鈦合金由于具有比強度高、耐蝕性好等特點，在航空、航天、海洋工程等領域得到廣泛應用 [1-3]。其中 α+β 兩相鈦合金兼具 α 鈦合金的熱穩定性及 β 鈦合金的可熱處理強化等特點，表現出較好的綜合力學性能 [4-5]。TC4 鈦合金 ( Ti6Al-4V) 是一種典型的 α+β 兩相鈦合金，由于其優異的綜合力學性能和良好的成形性，可制備板材、棒材、環材、管材等多種形式的產品，應用范圍最為廣泛，被稱為 “萬能鈦合金”[6]。TC4 鈦合金經不同的熱變形及熱處理工藝可以獲得不同的組織類型，例如，采用 α+β 兩相區變形可獲得典型的等軸組織，而對抗斷裂及裂紋擴展能力要求較高的航空或海洋工程結構件，可采用 β 熱變形或 β 熱處理工藝獲得具有較高損傷容限性能的網籃組織 [7]。

以往針對TC4鈦合金的研究主要關注熱變形及熱處理工藝對TC4鈦合金板材組織及力學性能的影響 [8-10]。蘇化冰等 [11] 研究了鍛造工藝對TC4鈦合金組織及沖擊韌性的影響，研究發現，TC4 鈦合金經 α+β 兩相區鍛造后均得到雙態組織，而隨著鍛造溫度升高，組織中等軸初生 α 相減少，尺寸減小，隨著鍛造后冷卻速率的降低，片層次生 α 相的尺寸增大，有利于提高TC4鈦合金的沖擊韌性。高飛等 [12] 研究了熱處理對TC4鈦合金板材韌性的影響，結果表明，等軸組織TC4鈦合金板材沖擊韌性低、裂紋擴展速率高，而經兩相區較高溫度退火后，TC4 鈦合金板材的顯微組織類型為雙態組織，其沖擊韌性升高，裂紋擴展速率降低。

此外，由于鈦合金中密排六方 α 相具有較低的晶體對稱性，α+β 兩相鈦合金通常表現出一定程度的力學性能各向異性 [13-18]。藺海等 [19] 研究了板材的軋制方式和熱處理工藝對 TC4-DT 鈦合金板材各向異性的影響，與單向軋制相比，換向軋制 TC4-DT 鈦合金板材的組織破碎更充分，初生 α 相更小，無明顯的各向異性。同曉樂等 [20] 研究了不同軋制厚度 ( 0.8~2.0 mm)TC4鈦合金板材的組織與性能，結果表明，經軋制退火后的TC4鈦合金板材組織為等軸組織，隨著板材厚度的減小，組織晶粒細化明顯，板材強度增大，并且其力學性能具有一定程度的各向異性，然而對板材各向異性產生的原因未做深入分析。白新房等 [21] 分析了TC4鈦合金寬幅厚板的組織結構及織構分布，研究了厚板不同位置的疲勞性能變化，結果表明，厚板不同位置處的組織與疲勞性能呈現較大差異，然而缺乏針對板材強度、韌性的研究。

隨著海洋強國戰略的實施，海洋工程領域對TC4鈦合金板材，尤其是低成本、高性能、大規格TC4鈦合金厚板的需求日益增大 [22-23]。目前針對TC4鈦合金板材的研究主要關注如何提升其綜合力學性能，而針對厚板的組織性能均勻性以及板材力學性能各向異性的研究較少。為此，本研究探索了不同熱變形工藝條件下TC4鈦合金厚板不同厚度位置以及不同方向的力學性能分布，揭示了TC4鈦合金厚板力學性能各向異性產生的原因，為高性能、大規格TC4鈦合金厚板的制備提供理論支撐。

1、試驗材料與方法

試驗材料為TC4鈦合金 (實測 Al 的質量分數為 6.4%,V 的質量分數為 4.3%), 用金相法測得其相變溫度為 ( 995±5) ℃。首先采用萬噸鍛造機，通過控制 β 區和兩相區的總變形量以及各火次的開鍛和終鍛溫度，增加TC4鈦合金的鍛透性，制備組織性能均勻的板坯。隨后分別采用 α+β 兩相區 ( 880 ~940 ℃) 軋制和 β 單相區 ( 高于相變溫度) 軋制兩種變形方式，軋制 50 mm 厚的成品板材。

顯微組織表征：從板材上切取尺寸為 10 mm×10 mm×10 mm 的試樣，經 150#~3000# 砂紙機械研磨和拋光后，采用 Kroll 試劑進行腐蝕處理，分別利用 Axiovert 200MAT 金相顯微鏡 (OM) 和 TESCAN MIRA3 場發射掃描電子顯微鏡 ( SEM) 對經兩種不同工藝處理的TC4鈦合金板材進行光學組織和高倍形貌觀察，并利用 Image-ProPlus6.0 圖像處理軟件計算組成相顯微結構尺寸。最后，利用 Nordlys Max3 對TC4鈦合金板材的 α、β 兩相織構進行電子背散射衍射 ( EBSD) 表征，并且利用 HKL-Channel 5 軟件進行數據分析。

力學性能測試：拉伸試驗取直徑為 5 mm、標距為 25 mm 的試樣，在 TSE105D 微機控制電子萬能試驗機上進行測試；V 型缺口沖擊試樣尺寸為 10 mm × 10 mm × 55 mm, 缺口深度為 2 mm, 在 HIT450P 擺錘式沖擊試驗機上進行測試；斷裂韌性采用厚度 B=30 mm、寬度 W=60 mm 的緊湊拉伸 (CT) 試樣，在 MTS 810 型伺服液壓試驗機上進行測試。

2、試驗結果與分析

2.1 顯微組織

板材低倍形貌如圖 1 所示，其中板材軋向為 RD, 板材橫向為 TD, 板厚方向為 ND。可以看出，兩種鈦合金板材的縱截面組織均勻，其中 β 熱變形制備板材的低倍組織呈清晰晶特征，沿厚度方向芯部晶粒略微粗大，表層位置晶粒細小；而 α+β 熱變形制備板材的低倍組織呈模糊晶特征，且晶粒尺寸沿板材厚度方向均勻一致。

兩種TC4鈦合金板材的高倍 SEM 顯微組織如圖 2 所示。可以看出，α+β 熱變形工藝下得到了等軸組織，其由等軸初生 α 相、片層次生 α 相及 β 基體構成，其中等軸初生 α 相的晶粒尺寸約為 12.9 μm; β 熱變形工藝下得到了片層組織，其由晶界片層 α 相、晶內片層 α 相及 β 基體構成，其中晶內片層 α 相的晶粒尺寸約為 2.6 μm, 晶界片層 α 相的晶粒尺寸則遠大于等軸初生 α 相的。因此，兩種合金板材低倍形貌差異來源于不同的顯微組織類型。

進一步觀察兩種TC4鈦合金板材沿不同厚度位置及方向的組織形貌，對比分析兩種板材的顯微組織成分及均勻性的差異，板材縱截面不同放大倍數的光學組織如圖 3 所示。從圖 3 (a) 可以看出，在同一厚度處，等軸組織TC4鈦合金板材 ND-TD 面和 ND-RD 面顯微組織基本無差異，組織中均勻分布著細小的等軸初生 α 相；沿板材厚度方向可以看出，板材表層位置的片層次生 α 相的晶粒尺寸較小，芯部位置的片層次生 α 相的晶粒尺寸略粗大。從圖 3 ( b) 可以看出，在同一厚度處，片層組織板材的 ND-TD 面和 ND-RD 面顯微組織基本無差異，其中板材表層位置的原始 β 晶粒及 α 集束的晶粒尺寸均略小于板材芯部位置的。

2.2 力學性能

2.2.1 拉伸性能

為研究板材力學性能的均勻性，分別取板材上表層、板材中心 A (靠近上表層) 、板材中心 B ( 靠近下表層) 、下表層 4 個測量點，測試板材厚度方向多點位置 RD、TD 方向的力學性能，拉伸性能如圖 4 所示。

從圖中可以看出，等軸組織TC4鈦合金板材的屈服強度和抗拉強度均高于片層組織板材的，其中 RD 方向的屈服強度高 23 ~59 MPa,TD 方向的屈服強度高 65~81 MPa,RD 方向的抗拉強度高 16~39 MPa,TD 方向的抗拉強度高 45 ~66 MPa。同時，等軸組織TC4鈦合金板材的斷后伸長率及斷面收縮率更高，表現出更高的強度 - 塑性匹配。這主要是由于等軸組織中等軸初生 α 相及片層次生 α 相的晶粒尺寸遠小于片層組織中晶界片層 α 相和 α 集束的尺寸，起到更強的細晶強化作用，因此等軸組織TC4鈦合金板材的強度更高。同時由于片層組織中片層 α 相與 β 基體存在 Burgers 取向關系，位錯容易產生長距離滑移，導致快速斷裂，而等軸組織中等軸 α 相與 β 基體能夠產生更好的協調變形效果，因此等軸組織TC4鈦合金板材的塑性更好。進一步分析可知，等軸組織TC4鈦合金板材沿厚度方向的屈服強度差值約為 20 MPa, 抗拉強度差值約為 20 MPa, 斷后伸長率差值約為 2%, 斷面收縮率差值約為 5%, 波動幅度很小，片層組織TC4鈦合金板材也呈現出相同規律。由此表明，板材沿厚度方向的拉伸性能呈現出較好的均勻性。兩種鈦合金板材 RD 方向的屈服強度和抗拉強度均低于 TD 方向的，而 RD 方向的斷后伸長率和斷面收縮率均高于 TD 方向的，呈現出一定程度的拉伸性能各向異性。

2.2.2 韌性

兩種TC4鈦合金板材厚度方向多點位置 RD、TD 方向的沖擊韌性、斷裂韌性如圖 5 所示。從圖中可以看出，片層組織TC4鈦合金板材的沖擊韌性和斷裂韌性均高于等軸組織的。板材沿厚度方向的沖擊韌性和斷裂韌性波動幅度較小，表明其組織均勻性較好。在同一厚度處，同種鈦合金板材在 RD 方向的沖擊韌性略高于 TD 方向的，沿 TD-RD 方向的斷裂韌性略高于 RD-TD 方向的，總體來說，鈦合金板材呈現出一定程度的韌性各向異性。

圖 6、圖 7 為兩種TC4鈦合金板材沖擊斷口形貌及斷口路徑的 EBSD 分析結果。可以看出，等軸組織的斷口平直，表明其抵抗裂紋擴展的能力較低；而片層組織斷口的裂紋擴展路徑更加曲折，從而增加了裂紋總長度，使自裂紋擴展至斷裂的過程消耗更多能量，因此片層組織表現出更高的韌性。進一步分析斷口路徑的 EBSD 結果，從圖 7 可知，等軸組織的斷裂過程中 α/β 相界面處容易產生應力集中，形成微裂紋，隨后裂紋擴展過程中主要沿 α/β 相界面擴展或者穿過 α 晶粒進行擴展，由于等軸初生 α 相的尺寸較小，且相鄰 α 相晶粒取向不同，導致其擴展路徑平直；片層組織中存在尺寸較大的晶界片層 α 相和晶體取向一致的 α 集束，位錯滑移阻力較低，容易產生長距離滑移，導致在晶界片層 α 相或者在 α 集束邊界處形成微裂紋，然而當裂紋擴展至不同取向晶粒或 α 集束時，其擴展路徑發生明顯偏折，大幅增加了裂紋擴展路徑長度，使得合金斷裂消耗能量明顯增大，因此片層組織表現出較高的韌性，這與沖擊斷口形貌的分析結果相吻合。

綜上所述，顯微組織類型對TC4鈦合金板材的力學性能產生了一定影響，等軸組織TC4鈦合金板材由于細晶強化作用，其強度 - 塑性匹配優于片層組織板材的，而片層組織TC4鈦合金板材由于較強的組織增韌作用，表現出更高的沖擊韌性和斷裂韌性。此外，同種TC4鈦合金板材表層、芯部位置的力學性能差異較小，呈現良好的組織性能均勻性。

2.2.3 力學性能各向異性分析

從圖 4、圖 5 可以看出，兩種TC4鈦合金板材均存在一定程度的力學性能各向異性。對兩種TC4鈦合金板材進行晶體取向分析，結果如圖 8、圖 9 所示。從圖 8 可以看出，等軸組織TC4鈦合金板材表層位置與芯部位置均存在擇優取向，主要為 <0001>α//TD 方向的 α 相織構，當載荷方向平行 TD 時，<0001>α//TD 的 α 晶粒滑移難以激活，需要更大的應力去激活 滑移，因此板材沿 TD 方向的抗拉強度高于 RD 方向的 [24]。從圖 9 可以看出，片層組織TC4鈦合金板材同樣存在 < 0001>α//TD 方向的 α 相織構，導致其 TD 方向的抗拉強度高于 RD 方向的。然而，由于片層組織板材熱變形溫度主要在 β 單相區，片層 α 相形成于變形后的冷卻過程，因此 α 相變形織構強度較低，導致片層組織板材不同方向的強度差異小于等軸組織板材的。

此外，分析認為兩種TC4鈦合金板材的韌性各向異性主要與組織形態有關，從圖 3 可以看出，兩種TC4鈦合金板材沿 RD 方向均存在明顯的組織流線，導致裂紋沿垂直 RD 方向擴展的過程中，穿過的平行排列的片層 α 相的數目增多，穿晶斷裂的阻力明顯增大 [14,25], 從而導致 TD-RD 方向的沖擊韌性和斷裂韌性均高于 RD-TD 方向的，與兩種鈦合金板材的韌性測試結果相吻合。

3、結論

(1) 采用 β 熱變形、α+β 熱變形可以分別獲得片層組織、等軸組織TC4鈦合金板材，其中片層組織由晶界片層 α 相、晶內片層 α 相及 β 基體構成，等軸組織由等軸初生 α 相、片層次生 α 相及 β 基體構成。

(2) 力學性能測試表明，等軸組織板材的強度 - 塑性匹配高于片層組織板材的，而片層組織板材的沖擊韌性和斷裂韌性高于等軸組織板材的。

(3) 兩種組織TC4鈦合金板材沿厚度方向的組織及力學性能均勻性較好，但沿板材其他方向存在各向異性，其中 TD 方向的屈服強度和抗拉強度高于 RD 方向的，而 TD-RD 方向的斷裂韌性高于 RD-TD 方向的。這是因為，板材熱成形過程形成 < 0001>α//TD 的 α 相織構，TD 方向受力時，滑移系開動的臨界剪切應力增大，導致板材 TD 方向的強度更高；板材沿 RD 方向存在明顯的組織流線，裂紋垂直 RD 擴展過程中，穿過的平行排列的片層 α 相的數目更多，因此鈦合金板材 TD-RD 方向穿晶斷裂過程中阻力增大，其沖擊韌性和斷裂韌性更高。

參考文獻

[1] 金和喜，魏克湘，李建明，等。航空用鈦合金研究進展 [J]. 中國有色金屬學報，2015,25 ( 2) : 280-292.

[2] 李梁，孫健科，孟祥軍。鈦合金的應用現狀及發展前景 [J]. 鈦工業進展，2004,21 ( 5) : 19-24.

[3] 付艷艷，宋月清，惠松驍，等。航空用鈦合金的研究與應用進展 [J]. 稀有金屬，2006,30 ( 6) : 850-856.

[4] 楊海瑛，陳軍，趙永慶。熱處理對 TC4-DT 鈦合金組織性能的影響 [J]. 材料開發與應用，2009,24 ( 2) : 13-16.

[5] 楊銳，馬英杰，雷家峰，等。高強韌鈦合金組成相成分和形態的精細調控 [J]. 金屬學報，2021,57 ( 11) : 1455-1470.

[6] 劉瑩，曲周德，王本賢。鈦合金 TC4 的研究開發與應用 [J]. 兵器材料科學與工程，2005,28 ( 1) : 47-50.

[7] 李昌，任偉寧，楊健，等.TC4 鈦合金 β 熱處理的顯微組織演變 [J]. 熱加工工藝，2024,53 ( 10) :151-154.

[8] 王偉，周山琦，宮鵬輝，等。退火溫度對TC4鈦合金熱軋板材的顯微組織、織構和力學性能影響 [J]. 材料研究學報，2023,37 ( 1) : 70-80.

[9] 馮秋元，張磊，龐洪，等。低成本TC4鈦合金板材的組織和性能 [J]. 金屬熱處理，2016,41 ( 6) : 85-88.

[10] 王牛俊，羅乾偉.TC4 鈦合金板不同加工條件下組織對比研究 [J]. 材料開發與應用，2017,32 ( 4) : 95-100.

[11] 蘇化冰，尹林，江紅軍，等。鍛造和熱處理工藝對TC4鈦合金顯微組織和沖擊韌度的影響 [J]. 熱處理，2023,38 ( 4) : 36-39.

[12] 高飛，雷挺，苗陽，等。熱處理對TC4鈦合金板材韌性的影響 [J]. 金屬世界，2022 ( 3) : 36-38.

[13] TCHORZEWSKI RM,HUTCHINSON W B.Anisotropy of fracture toughness in textured titanium-6Al4V alloy [J].Metallurgical Transactions A,1978,9 ( 8) : 1113-1124.

[14] REN J Q,QI W,ZHANG B B,et al.Charpy impact anisotropy and the associated mechanisms in a hot - rolled Ti -6Al -3Nb -2Zr -1Mo alloy plate [J]. Materials Science and Engineering: A,2022, 831: 142187.

[15] BACHE M R,EVANS W J.Impact of texture on mechanical properties in an advanced titanium alloy [J]. Materials Science and Engineering: A,2001,319-321: 409-414.

[16] 楊杰，黃森森，尹慧，等。航空用 TC21 鈦合金變截面模鍛件的顯微組織和力學性能不均勻性分析 [J]. 金屬學報，2024,60 ( 3) : 333-347.

[17] WENG H B,HUANG S S,YANG J,et al.Mechanical properties anisotropy of Ti -6Al -4V alloy fabricated by β forging [J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China,2023,33 ( 11) : 3348-3363.

[18] 陳松，黃森森，馬英杰，等.α+β 鈦合金旋轉彎曲疲勞性能各向異性研究 [J]. 稀有金屬材料與工程，2024,53 ( 2) : 435-448.

[19] 藺海，楊冠軍，毛小南，等。軋制方式和熱處理工藝對 TC4-DT 鈦合金板材各向力學性能的影響 [J]. 機械工程材料，2012,36 ( 2) : 52-54.

[20] 同曉樂，張明玉，于成泉，等。不同軋制厚度TC4鈦合金板材的組織與性能 [J]. 鍛壓技術，2022, 47 ( 6) : 153-159.

[21] 白新房，焦磊，王松茂，等.TC4 鈦合金寬幅厚板材組織結構、織構及疲勞性能研究 [J]. 熱加工工藝，2018,47 ( 24) : 25-30.

[22 ] 于宇，李嘉琪。國內外鈦合金在海洋工程中的應用現狀與展望 [J]. 材料開發與應用，2018,33 ( 3) : 111-116.

[23] 程德彬。船用鈦合金與航空鈦合金的使用性能差異 [J]. 材料開發與應用，2012,27 ( 3) : 60-63.

[24] YANG J,HUANG S S,WANG Q,et al.The anisotropy of fracture toughness of an α+β titanium alloy by β forging [J].Journal of Materials Research and Technology,2023,27: 5840-5853.

[25] SHI X H,ZENG W D,ZHAO Q Y.The effects of lamellar features on the fracture toughness of Ti-17 titanium alloy [J].Materials Science and Engineering: A,2015,636: 543-550.

（注，原文標題：兩種TC4鈦合金板材的顯微組織均勻性及力學性能各向異性研究）

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