如果空洞的生长速率较大，在较低的应力和应变条件下空洞也可达到断裂的临界尺度[17]。文献[18]对Ti-4Al-2Sn-4Mo-0.55Si 合金的研究中也指出，空洞与单位体积晶界的面积和晶界α相的厚度有关。减小晶界的厚度会增大形成显微空洞的空间频率，使裂纹变钝和中断从而可以提高韧性。但是文献[9]认为，裂纹扩展由晶界α相厚度决定，其厚度增加，断裂韧性增加。Gerberich 和Baker 进一步研究指出，晶界应该保持适当厚度，以便使裂纹在穿越晶界时能够频繁转向[14]。本文作者认为，晶界厚度是影响断裂韧性的主要因素，但是也不能忽略其它组织参数对断裂韧性的影响。 1.3 合金化合物对强韧性的影响
低温时效后，比如500 /24℃ h (Ti-6Al-4V)，590 ℃/8 h (Ti-6242)，几乎所有两相合金都析出纳米尺寸的α2相，使α相硬化而起到强化作用。文献[19]认为，氧含量对α2相的含量和稳定有重要作用，同时α2相的析出还受到时效温度的影响。研究还发现，尽管随时效时间或温度增加，α及β稳定元素会发生再分配，但是 Al元素含量与断裂韧性并没有直接关系。一般来讲，Ti-62222s 合金中析出的α2相、硅化物相都降低合金的断裂韧性[20,21]。断裂形貌研究表明，α2相会导致晶间断裂，而晶内断裂可能与硅化物有关；文献[22]认为，随时效时间增加，α2和硅化物的体积分数增加，将会导致合金的强度增加，韧性减小，但是作者没有讨论时效时α相的粗化是否对断裂韧性造成影响。 1.4 织构对强韧性的影响
Ti-6Al-4V 合金变形拉长α相的滑移距离较大，裂纹萌生及扩展比等轴α相结构更困难，导致合金韧性高而塑性低。Mithun KuruvillaI[23]研究了Ti-4.4Al- 5Mo-1.5Gr 时效轧板的取向对拉伸性能的影响，结果发现，单轴方向拉伸时横截面上的断面收缩率高于纵截面。同时文献[24]讨论了Ti-6246合金织构对断裂行为的影响 (变形晶粒示意图见图1) ，文献对加工和热处理后的饼材分别进行了L 、30°、45°、60°、T 方向的拉伸性能测试 (见表2) 。
分析发现，拉伸塑性主要与裂纹形核抗力和裂纹扩展抗力2个参数有关，这2个因素决定了45°方向上具有最低塑性值。因为平行于扁平状晶粒方向的剪
第7期 邵 晖等：α+β钛合金微观组织对强韧性的影响概述 ·1315·
T
45°
D 1
D 2
L
图1 变形晶粒示意图
Fig,1 Schematic view of the deformed grain[11]
切应力将导致三角晶界处应力集中，引起晶界α层区域优先塑性变形导致裂纹形核，然后裂纹沿着45°的晶界α相快速扩展。30°与60°、L 、T 方向比较，晶界α相对裂纹形核有相同的影响，塑性主要是受裂纹扩展行为的影响。在L 和30°施加应力时，裂纹部分穿过片层基体，而在T 和60°施加应力时，裂纹优先沿着晶界α相发生，然后较快扩展，使组织的塑性较低。织构对材料断裂韧性也存在明显的影响，扁平状β晶粒将会造成不同方向测试时裂纹的扩展方式不同：L-T 向的穿晶扩展，T-L 向的沿晶扩展。在多种钛合金的研究中都发现，L-T 向的韧度比T-L 向高25%~40%。因为沿确定位向的穿晶断裂需要较高的能量形成起伏刻面(造成曲折的扩展路径) 提高了韧度[14,25]。J. O. Peters研究了β-CEZ 合金织构对断裂韧性的影响。通过控制热加工变形量来控制β晶粒的变形程度。研究发现，片状组织的晶粒拉长程度越剧烈，
L-T 方向K IC 越低，
但塑性会有所提高。所以不同变形程度对L-T 和T-L 向的K IC 也有不同的影响。特别是在变形量较大的条件下，L-T 向的K IC 不会高出T-L 向很多 (因为窄长晶粒在断裂时形成的刻面不会造成剧烈的起伏) ，而在变形量较小的情况下则相反[26]。G. Lütjering研究表明，晶粒片状化和晶粒尺寸减小对力学性能有相同的影响[27]。
此外，合金元素的再分配及杂质元素对性能也有一定的影响[28,12,5]；同时，通过置氢及脱氢工艺来细化两相合金铸件和锻件微观组织也可达到合金强韧化的目的[29,30]。
2 组织特征参数与强韧性的定量模型研究
对于α+β钛合金，建立钛合金各种组织参数与力学性能的关系是寻找钛合金组织最佳化所需途径的有效方法，卓有成效的工作已有很多。在文献[31]中，前苏联学者对BT3-1等两相合金组织与性能的关系进行了线性拟合，例如等轴α相的大小、α相之间的距
表2 Ti-6Al-2Sn-4Zr-6Mo 合金拉伸性能
Table 2 Tensile properties of Ti-6Al-2Sn-4Zr-6Mo alloy Alloy orientation
R 0.2/ R m / σF / A/Z/MPa MPa MPa %%L 1060 1170 1355 9.61530° 1045 1135 1245 5.01145°
1010 1120 1150 2.63 60° 1045 1160 1200 3.33 T
1025
1170
1300
5.7
11
离、β相晶粒尺寸、晶界α相宽度以及条状α相的长度、β相晶粒的大小和丛域的大小和强度、韧性的拟合公式，并指出α晶粒大小对强度的影响可用Petch-Hall 方程 (σ=σ0+K y d -1/2) 描述。J. O. Peters[26]研究了控制两相钛合金断裂的定量机理，计算了Ti-6Al-4V 合金魏氏组织丛域尺寸X 0与K IC 的关系。国内陈伟研究了TC21合金网篮组织丛域α相尺寸和断裂韧性的定量规律[32]。
有些研究者采用了分形定量方法或体视学定量方法来研究组织与性能的关系。张青利用分形方法定量了TB8组织特征参数，并对热压缩的晶粒再结晶进行了分形定量[33]。王凯旋采用金相图像处理软件定量了TC17合金的组织特征参数，并利用神经网络模型对拉伸性能进行了研究[34]。同时某些学者采用有限元技术对合金的损伤进行了预测，如李旭东课题组[35]对三维多晶体材料微结构进行了有限元网格划分与应力响应计算。该方法可以根据微结构的力学响应结果，识别材料结构弱点来评估微裂纹的萌生、扩展，预测微结构材料损伤后的材料性能。
3 结 语
目前，两相钛合金微观组织和性能定量研究比较少，其原因有以下几点：首先，微观组织相当复杂，涉及尺寸范围太大，从不同的尺度去定量微观组织比较困难；其次，组织参数信息多数来自二维分析的数据，数据不能准确描述组织的三维特征参数；第三，尚未引进一个具有物理意义的数学模型。鉴于两相合金性能对组织参数的敏感性，有必要设计制备多种类型组织，研究力学性能特征及其与组织的交互作用和演化，深入观察断裂特征以及它们和组织的关系，揭示强度、韧性的机理及二者之间的内在关系，创新工艺，才能使合金的综合性能达到最优化。
参考文献 References
[1] Yoshikuni Kawabe et al. ISIJ International[J], 1991, 31(8): 785 [2] Niinomi Mitsuo et al. ISIJ International[J],1991, 31(8): 848
·1316· 稀有金属材料与工程 第41卷 [3] Hirth J P et al. Metall Mater Trans[J], 1977, 8(7): 1165 [4] Richards N L. J Mater Eng Perform[J], 2004, 13(2): 218 [5] Beachem C D et al. Fractography-Microscopic Cracking
Processes [M]. Philadelphia, PA: ASTM International, 1976: 99 [6] Leyens C et al. Translated by Chen Zhenhua(陈振华译).
Titanium and Titanium Alloys(钛与钛合金)[M]. Beijing: Chemical Industry Press, 2005: 140
[7] Hall J A et al. Mater Sci Eng[J], 1972, 9(4): 197
[8] Wang Qi(王 琦). Journal of Materials Engineering(材料工
程)[J], 2009(3): 54
[9] Harold Margolin. Metall Mater Trans[J], 1982, 13(2): 269 [10] Greenfield M A. Metall Mater Trans[J], 1971, 2(3): 841 [11] Lütjering G. Mat Sci Eng A[J], 1998, 243: 32
[12] Niinomi M et al. Mater Sci Technol[J], 1988, 4(9): 803 [13] Hall I W, Hammond C. Mater Sci Eng[J], 1978, 32(3): 241 [14] Campbell J E et al. Translated by Wang Yilin(汪一麟译).
Application of Fracture Mechanics for Selection of Metallic Structural Materials(断裂力学在选材方面的应用)[M]. Beijing: Metallurgical Industry Press, 1992
[15] Zhu Zhishou(朱知寿) et al. Titanium Industry Progress(钛工
业进展)[J], 2006, 23(6): 24
[16] Terlinde G et al. Proceedings of the 1987 TMS-AIME Annual
Symposia on Effect of Microstructure on Fracture Toughness and Fatigue Crack Growth Rate in Titanium Alloys[C]. Marriott: Dever Co., 1987: 97
[17] Greenfield M A et al. Metall Mater Trans[J], 1972, 2(3): 841 [18] Rogers D H. Proceedings of Conference of the Metallurgical
Society on Titanium Science and Technology[C]. New York: Plenum Press, 1973: 1719
[19] Lütjering G. Mat Sci Eng A[J], 1999, 263: 117
[20] Wilson A W et al. Metall Mater Trans[J], 1998, 29: 1585 [21] Niinomi M F et al. Metall Mater Trans[J], 2001, 32: 2795 [22] Akmoulin I A et al. Metall Mater Trans[J], 1994, 25: 1665 [23] Kuruvilla M et al. Sadhana [J], 2008, 33(3): 235 [24] Sauer C et al. Mat Sci Eng A[J], 2001, 31: 393 [25] Lütjering G. Mat Sci Eng A[J], 1996, 213: 71 [26] Peters J O et al. Mat Sci Eng A[J], 1996, 213(2): 71 [27] Lütjering G. Mat Sci Eng A[J], 2001, 319: 602
[28] Zhang Yunkun(张云琨) et al. Journal of Changchun University
of Science and Technology(长春理工大学学报)[J], 2004, 27(3): 87
[29] Zhang Xuemin(张学敏) et al. Rare Metal Materials and
Engineering (稀有金属材料与工程)[J], 2009, 38(12): 2179 [30] Levin L et al. Proceedings of the Fifth International
Conference on Titanium[C]. Munich: Deutsche Gesellschaft für Metallkunde, 1984: 2107
[31] Bolisowa E A. Translated by Chen Shiqing(陈石卿译).
Metallography of Titanium Alloys(钛合金金相学)[M]. Beijing: National Defense Industrial Press, 1986: 243 [32] Chen Wei(陈 伟). Research on the Damage Tolerance of TC21
Titanium Alloy(TC21钛合金损伤容限性的研究)[D]. Nanjing: Nanjing University of Aeronautics and Astronautics, 2005 [33] Zhang Qing(张 青). Fractal Analyze and Simulation on
Microstructure of TB8 Alloy under Hot Deformation(热变形条件下TB8合金组织的分形及模拟)[D]. Hefei: Hefei University of Technology, 2008
[34] Wang Kaixuan(王凯旋) et al. Rare Metal Materials and
Engineering (稀有金属材料与工程)[J], 2010, 39(4): 565 [35] Ren Huaihui(任淮辉) et al. Journal of Lanzhou University of
Technology (兰州理工大学学报)[J], 2008, 34(1): 2
Review on Influence of Microstructure on Strength and Fracture Toughness
in α+β Titanium Alloy
Shao Hui 1,2, Zhao Yongqing 2, Zeng Weidong1, Ge Peng2, Yang Yi2
(1. State Key Laboratory of Solidification Processing, Northwest Polytechnical University, Xi’an 710072, China)
(2. Northwest Institute for Nonferrous Metal Research, Xi’an 710016, China)
Abstract: The microstructure has an important effect on the strength and fracture toughness in α+β titanium alloys. The qualitative and quantitative relationships between microstructure parameters and mechanical performances were mainly reviewed in alloys, for example, Ti-6AL-4V, Ti-62222s, Ti-6Al-2Sn-4Zr-6Mo, etc.. Meanwhile, the comprehensive utilization of quantitative microstructure parameters, finite element and neural network can predict quantitative relationship between microstructure and performances. Key word: strength; fracture toughness; microstructure; α+β titanium alloy Corresponding author: Shao Hui, Candidate for Ph. D., School of Materials Science and Engineering, Northwest Polytechnical University, Xi’an 710072, E-mail: [email protected]; Zhao Yongqing, Professor, Tel: 0086-29-86266577, E-mail: [email protected]