摘 要:采用壓痕法研究了鈦鈮合金表面(TiNb)C強(qiáng)化層內(nèi)層狀組織對(duì)顯微硬度的影響,在有 效測(cè)試載荷的作用下,測(cè)量大量壓痕的尺寸及裂紋長(zhǎng)度,再利用經(jīng)驗(yàn)公式,對(duì)斷裂韌性進(jìn)行計(jì)算。 結(jié)果表明:隨著測(cè)試載荷的增加,在垂直表面方向,“硬殼-軟底”結(jié)構(gòu)導(dǎo)致的基底效應(yīng)逐漸顯著,有 效測(cè)試載荷為2N,L-II層的平均硬度為2594.13HV;在垂直橫截面方向,強(qiáng)化層厚度導(dǎo)致的邊緣 效應(yīng)逐漸顯著,有效測(cè)試載荷為1N,L-III層的平均硬度為2334.88HV;L-II層具有較大的顆粒 尺寸,其硬度和斷裂韌性均優(yōu)于L-III層。

關(guān)鍵詞:鈦鈮合金;壓痕法;表面強(qiáng)化層;層狀結(jié)構(gòu);顯微硬度;斷裂韌性

中圖分類號(hào):TB31;TG115.5 文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A 文章編號(hào):1001-4012(2023)02-0020-05

鈦鈮系合金是新型高溫合金,具有優(yōu)異的高溫 強(qiáng)度和高溫抗蠕變性能,在航天、航空等高溫領(lǐng)域具 有廣泛的應(yīng)用前景[1-2],但作為結(jié)構(gòu)零部件使用時(shí), 其硬度較低,導(dǎo)致其抗磨損、耐沖蝕等性能不足,因 此需要通過(guò)表面改性等技術(shù),來(lái)提高表面強(qiáng)度,改善 合金表面的穩(wěn)定性,進(jìn)而提高零部件的使用壽命。 合金的表面改性方法有:激光沖擊強(qiáng)化技術(shù)[3]、表面 熔覆技術(shù)[4]、超音速熱噴涂技術(shù)[5]、表面滲碳(氮)技 術(shù)[6-7]、雙金屬?gòu)?fù)合技術(shù)[8]等。每種技術(shù)都有其自身 的優(yōu)缺點(diǎn),需要對(duì)改性后的表面進(jìn)行檢測(cè)和分析。 對(duì)組織表征來(lái)說(shuō),材料的尺寸要求不高,一般都可實(shí)現(xiàn)微觀組織分析。受表面改性層(強(qiáng)化層)尺寸的限 制,難以進(jìn)行常規(guī)的力學(xué)性能測(cè)試,可進(jìn)行的力學(xué)性 能測(cè)試主要有納米壓痕測(cè)試、顯微硬度測(cè)試、劃痕測(cè) 試等,都屬于局部測(cè)試。

顯微硬度測(cè)試是一種壓入法測(cè)試技術(shù),通過(guò)將 壓頭壓入材料表面,引起材料塑性變形,可反映材料 抵抗塑性變形的能力。測(cè)得的硬度是一個(gè)綜合的物 理性能指標(biāo),可反映材料的彈塑性、強(qiáng)韌性等一系列 指標(biāo)。壓痕斷裂力學(xué)中的相關(guān)理論[9-10]認(rèn)為,在壓 頭壓入材料表面形成壓痕的過(guò)程中,壓痕周圍材料 彈塑性形變引起的殘余應(yīng)力是裂紋形成及擴(kuò)展的驅(qū) 動(dòng)力。在平衡狀態(tài)下,斷裂韌性等于裂紋尖端的殘 余應(yīng)力場(chǎng)強(qiáng)度Kr?；谝陨?可分析壓痕及裂紋的 形貌和尺寸,再根據(jù)相關(guān)經(jīng)驗(yàn)公式,對(duì)材料的斷裂韌 性進(jìn)行評(píng)價(jià)[10]。

筆者采用顯微硬度儀對(duì)材料施加不同的載荷, 以及在不同層內(nèi)進(jìn)行硬度測(cè)試,對(duì)表面強(qiáng)化層的硬 度和裂 紋 形 貌 進(jìn) 行 分 析,研 究 了 鈦 鈮 合 金 表 面 (TiNb)C強(qiáng)化層的顯微硬度及斷裂韌性。

1 試驗(yàn)材料與方法

將TiNb合金和 HT300灰口鑄鐵通過(guò)緊密貼 合的方式,在有氬氣氣氛保護(hù)的管式爐內(nèi)進(jìn)行等溫 擴(kuò)散處理(1150℃,8h),這兩個(gè)材料的化學(xué)成分如 表1所示。利用碳原子的高擴(kuò)散速率,在濃度梯度 的驅(qū)使下,碳原子以擴(kuò)散的方式進(jìn)入 TiNb合金表 面,并發(fā)生原位固相擴(kuò)散反應(yīng),在 TiNb基體表面形 成(TiNb)C強(qiáng)化層。

采用 HVT-1000型顯微硬度儀進(jìn)行顯微硬度 測(cè)試,試驗(yàn)載荷為0.5,1,2,3,5,10N,載荷保持時(shí) 間為10s。進(jìn)一步采用掃描電鏡(SEM)觀察壓痕 的形貌,測(cè)量壓痕的尺寸,再分析壓痕尖端裂紋的擴(kuò) 展方式,并測(cè)量裂紋的長(zhǎng)度。

2 試驗(yàn)結(jié)果及討論

2.1 (TiNb)C強(qiáng)化層的組織結(jié)構(gòu)

原位固相反應(yīng)(1150℃,等溫8h)制備的 TiNb 基表面強(qiáng)化層的橫截面顯微組織形貌如圖1所示。表面強(qiáng)化層由3層不同組織組成,形成致密的表面 層狀結(jié)構(gòu):外層(L-I)、中間層(L-II)和內(nèi)層(L-III)。 每層組織的顆粒尺寸和形貌不同,但其主要物相均 為(TiNb)C [11]。L-I的 厚 度 最 薄,約 為 1μm~ 2μm,該層經(jīng)過(guò)簡(jiǎn)單磨拋處理就可去除;L-II內(nèi)組 織為微米級(jí)、米粒狀顆粒,平均層厚約為12.56μm; L-III內(nèi)組織為亞微米級(jí)、等軸狀顆粒,平均層厚約 為24.92μm。

2.2 (TiNb)C強(qiáng)化層內(nèi)的顯微硬度

考慮到壓頭的尺寸效應(yīng)[12]以及壓痕的邊緣效 應(yīng),受表面強(qiáng)化層厚度的影響,從垂直表面方向測(cè)量 L-II的顯微硬度,從垂直橫截面方向測(cè)量L-III的顯 微硬度。L-II垂直表面和L-III垂直橫截面方向上 硬度與載荷的關(guān)系如圖2所示。由圖2可知:隨著 測(cè)試載荷的增加,L-II的顯微硬度均高于L-III的顯 微硬度。另一方面,隨著載荷的增加,L-II的顯微硬 度和L-III的顯微硬度均逐漸降低。理論上,載荷 越大,其他外在因素對(duì)硬度的影響越小,越能體現(xiàn)材 料的真實(shí)硬度。受強(qiáng)化層厚度的影響,在提高載荷 的同時(shí),還需要考慮邊緣效應(yīng)和基底效應(yīng)。采用觀 察壓痕的形貌、分析頂角裂紋和棱邊裂紋的擴(kuò)展行 為、測(cè)量裂紋長(zhǎng)度等方法,可以確定合適的測(cè)試載 荷,以獲得更接近實(shí)際的強(qiáng)化層硬度。

不同載荷下,L-II垂直表面方向的壓痕形貌及 裂紋長(zhǎng)度如圖3所示。在載荷為0.5N 時(shí),壓痕周 圍裂紋較少,部分壓痕尖端還未有明顯的裂紋出現(xiàn) [見(jiàn)圖3a)]。隨著載荷的增加,壓痕頂角裂紋逐漸 明顯且變長(zhǎng);同時(shí),棱邊裂紋也逐漸明顯[見(jiàn)圖3 d)],逐漸展現(xiàn)出相框裂紋的具體特征。相框裂紋的 產(chǎn)生原因?yàn)楦咻d荷下的高接觸應(yīng)力[13]和基底效應(yīng)。 當(dāng)載荷提高至10N時(shí),相框裂紋從棱邊延伸至壓痕 中心點(diǎn),呈龜裂狀。造成這種現(xiàn)象的主要原因是強(qiáng) 化層和基體所組成的“硬殼-軟底”結(jié)構(gòu)。在高應(yīng)力 下,硬殼將應(yīng)力傳送至基體層,但軟質(zhì)基體層強(qiáng)度不 足,會(huì)發(fā)生較大的變形,進(jìn)而導(dǎo)致表面強(qiáng)化層發(fā)生崩 塌,形成如圖3f)所示的相框裂紋。此時(shí),由于應(yīng)力 傳遞已經(jīng)與基體關(guān)聯(lián),并不能反映強(qiáng)化層的實(shí)際硬 度。因此,結(jié)合壓痕形貌和裂紋擴(kuò)展方式,可以判斷 L-II測(cè)試時(shí)的臨界載荷為3N。由于當(dāng)載荷為3N 時(shí),壓痕棱邊已經(jīng)有相框裂紋形成,因此當(dāng)載荷為 2N時(shí),所測(cè)顯微硬度為 L-II的最可信硬度,其平 均硬度為2594.13HV。

在不同載荷下,垂直橫截面方向 L-III的壓痕 形貌如圖4所示。經(jīng)過(guò)多點(diǎn)測(cè)量和觀察,L-III壓 痕的長(zhǎng)度和尖端裂紋長(zhǎng)度明顯大于 L-II,而且 LIII內(nèi)的裂紋主要沿平行于表面的方向擴(kuò)展。這主 要是由強(qiáng)化層厚度引入的邊緣效應(yīng)引起的。當(dāng)載 荷為0.5N時(shí),L-III內(nèi)壓痕的裂紋長(zhǎng)度波動(dòng)最小; 當(dāng)載荷為1N時(shí),壓痕半長(zhǎng)度的波動(dòng)最小[見(jiàn)圖4 b)]。進(jìn)一步考慮到邊緣效應(yīng),當(dāng)載荷為1N 時(shí), 顯微硬度可作為 L-III的最可信硬度,其平均硬度 為2334.88HV。結(jié)果表明,雖然 L-III組織中的 晶粒具有更小的尺寸,為亞微米級(jí),但是 L-II呈現(xiàn) 出較高的硬度。

2.3 強(qiáng)化層內(nèi)的斷裂韌性

在斷裂韌性評(píng)級(jí)的精度和適應(yīng)范圍方面,傳統(tǒng)壓 痕法具有一定的局限性。對(duì)于薄膜類、涂層類以及表 面類材料,特別是高脆、硬性表面強(qiáng)化層,由于材料本 身尺寸的限制,壓痕法測(cè)量表面類或薄膜類材料的斷 裂韌性具有方便、簡(jiǎn)單等優(yōu)勢(shì),同時(shí)具有較高的精度。有關(guān)壓痕法計(jì)算斷裂韌性的經(jīng)驗(yàn)公式較多,且具有不 同的應(yīng)用范圍。同時(shí),根據(jù)裂紋類型的不同,公式的選 用也不同。大致可以分為中位裂紋和徑向裂紋[14]。

若想用壓痕法評(píng)價(jià)斷裂韌性,需先根據(jù)裂紋形 貌判斷裂紋類型,再選擇適用的公式。在常規(guī)情況 下,依據(jù)裂紋長(zhǎng)度c(壓痕中心點(diǎn)至裂紋尖端的長(zhǎng) 度)或l(壓痕頂角至裂紋尖端的長(zhǎng)度)與a(壓痕的 半長(zhǎng)度)的比值大小,可判斷裂紋的類型。對(duì)于多數(shù) 材料:當(dāng)c/a 小于2.5時(shí),為巴氏裂紋;當(dāng)c/a 大于 2.5時(shí),為中位裂紋;當(dāng)l/a 小于1.5時(shí),為巴氏裂 紋;當(dāng)l/a 大于1.5時(shí),為中位裂紋。L-II和 L-III 中c/a和l/a的分布如圖5所示。由圖5可知:在 表面方向,隨著載荷的增加,L-II內(nèi)c/a均小于2.5, 且l/a均小于1.5。因此,L-II內(nèi)壓痕頂角的裂紋為 巴氏裂紋。橫截面方向,L-III內(nèi)的c/a>2.5或l/a >1.5,因此L-III內(nèi)的裂紋為中位裂紋。

壓痕法計(jì)算斷裂韌性 KC 的公式如表 2 所 示[15-17](表2中,E 為彈性模量,P 為測(cè)試載荷,H 為硬度),其相應(yīng)的計(jì)算結(jié)果如表3所示。計(jì)算結(jié)果 表明:在不考慮裂紋屬性的情況下,通過(guò)8種公式計(jì) 算出的 L-II的KC 均高于 L-III。且隨著測(cè)試載荷 的提高,L-III內(nèi)相應(yīng)的KC 顯著下降。造成這種現(xiàn) 象的主要原因是隨著載荷的增加,邊緣效應(yīng)的影響 也顯著增加。

結(jié)合裂紋類型的判斷結(jié)果,L-II內(nèi)壓痕尖端的 裂紋為巴氏裂紋,其可選用的公式為(7)和(8)。數(shù) 據(jù)表明,L-II內(nèi)的計(jì)算結(jié)果所表現(xiàn)出的趨勢(shì)與L-III 的趨勢(shì)相反。提高測(cè)試載荷時(shí),KC 反而升高。在 “硬殼-軟底”的基體效應(yīng)造成明顯影響之前,壓痕尖 端裂紋長(zhǎng)度的延長(zhǎng)并未與載荷的提高呈線性關(guān)系。 結(jié)果表明,L-II內(nèi)微米級(jí)組織表現(xiàn)出更優(yōu)異的裂紋 抗擴(kuò)展能力,最終在壓痕裂紋上表現(xiàn)為短裂紋的現(xiàn)象?？傊?從計(jì)算結(jié)果上來(lái)看,公式(7)的計(jì)算值與 公式(8)有一定差異。由于公式(8)的提出是基于 WC-Co合金,其具有相對(duì)較高的韌性,不一定適用 于高硬、脆性材料。通過(guò)分析,公式(7)的計(jì)算結(jié)果 隨載荷的變化差異較小,具有較高的可信度。前述 壓痕形貌分析證明,當(dāng)測(cè)試載荷為2N時(shí),所得硬度 為L(zhǎng)-II的最可信硬度。選取2N 載荷下裂紋長(zhǎng)度 和公式(7)的計(jì)算結(jié)果評(píng)價(jià) L-II的斷裂韌性,L-II 的KC 為4.58MPa·m1/2。

L-III內(nèi)的裂紋為中位裂紋體系,適用公式為(1)~ (6)。對(duì)于表3所示結(jié)果,公式(5)的計(jì)算結(jié)果偏差較 大。因?yàn)楣?5)的適用條件為l/a≥1.5,而在載荷為 0.5N時(shí),壓痕的l/a<1.5。前述討論結(jié)果證明1N載 荷下的硬度為L(zhǎng)-III的最可信硬度。選取載荷為1N 時(shí)壓痕的裂紋長(zhǎng)度,計(jì)算L-III的斷裂韌性。因此,將 1N載荷下的硬度和裂紋數(shù)據(jù)代入經(jīng)驗(yàn)公式(1)~(4) 和(6),經(jīng)計(jì)算,其KC 均值為2.94MPa·m1/2,該計(jì)算結(jié) 果可為 L-III的斷裂韌性。相關(guān)研究的 TiC、NbC 涂層的斷裂韌性為3.1MPa·m1/2[18],NbC的斷裂 韌性約為3.0MPa·m1/2[19]。因此,高百分比、高致 密的層狀(TiNb)C表面強(qiáng)化層具有高硬度,同時(shí)具 有較好的韌性。

3 結(jié)論

(TiNb)C表面強(qiáng)化層內(nèi),層狀結(jié)構(gòu)導(dǎo)致其具有不 同的顯微硬度和斷裂韌性,L-II具有更高的顯微硬度。 受基底效應(yīng)的影響,在2N的載荷下,L-II的顯微硬度 為可信硬度,平均硬度為2594.13HV,可信斷裂韌性 為4.58MPa·m1/2;受邊緣效應(yīng)的影響,在1N的載荷 下,L-III所得顯微硬度為可信硬度,平均硬度為 2334.88HV,可信斷裂韌性為2.94MPa·m1/2。

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