1、前言

鈦合金因其強(qiáng)度高、密度低、熱強(qiáng)性好、耐蝕性和低溫性能優(yōu)異的特點(diǎn)，成為十分重要的結(jié)構(gòu)材料，廣泛應(yīng)用在航空航天、海洋工程以及汽車領(lǐng)域等。海洋環(huán)境復(fù)雜且極具挑戰(zhàn)性，時(shí)常需要克服高鹽度、潮濕以及強(qiáng)烈的海水沖擊和海水腐蝕作用，因此對(duì)鈦合金的沖擊韌性提出了更高的要求。但不同類型的鈦合金沖擊韌性差異較大，例如，α型鈦合金室溫沖擊韌性較好，鈦合金沖擊韌性通常在30-50J/cm2；α+β型的TC4鈦合金室溫沖擊韌性為25-40J/cm2；純鈦TA1在-40℃的低溫沖擊試驗(yàn)中沖擊韌性為15-20J/cm2。當(dāng)面對(duì)不同的使用環(huán)境，選擇合適的鈦合金具有十分重要的意義。

隨著鈦合金材料在各個(gè)領(lǐng)域的廣泛應(yīng)用與持續(xù)推廣，鈦合金也面臨更加復(fù)雜的服役環(huán)境，對(duì)其強(qiáng)度、韌性、耐腐蝕性等諸多方面都提出了更加嚴(yán)苛的要求。因此，深入探究鈦合金微觀組織與力學(xué)性能之間的對(duì)應(yīng)關(guān)系，選擇合適熱處理工藝以達(dá)到最優(yōu)的熱處理性能，是鈦合金材料應(yīng)用中極具關(guān)鍵意義的研究方向。尉文超等的研究表明，鈦合金經(jīng)退火處理后，試樣中β轉(zhuǎn)變組織增加，強(qiáng)度、塑性和韌性相比熱軋態(tài)均有所提升；而經(jīng)固溶時(shí)效處理后，試樣組織發(fā)生晶粒細(xì)化，強(qiáng)度較熱軋態(tài)明顯提高，但塑性和韌性有所降低。Lei等研究了CT20合金在不同溫度下的力學(xué)性能，得出在20℃時(shí)曲折的裂紋路徑、位錯(cuò)滑移和變形孿晶的協(xié)同作用使CT20達(dá)到了最高的沖擊韌性。陳軍等對(duì)Ti700鈦合金的研究結(jié)果顯示，退火溫度對(duì)鈦合金沖擊韌性有較大影響，在650-850℃處理后試樣的沖擊韌度為低值區(qū)，在915℃處理可獲得最高值。Jiang等研究了環(huán)軋后的TA31鈦合金圓柱形殼體的沖擊韌性，結(jié)果表明，裂紋在等軸α相中比在片層α相中傳播更加容易。

TA31鈦合金是我國(guó)自主研發(fā)的鈦合金牌號(hào)，具有優(yōu)異的耐海洋腐蝕特性，并且成本較低廉，但目前對(duì)該鈦合金沖擊韌性的相關(guān)研究還不完善，熱處理制度對(duì)其微觀組織的影響還需進(jìn)一步的探究。本文針對(duì)TA31鈦合金板材，圍繞其β轉(zhuǎn)變溫度，采用了3種固溶溫度作為對(duì)照組，探究TA31鈦合金固溶溫度、微觀組織和沖擊韌性之間的耦合關(guān)系，以期為TA31鈦合金安全服役提供更系統(tǒng)的數(shù)據(jù)支撐。

2、實(shí)驗(yàn)材料與方法

本實(shí)驗(yàn)采用規(guī)格為400mm×200mm×46mm的TA31鈦合金板材，其主要合金成分如表1所示。沿著軋制方向（rollingdirection,RD）取規(guī)格為55mm×10mm×10mm的沖擊試樣，V型缺口，開口朝法向（normaldirection,ND），缺口深度為2mm，具體尺寸見圖1。利用金相法測(cè)得TA31鈦合金β轉(zhuǎn)變溫度為990℃。固溶溫度圍繞β轉(zhuǎn)變溫度，分別設(shè)定870、970和1020℃3個(gè)溫度梯度，保溫1h后空冷。

表 1 TA31 鈦合金成分（w/%）

采用萬(wàn)測(cè)PIT系列H型雙立柱金屬擺錘沖擊試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行室溫沖擊實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)依據(jù)GB/T229-2007。試樣的微觀組織樣品制備：用SiC砂紙打磨，然后用體積比為1:9的高氯酸和冰乙酸電拋液進(jìn)行電解拋光，電解拋光電壓為50V，電拋時(shí)間在30s左右，拋光溫度為10-15℃。拋光后使用體積比為1:3:10的氫氟酸、硝酸、去離子水腐蝕劑對(duì)試樣表面進(jìn)行腐蝕，腐蝕時(shí)間為10s。使用HitachiSU6600掃描電子顯微鏡和JEOL-2100F透射電子顯微鏡進(jìn)行微觀組織表征。

3、結(jié)果與分析

3.1固溶溫度對(duì)微觀組織的影響

經(jīng)870℃和970℃固溶1h進(jìn)行雙相區(qū)固溶處理的試樣的微觀組織均由初生α相和β轉(zhuǎn)變組織組成。870℃固溶試樣組織中的初生α相大部分沿著軋制方向伸長(zhǎng)變形（圖2a）。這是由于固溶溫度較低且保溫時(shí)間不足，導(dǎo)致初生α相未能得到充分的回復(fù)。圖2b為970℃固溶樣品的微觀組織，初生α相組織特征與870℃固溶樣品的組織特征相似，初生α相發(fā)生變形，不同之處在于其初生α相的數(shù)量顯著減少，β轉(zhuǎn)變組織明顯增加。這一現(xiàn)象源于固溶溫度升高，初生α相回溶，部分初生α相溶解到β相中，在β轉(zhuǎn)變組織的間隙出現(xiàn)了少量的片層α相。當(dāng)固溶溫度超過(guò)β轉(zhuǎn)變溫度后，TA31鈦合金的微觀組織發(fā)生了顯著變化，如圖2c所示。1020℃固溶試樣的微觀組織呈現(xiàn)明顯的網(wǎng)籃組織特征，在β轉(zhuǎn)變組織上分布著交織排列的片狀α相。其中較長(zhǎng)的片層狀α相將β轉(zhuǎn)變組織分隔成多個(gè)區(qū)域，在這些粗大的片層α相之間又分布著高密度的細(xì)小的α針片，這種交織排列的片狀α相，使整體形成形似網(wǎng)籃的編織結(jié)構(gòu)。

3.2沖擊韌性

圖3為不同固溶溫度處理后的TA31鈦合金沖擊吸收功對(duì)比圖，可以看出，隨著固溶溫度的升高，TA31鈦合金的沖擊吸收功整體呈下降趨勢(shì)。固溶溫度低于β轉(zhuǎn)變溫度時(shí)，隨著固溶溫度的升高，沖擊吸收功下降較少。當(dāng)固溶溫度升高到β轉(zhuǎn)變溫度以上時(shí)，沖擊吸收功下降明顯。

裂紋萌生階段所需要的能量源自材料在受力初始階段內(nèi)部微觀結(jié)構(gòu)發(fā)生的塑性變形；為遏制裂紋的進(jìn)一步發(fā)展，材料通過(guò)持續(xù)消耗能量來(lái)進(jìn)行抵抗，這部分在裂紋擴(kuò)展過(guò)程中被材料吸收并耗散的能量，即定義為該階段的吸收功。圖3中的結(jié)果顯示，固溶溫度對(duì)TA31鈦合金的裂紋萌生功影響較小，不同固溶溫度處理后的試樣裂紋萌生功穩(wěn)定在20J左右。而隨著固溶溫度的升高，裂紋擴(kuò)展功變化趨勢(shì)與沖擊吸收功高度一致，說(shuō)明沖擊吸收功主要取決于裂紋擴(kuò)展。

隨著固溶溫度的升高，溶質(zhì)原子的溶解程度增大，位錯(cuò)在移動(dòng)過(guò)程中受到的阻力減小，導(dǎo)致裂紋在擴(kuò)展階段所吸收的能量減少。而具有雙態(tài)組織的樣品具有更高體積分?jǐn)?shù)的β轉(zhuǎn)變組織，其上分布的具有隨機(jī)取向的片層狀α相使裂紋在組織之間的擴(kuò)展受到明顯阻礙，同時(shí)，大量的初生α相也為合金的塑性變形提供了足夠的變形能力，從而進(jìn)一步提高了試樣整體的沖擊韌性。

3.3斷口形貌

合金的斷口形貌通常是判斷材料斷裂方式和塑性變形能力的重要依據(jù)。圖4為870、970和1020℃固溶樣品的沖擊斷口宏觀形貌，圖片底部為V型缺口，從下至上依次為裂紋萌生區(qū)和擴(kuò)展區(qū)。可以看出，870和970℃固溶試樣的斷口形貌高度相似。斷口表面均呈銀亮色，在裂紋擴(kuò)展區(qū)表面可以清晰地觀察到層狀分布的撕裂棱。這些層狀撕裂的方向與主裂紋的擴(kuò)展路徑垂直，可以有效地阻礙裂紋的擴(kuò)展。這種層狀增韌的斷裂方式增加了材料抵抗斷裂的能力，使材料具有更高的沖擊韌性。經(jīng)對(duì)比，870℃固溶試樣的斷口相較于970℃試樣的斷口起伏明顯更大，說(shuō)明它在裂紋擴(kuò)展階段經(jīng)歷更加劇烈的塑性變形，在裂紋擴(kuò)展過(guò)程中吸收了更多的能量。

在1020℃固溶的條件下，試樣的斷口形貌發(fā)生了顯著變化，不再顯現(xiàn)出層狀斷裂的典型跡象。取而代之的是斷口上廣泛且隨機(jī)地散布著大量細(xì)小的撕裂棱。同時(shí)，這些撕裂棱之間還分布著光亮的解離刻面，從宏觀上表現(xiàn)出高低起伏的特點(diǎn)，屬于準(zhǔn)解理斷裂斷口形貌。這種斷口形貌的形成主要是由網(wǎng)籃組織中片層方向的非均勻性導(dǎo)致的。當(dāng)裂紋在材料中擴(kuò)展時(shí)，由于片層方向的隨機(jī)變化使得裂紋在擴(kuò)展過(guò)程中需要頻繁改變擴(kuò)展方向，從而導(dǎo)致斷口表面變得曲折復(fù)雜。交織的α片層構(gòu)成的這種網(wǎng)籃組織使得裂紋在擴(kuò)展過(guò)程中傾向沿著α片層的界面進(jìn)行傳播，由于α片層間結(jié)合強(qiáng)度不足，當(dāng)材料承受沖擊載荷時(shí)，裂紋優(yōu)先沿片層界面萌生并形成快速擴(kuò)展通道。這種弱界面特性導(dǎo)致裂紋在擴(kuò)展過(guò)程中缺乏有效的能量耗散機(jī)制，最終呈現(xiàn)出裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展特征，進(jìn)而導(dǎo)致材料對(duì)沖擊能量的吸收能力受限，宏觀上表現(xiàn)為較低的沖擊韌性值。

為了更深入地探究TA31鈦合金的組織結(jié)構(gòu)與沖擊功之間的關(guān)聯(lián)，對(duì)在870、970和1020℃下進(jìn)行固溶處理的樣品進(jìn)行了微觀斷口分析，特別關(guān)注了起裂區(qū)和裂紋擴(kuò)展區(qū)的形貌特征，結(jié)果如圖5所示。870℃固溶樣品的起裂區(qū)和970℃固溶樣品的起裂區(qū)較為相似，在起裂區(qū)表面都存在著較多的微孔，屬于韌窩斷裂型起裂形貌。這些微孔是由于初生α相與β轉(zhuǎn)變組織在受到?jīng)_擊載荷時(shí)，在兩相界面處產(chǎn)生了應(yīng)力集中，導(dǎo)致界面分離，從而形成了大量的孔洞。而1020℃固溶樣品的起裂區(qū)形貌與870和970℃固溶樣品不同，其起裂區(qū)由較小的韌窩和準(zhǔn)解理平臺(tái)組成，是典型的準(zhǔn)解理起裂形貌。從整體上看，固溶溫度的變化對(duì)于樣品起裂區(qū)形貌的影響較小，因此裂紋萌生功相差較小。

同樣，對(duì)3種不同固溶溫度處理的樣品的裂紋擴(kuò)展區(qū)形貌進(jìn)行了對(duì)比。870℃固溶樣品的裂紋擴(kuò)展區(qū)形貌如圖5d所示，該區(qū)域內(nèi)密集分布著尺寸均勻的韌窩，且這些韌窩中心均含有小尺寸的微孔；隨著固溶溫度升高，970℃固溶樣品的裂紋擴(kuò)展區(qū)也是由較為密集的韌窩構(gòu)成，靠近大孔洞附近的韌窩尺寸較大，其余部分韌窩尺寸較小，見圖5e。不難發(fā)現(xiàn)，870和970℃固溶樣品的裂紋擴(kuò)展區(qū)表面都出現(xiàn)了層狀開裂的特征，均橫向分布在斷口表面。1020℃固溶樣品的裂紋擴(kuò)展區(qū)形貌與前兩者完全不同，其裂紋擴(kuò)展區(qū)是由高低起伏的撕裂脊組成，且撕裂脊上分布有較為密集的小韌窩，如圖5f所示。這種特殊形貌的形成與其網(wǎng)籃組織密不可分，網(wǎng)籃組織中α片層的不同取向會(huì)導(dǎo)致其在受到?jīng)_擊載荷作用時(shí)表現(xiàn)出不同的變形行為。當(dāng)裂紋穿過(guò)不同取向的α片層時(shí)，由于各片層的塑性變形能力不同，導(dǎo)致裂紋兩側(cè)變形不協(xié)調(diào)，從而產(chǎn)生了這種撕裂形貌。由以上微觀組織特征可以看出，裂紋擴(kuò)展區(qū)是影響TA31鈦合金沖擊韌性的關(guān)鍵區(qū)域，該區(qū)域內(nèi)分布均勻且密集的韌窩結(jié)構(gòu)可以顯著提升材料的沖擊韌性。

為進(jìn)一步明晰各樣品的變形特征，對(duì)樣品的斷口縱剖面進(jìn)行了細(xì)致的顯微組織表征，深入分析各種組織在沖擊載荷作用下的具體變形行為。除此之外，觀察沖擊斷口縱剖面也是判斷材料是否存在內(nèi)部缺陷，如夾雜物、氣孔和微裂紋等的重要手段。圖6所示為TA31鈦合金經(jīng)不同固溶溫度處理后的微觀斷口縱剖面形貌。在870℃固溶試樣斷口縱剖面上觀察到靠近斷口處的初生α相和β轉(zhuǎn)變組織都參與協(xié)調(diào)了合金的整體塑性變形，具體表現(xiàn)為該區(qū)域內(nèi)的初生α相和β轉(zhuǎn)變組織都發(fā)生了明顯的彎曲變形，如圖6a中圈出區(qū)域所示。隨著固溶溫度提升至970℃，樣品中的β轉(zhuǎn)變組織增加，等軸狀的初生α相減少，具有細(xì)片層析出相的β轉(zhuǎn)變組織在沖擊載荷作用下不易發(fā)生變形，因而只有初生α相和靠近主裂紋區(qū)域的少部分β轉(zhuǎn)變組織參與變形，相應(yīng)地，其變形區(qū)域明顯縮小，如圖6b所示。在1020℃固溶處理后的試樣中，靠近斷口的網(wǎng)籃組織展現(xiàn)出了相對(duì)較小的變形程度范圍，并且在斷口鄰近區(qū)域存在較多凹陷。這些現(xiàn)象可歸因于沖擊過(guò)程中應(yīng)力分布的不均勻性，導(dǎo)致在應(yīng)力集中的缺口部位發(fā)生了局部的屈服和塑性變形。網(wǎng)籃組織的片層邊界原子結(jié)合力低，因此裂紋在穿越這些區(qū)域所需的能量較低。基于此，1020℃固溶樣品裂紋擴(kuò)展功顯著低于870和970℃固溶樣品的裂紋擴(kuò)展功。

圖7為經(jīng)970和1020℃固溶處理后的沖擊斷口縱剖面的EBSD結(jié)果。970℃固溶態(tài)的試樣在沖擊過(guò)程中，有較多晶粒參與變形，在圖7b所示的反極圖（inversepolefigure,IPF）照片中表現(xiàn)為較多晶粒內(nèi)部局部區(qū)域出現(xiàn)了取向顏色變化，這一現(xiàn)象表明在沖擊過(guò)程中各晶粒協(xié)調(diào)變形時(shí)樣品吸收了較多的能量。進(jìn)一步分析圖7c所示的核平均取向差（Kernelaveragemisorientation,KAM）照片，970℃固溶態(tài)沖擊樣品中高取向差區(qū)域集中分布于晶界區(qū)域，表明該區(qū)域存在顯著位錯(cuò)堆積。值得注意的是，晶界具有較高的界面能特性。這種高界面能狀態(tài)為晶界處可動(dòng)位錯(cuò)源的激活提供了有利條件。當(dāng)局部應(yīng)力達(dá)到一定程度時(shí)，晶界處的可動(dòng)位錯(cuò)源被激活，開始發(fā)射位錯(cuò)。這些新發(fā)射的位錯(cuò)會(huì)在晶粒內(nèi)部運(yùn)動(dòng)，通過(guò)位錯(cuò)之間的相互作用、位錯(cuò)攀移和滑移等機(jī)制，有效緩解晶界附近的局部應(yīng)力集中，從而延緩裂紋形核過(guò)程并實(shí)現(xiàn)增韌效果。相比之下，1020℃固溶處理的樣品晶粒尺寸顯著增大，在相同倍數(shù)下的IPF中呈現(xiàn)出單一的取向顏色，如圖7e所示。根據(jù)1020℃固溶態(tài)沖擊樣品的KAM照片顯示（圖7f），由于晶界處取向差較大，同時(shí)晶粒尺寸較大，導(dǎo)致晶界數(shù)量相對(duì)較少，且取向差分布不均勻，這些因素共同使得材料的KAM值較低。KAM值低表明材料內(nèi)部晶粒的取向差相對(duì)較小，位錯(cuò)密度也相對(duì)較低，即材料中可供運(yùn)動(dòng)的位錯(cuò)數(shù)量有限。因此，在遭受沖擊變形時(shí)，材料難以憑借位錯(cuò)滑移、攀移等塑性變形機(jī)制來(lái)有效適應(yīng)外力作用。這導(dǎo)致該樣品表現(xiàn)出較低水平的沖擊韌性。

4、結(jié)論

（1）TA31屬于近α鈦合金，當(dāng)固溶溫度（870℃）低于β轉(zhuǎn)變溫度時(shí)，組織組成為橢圓狀的初生α相和β轉(zhuǎn)變組織。隨著固溶溫度升高至970℃，初生α相減少，β轉(zhuǎn)變組織增加，還有少量的次生α相分布在β轉(zhuǎn)變組織內(nèi)部。當(dāng)固溶溫度（1020℃）高于β轉(zhuǎn)變溫度時(shí)，片狀α相呈現(xiàn)交錯(cuò)分布的狀態(tài)，材料的組織轉(zhuǎn)變?yōu)榫W(wǎng)籃組織。

（2）TA31鈦合金的沖擊韌性隨著固溶溫度的升高逐漸降低，裂紋擴(kuò)展功對(duì)沖擊吸收功提供主要貢獻(xiàn)。在β轉(zhuǎn)變溫度以下時(shí)，隨著固溶溫度升高，初生α相發(fā)生回溶，初生α相減少，β轉(zhuǎn)變組織增多，β轉(zhuǎn)變組織含量過(guò)多或分布不均勻，會(huì)在相界面處形成應(yīng)力集中，在沖擊載荷作用下，這些應(yīng)力集中點(diǎn)容易引發(fā)裂紋，降低材料的沖擊韌性。在β轉(zhuǎn)變溫度以上熱處理后，由于網(wǎng)籃組織中的α片層之間的原子結(jié)合力較弱，受到?jīng)_擊后裂紋容易沿著α片層邊界擴(kuò)展，裂紋擴(kuò)展功較低，材料沖擊韌性小。

參考文獻(xiàn)

[1] 常輝，董月成，淡振華，等。中國(guó)材料進(jìn)展 [J]，2020，39（Z1）：585-590.

[2] 張應(yīng)鵬，祁宇星。中國(guó)材料進(jìn)展 [J]，2021，40（10）：790-791.

[3] 海敏娜，黃帆，王永梅。中國(guó)材料進(jìn)展 [J]，2021，40（10）：790-791.

[4] 支有冉，周玉華。特種鑄造及有色合金 [J]，2017，37（7）：786-788.

[5] ZHANG H，MA P，et al. Vacuum [J]，2018，152：272-277.

[6] 張青來(lái)，韓偉東，彭新成，等。中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào) [J]，2019，29（2）：350-360.

[7] LüTJERING G，WILLIAMS J C. Titanium [M]. Berlin Heidelberg：Springer，2007.

[8] 尉文超，韓偉東，彭新成，等。金屬熱處理 [J]，2020，45（6）：7-11.

[9] Lei Z，Zhu Q，Zhao M Y，et al. Journal of Alloys and Compounds [J]，2021，195：112504.

[10] 陳軍，趙永慶，曾衛(wèi)東，等。金屬熱處理 [J]，2007，（7）：69-71.

[11] JIANG Y，ZHANG J，XIE B，et al. Materials Characterization [J]，2023.

[12] 劉向宏，吳聰，和衛(wèi)平，等。材料開發(fā)與應(yīng)用 [J]，2024，39（4）：28-37.

[13] 侯鵬，李維，李進(jìn)元，等。機(jī)械工程與自動(dòng)化 [J]，2013（2）：107-108.

[14] 權(quán)思佳，宋克興，張斌斌，等。熱加工工藝 [J]，2018，39（5）：44-52.

[15] 魏鑫，趙興東，李昌永，等。中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào) [J]，2023，42（8）：657-661.

[16] 寧二賓，李曼，呂昌，等。特種鑄造及有色合金 [J]，2019，39（10）：1135-1137.

[17] 王哲，劉程程，李海賓。中國(guó)材料進(jìn)展 [J]，2023，42（8）：657-661.

[18] 張忠健，趙聲志，彭文，等。稀有金屬材料與工程 [J]，2017，46（11）：3031-3041.

[19] 王正陽(yáng)，丁雅莉，李鈴霞，等。材料熱處理學(xué)報(bào) [J]，2023，42（11）：200-202.

[20] YANG Y，DING X，LI L，et al. Materials Today Communications [J]，2022，31：103640.

[21] 石曉輝。網(wǎng)籃組織 TC18 鈦合金損傷容限性能及高周疲勞強(qiáng)度研究 [D]. 西安：西北工業(yè)大學(xué)，2016.

[22] KALASHNIKOV S K，OSIPOVICH N，et al. AIP Conference Proceedings [C]，2019.

[23] 冀勝利，曾衛(wèi)東，石曉輝，等。中國(guó)有色金屬學(xué)報(bào) [J]，2014，24（12）：3293-3297.

[24] WEN X，WAN M，HUANG Y，et al. Crystals [J]，2022.

[25] NIE B，LIU H，XU S，et al. Materials & Design [J]，2019.