循环热处理及形变对TC17钛合金片层组织球化和取向的影响

工程科学学报，第39卷，第12期：1844-1850,2017年12月 Chinese Journal of Engineering,Vol.39,No.12:1844-1850,December 2017 D0l:10.13374/j.issn2095-9389.2017.12.010:http://journals..ustb.edu.cn 循环热处理及形变对TC17钛合金片层组织球化和取 向的影响 陈少华”，张麦仓)四，贾萌柳”，彭桃 1)北京科技大学材料科学与工程学院，北京1000832)有色金属研究总院，北京100088 ☒通信作者，E-mail:mczhang(@usth.cdu.cn 摘要将循环热处理与形变相结合，利用电子背散射衍射等手段探究该工艺对TC17钛合金片层组织球化和取向的影响. 结果表明：TC17钛合金在两相区进行单纯的循环热处理其片层组织球化程度有限，而经过循环热处理+压缩变形后，其魏氏 组织消失，片层α相得到明显球化，但是其取向均匀性仍没发生较大变化.此外，变形中两相的再结晶速度及其强韧性导致 了两相取向的差异性.α相的再结晶速度快于B相，在变形过程中，α相的各向异性首先降低：另一方面，由于相比B相硬 度高，热变形过程中，α相的变形程度小于B相，应变主要集中在与相邻近的较软的B相，从而导致α相的取向均匀性高于 B相. 关键词TC17合金；形变热处理：片层组织：球化：取向 分类号TG146.23 Effect of cyclic heat treatment with hot deformation on the microstructure and structural orientation of TC17 titanium alloy lamellae CHEN Shao-hua,ZHANG Mai-eang,JIA Meng-liu,PENG Tao?) 1)School of Materials Science and Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)General Research Institute for Nonferrous Metals,Beijing 100088,China Corresponding author,E-mail:mczhang@ustb.edu.cn ABSTRACT The effects of cyclic heat treatment and hot deformation on the spheroidization and orientation of the TC17 titanium al- loy were investigated using a light microscope (LM)and electron backscattered diffraction(EBSD).The experimental results indicate that in the two-phase temperature range of a simple,cycle heat treatment,the spheroidization of the lamellar microstructure of the TC17 titanium alloy is finite.After cyclic heat treatment and compression deformation,the Widmannstatten structure disappears,the spheroidized a lamellae is more obvious,but the uniformity of its orientation is not greatly improved.In addition,the recrystallization velocity,and the strength and toughness of the two phases in deformation lead to a difference in their orientation,and the recrystalliza- tion velocity of the a phase is faster than that of the B phase.In the deformation process,the anisotropy of the a phase is preferentially reduced.On the other hand,during the hot deformation process,the degree of deformation of the a phase is lower than that of the B phase,because the o phase is harder than the B phase.The strain is primarily concentrated on the softer B phase adjacent to a phase, which produces greater uniformity in o phase than in the B phase. KEY WORDS TC17 alloy;thermal mechanical treatment;lamellar structure;spheroidization:orientation TC17合金是一种综合性能优良的富B相的α+B且热稳定性能、抗疲劳性能、热加工性能都较高，可 两相钛合金，具有较高的强度、淬透性和断裂韧性，在α+B相区或B相区进行锻造则.TC17合金主 收稿日期：201704-25

工程科学学报，第 39 卷，第 12 期: 1844--1850，2017 年 12 月 Chinese Journal of Engineering，Vol． 39，No． 12: 1844--1850，December 2017 DOI: 10． 13374 /j． issn2095--9389． 2017． 12． 010; http: / /journals． ustb． edu． cn 循环热处理及形变对 TC17 钛合金片层组织球化和取 向的影响 陈少华1) ，张麦仓1) ，贾萌柳1) ，彭 桃2) 1) 北京科技大学材料科学与工程学院，北京 100083 2) 有色金属研究总院，北京 100088 通信作者，E-mail: mczhang@ ustb． edu． cn 摘 要 将循环热处理与形变相结合，利用电子背散射衍射等手段探究该工艺对 TC17 钛合金片层组织球化和取向的影响． 结果表明: TC17 钛合金在两相区进行单纯的循环热处理其片层组织球化程度有限，而经过循环热处理 + 压缩变形后，其魏氏 组织消失，片层 α 相得到明显球化，但是其取向均匀性仍没发生较大变化． 此外，变形中两相的再结晶速度及其强韧性导致 了两相取向的差异性． α 相的再结晶速度快于 β 相，在变形过程中，α 相的各向异性首先降低; 另一方面，由于 α 相比 β 相硬 度高，热变形过程中，α 相的变形程度小于 β 相，应变主要集中在与 α 相邻近的较软的 β 相，从而导致 α 相的取向均匀性高于 β 相． 关键词 TC17 合金; 形变热处理; 片层组织; 球化; 取向 分类号 TG146. 23 Effect of cyclic heat treatment with hot deformation on the microstructure and structural orientation of TC17 titanium alloy lamellae CHEN Shao-hua1) ，ZHANG Mai-cang1)  ，JIA Meng-liu1) ，PENG Tao2) 1) School of Materials Science and Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) General Ｒesearch Institute for Nonferrous Metals，Beijing 100088，China Corresponding author，E-mail: mczhang@ ustb． edu． cn ABSTＲACT The effects of cyclic heat treatment and hot deformation on the spheroidization and orientation of the TC17 titanium al￾loy were investigated using a light microscope ( LM) and electron backscattered diffraction ( EBSD) ． The experimental results indicate that in the two-phase temperature range of a simple，cycle heat treatment，the spheroidization of the lamellar microstructure of the TC17 titanium alloy is finite． After cyclic heat treatment and compression deformation，the Widmannstatten structure disappears，the spheroidized α lamellae is more obvious，but the uniformity of its orientation is not greatly improved． In addition，the recrystallization velocity，and the strength and toughness of the two phases in deformation lead to a difference in their orientation，and the recrystalliza￾tion velocity of the α phase is faster than that of the β phase． In the deformation process，the anisotropy of the α phase is preferentially reduced． On the other hand，during the hot deformation process，the degree of deformation of the α phase is lower than that of the β phase，because the α phase is harder than the β phase． The strain is primarily concentrated on the softer β phase adjacent to α phase， which produces greater uniformity in α phase than in the β phase． KEY WOＲDS TC17 alloy; thermal mechanical treatment; lamellar structure; spheroidization; orientation 收稿日期: 2017--04--25 TC17 合金是一种综合性能优良的富 β 相的 α + β 两相钛合金，具有较高的强度、淬透性和断裂韧性， 且热稳定性能、抗疲劳性能、热加工性能都较高，可 在 α + β 相区或 β 相区进行锻造［1--4］． TC17 合金主

陈少华等：循环热处理及形变对TC17钛合金片层组织球化和取向的影响 ·1845· 要用来制造高推力发动机上的压气机盘、风扇盘等 相的球化速度.孙新等网在研究TC17静态球化动力 部件可 学时指出晶界分离的内在因素是晶粒内部的位错取向 实际应用中TC17合金构件的典型组织为球状 差，大的变形量导致大量位错密度较高的大角度晶界 相均匀分布在B#基体上.具有合理的α相和B相组 的产生，在高温的作用下使片状《分离.经过球化处 织匹配的钛合金，其两相的变形协调性较好.因此，如 理的钛合金组织均匀性较好，但是其在无损检测中存 何获得理想的α和B两相组织的匹配是工程界普遍 在少量较强的信号反射.张帆等提到循环热处理 关注的课题.钛合金的两相转变是一个形核和长大的 导致的α相片层组织球化不能改变原魏氏组织针状α 过程，由于两相的晶体结构不同，在相变过程中会产生 相的位向.但将循环热处理和形变相结合研究T℃17 体积效应诱发晶体缺陷的产生网，从而促使再结晶的 钛合金片层组织球化规律及其对晶体学取向的影响却 进行，使得片层α相的形态发生转变.何军利等可分 相对匮乏 析了循环热处理次数对TC4钛合金组织和力学性能 本文以TC17双相钛合金为研究对象，通过研究 的影响，认为随着循环热处理次数的增加，片层组织球 不同形变热处理方式下的组织及取向的演变规律，探 化程度加深，α相的长径比减小，室温塑性增加.周军 究钛合金片层组织球化对其组织均匀性与取向均匀性 等圆通过等温热压缩实验探究了热变形参数对TC17 之间的影响，为进一步提高钛合金构件的组织、性能及 合金片层组织球化的影响，其结果表明变形程度是片 取向的均匀性提供帮助. 层球化的主要影响因素.姚泽坤等四对TC11合金片 1 层组织球化的研究中也提出了相似的结论.工程应用 实验材料及方法 表明，进行单一的循环热处理其组织的球化程度有限， 实验用材料为北京航空材料研究院提供的锻态 而高温变形易产生大量的缺陷和裂纹等，因此形变热 TCl7钛合金饼坯，化学成分如表1所示.通过JMatpro 处理被普遍应用于钛合金的强韧化.Xu等一0研究 软件计算其相变点为895℃.原始组织为在较大的等 了TC17钛合金热变形后在不同热处理条件下的静态 轴初生B晶粒内形成层状a集束（图1(a)),从扫描 球化动力学，发现片层α相的球化率随热处理时间的 电镜图中可以更清晰的看到每个B晶粒内部由具有 延长而提高，但其体积分数却减少：而且热处理温度升 不同取向的集束组成，每个集束中约2m厚的a板 高使得溶质原子的扩散速度提高，从而提高了片层α 条被B片层分离开（图1(b)). 表1TC17合金的主要化学成分（质量分数） Table 1 Main chemical compositions of TC17 alloy % Cr Mo Sn Zr Fe C N H 0 5.02 3.93 3.88 2.37 1.95 0.05 0.01 0.01 0.003 0.12余量 (b) 2004m 2μm 图1TC17合金的原始组织.(a)金相图：(b)扫描电镜照片 Fig.1 Original microstructure of TC17 alloy:(a)optical micrograph:(b)SEM micrograph 沿饼坯轴向同一大圆周上切取6个Φl0mm×10 式电阻炉中加热到850℃并保温4h进行标准退火处 mm的试样，试样平分为2组(A、B),分别进行6次和 理，然后空冷至室温. 9次循环热处理，循环上下限温度分别为840℃和880 本实验中变形分为单道次和多道次热模拟压缩， ℃，循环热处理工艺如图2所示.循环热处理后每组 具体变形工艺规范如表2和图3所示.热压缩实验在 取一个试样进行金相观察，剩余2个试样分别进行单 Gleeble-15O0热模拟试验机上进行，单道次热压缩采 道次和多道次Gleeble热模拟压缩试验，压缩完毕后沿 用温度为840℃，变形量为30%，主要为模拟两相钛合 试样轴向开，取一半用于金相组织观察：另一半在箱 金在变形过程中形变对组织和性能变化的影响：多道

陈少华等: 循环热处理及形变对 TC17 钛合金片层组织球化和取向的影响 要用来制造高推力发动机上的压气机盘、风扇盘等 部件［5］． 实际应用中 TC17 合金构件的典型组织为球状 α 相均匀分布在 β转 基体上． 具有合理的 α 相和 β 相组 织匹配的钛合金，其两相的变形协调性较好． 因此，如 何获得理想的 α 和 β 两相组织的匹配是工程界普遍 关注的课题． 钛合金的两相转变是一个形核和长大的 过程，由于两相的晶体结构不同，在相变过程中会产生 体积效应诱发晶体缺陷的产生［6］，从而促使再结晶的 进行，使得片层 α 相的形态发生转变． 何军利等［7］分 析了循环热处理次数对 TC4 钛合金组织和力学性能 的影响，认为随着循环热处理次数的增加，片层组织球 化程度加深，α 相的长径比减小，室温塑性增加． 周军 等［8］通过等温热压缩实验探究了热变形参数对 TC17 合金片层组织球化的影响，其结果表明变形程度是片 层球化的主要影响因素． 姚泽坤等［9］对 TC11 合金片 层组织球化的研究中也提出了相似的结论． 工程应用 表明，进行单一的循环热处理其组织的球化程度有限， 而高温变形易产生大量的缺陷和裂纹等，因此形变热 处理被普遍应用于钛合金的强韧化． Xu 等［10--11］研究 了 TC17 钛合金热变形后在不同热处理条件下的静态 球化动力学，发现片层 α 相的球化率随热处理时间的 延长而提高，但其体积分数却减少; 而且热处理温度升 高使得溶质原子的扩散速度提高，从而提高了片层 α 相的球化速度． 孙新等［12］在研究 TC17 静态球化动力 学时指出晶界分离的内在因素是晶粒内部的位错取向 差，大的变形量导致大量位错密度较高的大角度晶界 的产生，在高温的作用下使片状 α 分离． 经过球化处 理的钛合金组织均匀性较好，但是其在无损检测中存 在少量较强的信号反射． 张帆等［13］提到循环热处理 导致的 α 相片层组织球化不能改变原魏氏组织针状 α 相的位向． 但将循环热处理和形变相结合研究 TC17 钛合金片层组织球化规律及其对晶体学取向的影响却 相对匮乏． 本文以 TC17 双相钛合金为研究对象，通过研究 不同形变热处理方式下的组织及取向的演变规律，探 究钛合金片层组织球化对其组织均匀性与取向均匀性 之间的影响，为进一步提高钛合金构件的组织、性能及 取向的均匀性提供帮助． 1 实验材料及方法 实验用材料为北京航空材料研究院提供的锻态 TC17 钛合金饼坯，化学成分如表 1 所示． 通过 JMatpro 软件计算其相变点为 895 ℃ ． 原始组织为在较大的等 轴初生 β 晶粒内形成层状 α 集束( 图 1( a) ) ，从扫描 电镜图中可以更清晰的看到每个 β 晶粒内部由具有 不同取向的 α 集束组成，每个集束中约2 μm 厚的 α 板 条被 β 片层分离开( 图 1( b) ) ． 表 1 TC17 合金的主要化学成分( 质量分数) Table 1 Main chemical compositions of TC17 alloy % Al Cr Mo Sn Zr Fe C N H O Ti 5. 02 3. 93 3. 88 2. 37 1. 95 0. 05 0. 01 0. 01 0. 003 0. 12 余量 图 1 TC17 合金的原始组织 . ( a) 金相图; ( b) 扫描电镜照片 Fig． 1 Original microstructure of TC17 alloy: ( a) optical micrograph; ( b) SEM micrograph 沿饼坯轴向同一大圆周上切取 6 个 10 mm × 10 mm 的试样，试样平分为 2 组( A、B) ，分别进行 6 次和 9 次循环热处理，循环上下限温度分别为 840 ℃ 和 880 ℃，循环热处理工艺如图 2 所示． 循环热处理后每组 取一个试样进行金相观察，剩余 2 个试样分别进行单 道次和多道次 Gleeble 热模拟压缩试验，压缩完毕后沿 试样轴向剖开，取一半用于金相组织观察; 另一半在箱 式电阻炉中加热到 850 ℃ 并保温 4 h 进行标准退火处 理，然后空冷至室温． 本实验中变形分为单道次和多道次热模拟压缩， 具体变形工艺规范如表 2 和图 3 所示． 热压缩实验在 Gleeble--1500 热模拟试验机上进行，单道次热压缩采 用温度为 840 ℃，变形量为 30% ，主要为模拟两相钛合 金在变形过程中形变对组织和性能变化的影响; 多道 · 5481 ·

·1846 工程科学学报，第39卷，第12期 相变点895℃ 组织和性能变化的影响，第一和第三道次压缩温度接 880℃.15mm 近相变点，主要模拟相变对组织和性能变化的影响，变 840℃.15min 空冷 形量均为18%，第二道次采用与单道次压缩相同的温度 空冷 和变形量，应变速率始终为0.1s,变形后水冷至室温 表2TC17合金热模拟压缩实验方案 A组 Table 2 Experimental scheme of thermal simulation compression of B组 TC17 alloy 试样编号循环热处理次数Gleeble压缩 压缩量/% t/min 图2TC17钛合金循环热处理示意图 6 单道次 30 Fig.2 Schematic diagram of heat treatment of TC17 titanium alloy 2 9 单道次 30 2 6 多道次 66 次热压缩试验选用两种不同的压缩温度，主要是为了 多道次 66 模拟两相钛合金在变形过程中相变和形变共同作用对 (a↑ b↑ 压缩变形 840℃.15 iM 875℃，15min压缩变形 875℃，15min压缩变形 M 炉冷 M 压缩变形 .-/10eg 10℃s 水冷 840℃.15min 水冷 /10℃s 室温 室温 8min t/min 图3热模拟压缩实验工艺规范.(a)单道次：(b)多道次 Fig.3 Specification for thermal simulation compression experiment:(a)single pass:(b)multiple pass 对试样的纵截面进行机械研磨、抛光、化学侵蚀失，但可以看到明显的原始B晶界，连续的晶界α相 (体积分数为15%氢氟酸+10%硝酸+75%蒸馏水的 破碎球化，晶内存在大量高长径比的条状α相，球化 混合溶液)，在LEICA-DMR光学显微镜下观察其组织 效果不明显.经过9次循环热处理后，部分原始晶界 分布和α相的球化情况.退火后试样经机械研磨、抛 消失，晶内的条状α相长径比减小，球化程度进一步 光、电解抛光（采用体积分数为5%高氯酸+95%冰醋 增加，但条状α相仍占优势.由此可知循环热处理次 酸的混合溶液，在30V直流电压下保持25s)制备电子 数的增加可以在一定程度上提高条状α相的球化 背散射衍射试样.电子背散射测试在具有HKL Chan- 程度. nel5数据采集和分析软件的LE01450扫描电子显微 由于在加热、冷却的过程中会产生新晶粒的形核 镜(SEM)进行. 点，如晶界、位错、空位、层错以及晶体本身含有的夹杂 等，而在这些形核点形核的难度依次增加.当试样在 2实验结果 循环上限温度保温时，这些缺陷处便作为优先形核或 2.1循环热处理后的显微组织特征 者条状相断裂的位置.在此过程中球状α相以畸变能 图4为6次和9次循环热处理后的金相组织.可 作为形核和长大的驱动力，发生静态再结晶行为.随 以看出，试样经过6次循环热处理后，原始魏氏组织消 着新晶粒的生成，原始长条状的α晶粒被截断.保温 (a) (b) 20 jm 20m 图4不同次数循环热处理后的光学显微组织.(：)6次：(b)9次 Fig.4 Optical microstructure after different cycles of heat treatments:(a)6 times:(b)9 times

工程科学学报，第 39 卷，第 12 期 图 2 TC17 钛合金循环热处理示意图 Fig． 2 Schematic diagram of heat treatment of TC17 titanium alloy 次热压缩试验选用两种不同的压缩温度，主要是为了 模拟两相钛合金在变形过程中相变和形变共同作用对 组织和性能变化的影响，第一和第三道次压缩温度接 近相变点，主要模拟相变对组织和性能变化的影响，变 形量均为18%，第二道次采用与单道次压缩相同的温度 和变形量，应变速率始终为0. 1 s － 1，变形后水冷至室温． 表 2 TC17 合金热模拟压缩实验方案 Table 2 Experimental scheme of thermal simulation compression of TC17 alloy 试样编号 循环热处理次数 Gleeble 压缩 压缩量/% 1 6 单道次 30 2 9 单道次 30 3 6 多道次 66 4 9 多道次 66 图 3 热模拟压缩实验工艺规范 . ( a) 单道次; ( b) 多道次 Fig． 3 Specification for thermal simulation compression experiment: ( a) single pass; ( b) multiple pass 对试样的纵截面进行机械研磨、抛光、化学侵蚀 ( 体积分数为 15% 氢氟酸 + 10% 硝酸 + 75% 蒸馏水的 混合溶液) ，在 LEICA--DMＲ 光学显微镜下观察其组织 分布和 α 相的球化情况． 退火后试样经机械研磨、抛 光、电解抛光( 采用体积分数为 5% 高氯酸 + 95% 冰醋 酸的混合溶液，在 30 V 直流电压下保持 25 s) 制备电子 背散射衍射试样． 电子背散射测试在具有 HKL Chan￾nel 5 数据采集和分析软件的 LEO1450 扫描电子显微 镜( SEM) 进行． 2 实验结果 图 4 不同次数循环热处理后的光学显微组织 . ( a) 6 次; ( b) 9 次 Fig． 4 Optical microstructure after different cycles of heat treatments: ( a) 6 times; ( b) 9 times 2. 1 循环热处理后的显微组织特征 图 4 为 6 次和 9 次循环热处理后的金相组织． 可 以看出，试样经过 6 次循环热处理后，原始魏氏组织消 失，但可以看到明显的原始 β 晶界，连续的晶界 α 相 破碎球化，晶内存在大量高长径比的条状 α 相，球化 效果不明显． 经过 9 次循环热处理后，部分原始晶界 消失，晶内的条状 α 相长径比减小，球化程度进一步 增加，但条状 α 相仍占优势． 由此可知循环热处理次 数的增加可以在一定程度上提高条状 α 相 的 球 化 程度． 由于在加热、冷却的过程中会产生新晶粒的形核 点，如晶界、位错、空位、层错以及晶体本身含有的夹杂 等，而在这些形核点形核的难度依次增加． 当试样在 循环上限温度保温时，这些缺陷处便作为优先形核或 者条状相断裂的位置． 在此过程中球状 α 相以畸变能 作为形核和长大的驱动力，发生静态再结晶行为． 随 着新晶粒的生成，原始长条状的 α 晶粒被截断． 保温 · 6481 ·

陈少华等：循环热处理及形变对TC17钛合金片层组织球化和取向的影响 ·1847· 可以促进不同合金元素的扩散，从而引起相界面或者 理后压缩变形的金相组织图.与图4单纯6次和9次 晶界由平直状转为弯曲状，产生热沟槽效应，最终促进 循环热处理相比，形变热处理后组织中的部分晶界消 条状α相的球化.当温度由上限温度降低至下限温 失，条状α相长径比明显减小，球化程度提高.图5 度，此时又有新的缺陷等形成，作为下一轮球化的形核 ()为9次热循环处理后单道次压缩的金相组织图， 点.此外，多次循环的作用即可以保证已经形核的 与图5(a)相比球化程度进一步加深，但α相的含量降 晶粒进一步均匀化，也可以促进前一次循环中未形核 低.从图5(b)和5(d)可知，在相同循环热处理次数下 的部位继续形核.所以原始魏氏组织在经过多次热循 不同的压缩道次对材料显微组织的影响有差异.试样 环处理后均已发生球化，但球化的程度和最终形成的 经6次循环热处理后，多道次压缩（图5(c)其球化程 球化相的大小有一定的差异的 度高于单道次压缩（图5(a)),而且晶界清晰度降低. 2.2形变热处理后的显微组织特征 而经9次循环热处理，多道次压缩后的试样金相组织 图5为不同形变热处理条件下的金相组织.图5 中晶界已经基本消失，长条α相的比例明显降低，球 (a)(c)和图5(b)(d)分别为经6次和9次热循环处 化程度较高 a b)2 20m .20um 图5不同形变热处理条件下的光学显微组织.(a)6次循环热处理，单道次：(b)9次循环热处理，单道次：(c)6循环热处理：多道次 (d)9次循环热处理，多道次 Fig.5 Optical microstructure after different deformation heat treatments:(a)6 times and single pass;(b)9 times and single pass;(c)6 times and multiple pass:(d)9 times and multiple pass 由于热循环后晶界聚集了大量缺陷，晶界处的畸 的金相组织.经退火处理后，试样中晶粒明显长大，长 变能成为热压缩变形过程中动态再结晶形核的驱动 条状α相长径比减小、厚度增加.晶界状态与图5相 力：而且热沟槽的存在导致片层α相的断裂a.在此 差不大，只是晶界α相的尺寸增大.图6(c)中部分长 基础上进行等温热压缩变形，一方面可以促使α相和 条状α相出现弯曲，仔细观察发现弯曲的α相大多位 B相中发生元素扩散、相溶解和未溶解相的长大，从而 于晶界处.在退火之前由于样品经过压缩变形，片状 出现部分晶界的消失：此外，由于在等温压缩期间不同 α相在切断过程中受到剪切力会产生大量缺陷，材料 变形道次样品的变形量不同（表2），形变能的累积不 中的畸变能不断累积，出现由高密度位错构成的剪切 同，多道次压缩变形量高于单道次压缩，变形量的增 带，随着位错密度的提高，发生动态回复，剪切带中的 加，使得片状α相扭折、弯曲和断裂程度增加，缺陷也 异号位错相互抵消从而形成平行的界面，随后B相沿 随之增加，这些缺陷和形变储能成为动态再结晶的形 新形成的界面穿插使得α相分离破碎切.由于变形 核点和驱动力，从而使长条状α相的球化率显著升高. 时储存的畸变能和样品本身含有的一些缺陷共同作 2.3退火后的显微组织特征 用，试样在退火过程中发生静态再结晶，形成了细小的 图6为与图5相对应的试样经过标准退火处理后 再结晶晶粒.由于再结晶晶粒畸变能的释放，晶粒内

陈少华等: 循环热处理及形变对 TC17 钛合金片层组织球化和取向的影响 可以促进不同合金元素的扩散，从而引起相界面或者 晶界由平直状转为弯曲状，产生热沟槽效应，最终促进 条状 α 相的球化． 当温度由上限温度降低至下限温 度，此时又有新的缺陷等形成，作为下一轮球化的形核 点［14］． 此外，多次循环的作用即可以保证已经形核的 晶粒进一步均匀化，也可以促进前一次循环中未形核 的部位继续形核． 所以原始魏氏组织在经过多次热循 环处理后均已发生球化，但球化的程度和最终形成的 球化相的大小有一定的差异［15］． 2. 2 形变热处理后的显微组织特征 图 5 为不同形变热处理条件下的金相组织． 图 5 ( a) ( c) 和图 5( b) ( d) 分别为经 6 次和 9 次热循环处 理后压缩变形的金相组织图． 与图 4 单纯 6 次和 9 次 循环热处理相比，形变热处理后组织中的部分晶界消 失，条状 α 相长径比明显减小，球化程度提高． 图 5 ( b) 为 9 次热循环处理后单道次压缩的金相组织图， 与图 5( a) 相比球化程度进一步加深，但 α 相的含量降 低． 从图5( b) 和5( d) 可知，在相同循环热处理次数下 不同的压缩道次对材料显微组织的影响有差异． 试样 经 6 次循环热处理后，多道次压缩( 图 5( c) ) 其球化程 度高于单道次压缩( 图 5( a) ) ，而且晶界清晰度降低． 而经 9 次循环热处理，多道次压缩后的试样金相组织 中晶界已经基本消失，长条 α 相的比例明显降低，球 化程度较高． 图 5 不同形变热处理条件下的光学显微组织 . ( a) 6 次循环热处理，单道次; ( b) 9 次循环热处理，单道次; ( c) 6 循环热处理; 多道次 ( d) 9 次循环热处理，多道次 Fig． 5 Optical microstructure after different deformation heat treatments: ( a) 6 times and single pass; ( b) 9 times and single pass; ( c) 6 times and multiple pass; ( d) 9 times and multiple pass 由于热循环后晶界聚集了大量缺陷，晶界处的畸 变能成为热压缩变形过程中动态再结晶形核的驱动 力; 而且热沟槽的存在导致片层 α 相的断裂［16］． 在此 基础上进行等温热压缩变形，一方面可以促使 α 相和 β 相中发生元素扩散、相溶解和未溶解相的长大，从而 出现部分晶界的消失; 此外，由于在等温压缩期间不同 变形道次样品的变形量不同( 表 2) ，形变能的累积不 同，多道次压缩变形量高于单道次压缩，变形量的增 加，使得片状 α 相扭折、弯曲和断裂程度增加，缺陷也 随之增加，这些缺陷和形变储能成为动态再结晶的形 核点和驱动力，从而使长条状 α 相的球化率显著升高． 2. 3 退火后的显微组织特征 图 6 为与图 5 相对应的试样经过标准退火处理后 的金相组织． 经退火处理后，试样中晶粒明显长大，长 条状 α 相长径比减小、厚度增加． 晶界状态与图 5 相 差不大，只是晶界 α 相的尺寸增大． 图 6( c) 中部分长 条状 α 相出现弯曲，仔细观察发现弯曲的 α 相大多位 于晶界处． 在退火之前由于样品经过压缩变形，片状 α 相在切断过程中受到剪切力会产生大量缺陷，材料 中的畸变能不断累积，出现由高密度位错构成的剪切 带，随着位错密度的提高，发生动态回复，剪切带中的 异号位错相互抵消从而形成平行的界面，随后 β 相沿 新形成的界面穿插使得 α 相分离破碎［17］． 由于变形 时储存的畸变能和样品本身含有的一些缺陷共同作 用，试样在退火过程中发生静态再结晶，形成了细小的 再结晶晶粒． 由于再结晶晶粒畸变能的释放，晶粒内 · 7481 ·

·1848 工程科学学报，第39卷，第12期 204m 204m 图6标准退火后的光学显微组织.()6次循环热处理，单道次：(b)9次循环热处理，单道次：()6循环热处理，多道次：(d)9次循 环热处理，多道次 Fig.6 Optical microstructure after standard annealing treatment:(a)6 times and single pass;(b)9 times and single pass;(c)6 times and multi- ple pass:(d)9 times and multiple pass 部的位错密度要远小于未发生再结晶的晶粒.图6 的晶界.图7(a)中可以明显观察到α片层组织断裂 (c)、(d)由于变形量较大，故晶粒中畸变能也较大，位 球化较完全，存在少量高长径比的棒状α相，大部分 错密度含量也较高，所以其发生回复和静态再结晶的 为小长径比的短棒α相.由于一个B晶粒内的同一个 晶粒和数量要高于单道次压缩的6(a)和(b).随着变 片层α集束中的取向相近，因此在取向成像图中同一 形道次的增加，条状相更加瘦长，且其位向逐渐转 α集束中的不同片层具有相近的颜色分布.图7 向垂直于压缩轴的方向.长时间的退火处理一方面可 (a)中片层a相虽然断裂，但是同一片层a相断裂后 以给晶粒充足的时间长大，同时两相中的溶质原子进 的取向仍然相近，并没有发生较大的变化.从图7(b) 行扩散，此过程涉及Ostwald熟化理论、终端迁移等模 中可以看到一个完整的β晶粒（白色虚线为B晶界）， 型，表现为α相的粗化.故退火后的晶粒尺寸要高于 α相破碎呈等轴状分布在B晶界上，晶界α相基本断 退火前晶粒尺寸： 裂球化，但是其取向没有发生较大变化.因此，该球化 处理工艺并不能使原片层组织的取向得到均匀化. 3分析讨论 图8为经6次和9次热循环处理+多道次压缩 3.1片层组织球化后仪相的取向变化及影响因素 变形后《相的取向成像图.图中黑色实线代表取向 图7为经6次和9次循环热处理后单道次压缩变 差>5°的晶界.对比图7可以发现：经多道次压缩 形《相的取向成像图.图中黑色实线代表取向差>5 后，α相向垂直于压缩轴的方向转动，所得α相的长 0001 210 0110 =20m 图7不同次数循环热处理后单道次压缩变形α相的取向成像.(a)6次：(b)9次 Fig.7 Orientation mapping of a phase in single pass compression deformation after different cycles of heat treatment:(a)6 times:(b)9 times

工程科学学报，第 39 卷，第 12 期 图 6 标准退火后的光学显微组织 . ( a) 6 次循环热处理，单道次; ( b) 9 次循环热处理，单道次; ( c) 6 循环热处理，多道次; ( d) 9 次循 环热处理，多道次 Fig． 6 Optical microstructure after standard annealing treatment: ( a) 6 times and single pass; ( b) 9 times and single pass; ( c) 6 times and multi￾ple pass; ( d) 9 times and multiple pass 部的位错密度要远小于未发生再结晶的晶粒［4］． 图 6 ( c) 、( d) 由于变形量较大，故晶粒中畸变能也较大，位 错密度含量也较高，所以其发生回复和静态再结晶的 晶粒和数量要高于单道次压缩的 6( a) 和( b) ． 随着变 形道次的增加，条状 α 相更加瘦长，且其位向逐渐转 向垂直于压缩轴的方向． 长时间的退火处理一方面可 以给晶粒充足的时间长大，同时两相中的溶质原子进 行扩散，此过程涉及 Ostwald 熟化理论、终端迁移等模 型，表现为 α 相的粗化． 故退火后的晶粒尺寸要高于 退火前晶粒尺寸． 图 7 不同次数循环热处理后单道次压缩变形 α 相的取向成像 . ( a) 6 次; ( b) 9 次 Fig． 7 Orientation mapping of α phase in single pass compression deformation after different cycles of heat treatment: ( a) 6 times; ( b) 9 times 3 分析讨论 3. 1 片层组织球化后 α 相的取向变化及影响因素 图 7 为经 6 次和 9 次循环热处理后单道次压缩变 形 α 相的取向成像图． 图中黑色实线代表取向差 ＞ 5° 的晶界． 图 7( a) 中可以明显观察到 α 片层组织断裂 球化较完全，存在少量高长径比的棒状 α 相，大部分 为小长径比的短棒 α 相． 由于一个 β 晶粒内的同一个 片层 α 集束中的取向相近，因此在取向成像图中同一 α 集束中的不同片层具有相近的颜色分布［18］． 图 7 ( a) 中片层 α 相虽然断裂，但是同一片层 α 相断裂后 的取向仍然相近，并没有发生较大的变化． 从图 7( b) 中可以看到一个完整的 β 晶粒( 白色虚线为 β 晶界) ， α 相破碎呈等轴状分布在 β 晶界上，晶界 α 相基本断 裂球化，但是其取向没有发生较大变化． 因此，该球化 处理工艺并不能使原片层组织的取向得到均匀化． 图 8 为经 6 次和 9 次热循环处理 + 多道次压缩 变形后 α 相的取向成像图． 图中黑色实线代表取向 差 ＞ 5°的晶界． 对比图 7 可以发现: 经多道次压缩 后，α 相向垂直于压缩轴的方向转动，所得 α 相的长 · 8481 ·

陈少华等：循环热处理及形变对TC17钛合金片层组织球化和取向的影响 ·1849* 径比普遍大于单道次压缩，变形量的增加使得长径 出的基本相似：α片层的断裂球化并不能使得其断裂 比大的α相更加瘦长，且部分发生了弯曲.多道次压 后的取向得到均匀化.图8中的黑色圆圈中直观的 缩由于变形温度高于单道次压缩，导致其球化程度 反映出了这一点，圈中为一个α片层断裂后的状态， 高于单道次压缩变形，这在周军等圆的研究中也有 从中可以看到明显的相界，断裂后的相取向基 类似结果.α相的晶体学取向规律与图7中所反映 本没有发生变化 a h 001 I210 0110 20m 图8不同次数循环热处理后多道次压缩变形α相的取向成像.()6次：(b)9次 Fig.8 Orientation mapping of a phase in multiple pass compression deformation after different cycles of heat treatment:(a)6 times:(b)9 times 3.2片层组织球化后B相的取向变化及影响因素 度高，取向集中明显.另一方面，由于α相比B相硬度 图9和图10分别为不同次数循环热处理单道次 高，在变形过程中，α相的含量和形态严重影响B相的 和多道次压缩变形后B相的取向成像图.可以看出， 形态和取向分布.热变形过程中，α相的变形程度小 TC17钛合金中B相的取向较难控制，经过不同处理工 于B相，应变主要集中在与α相邻近的较软的B相， 艺后其B相的取向均匀性仍较低，存在严重的取向集 从而形成了比B基体中其他部分亚晶更小的高取向 中现象.在钛合金中，两相不同的晶体结构决定了其 差的亚晶粒0.当应变量达到一定程度，亚晶界在α 在变形过程中的不同特征，两相在变形过程中具有一 相的缺陷处发展，随后B相沿α/α亚晶界穿入，使得 定的协调性.随着变形量的增加，魏氏组织中原始阝 原相破碎成长径比更小的等轴α相.同时，B相也 晶粒及其内部的片层α相发生塑性变形，组织沿金属 被拉长并形成很多亚晶粒，从而在变形较大的B晶界 流动方向被压扁拉长，片层组织破碎成等轴状.高温 附近形成由高角晶界包围的细小的再结晶晶粒即 变形条件下，由于α相的再结晶速度快于B相，使破 因此B相的晶粒转动程度更大，其取向更加集中.从 碎后的α相长大形成等轴α相回.因此在变形过程 图7和图8中可以看出，α相的取向相对均匀，但是与 中，α相的各向异性首先降低，取向更加均匀：B相再 之对应的图9和图10中B相的取向集中现象比较 结晶速度慢，加之再结晶的不均匀，导致其各向异性程 明显 a b -20山m 图9不同次数循环热处理后单道次压缩变形B相的取向成像.(a)6次：(b)9次 Fig.9 Orientation mapping of B phase in single pass compression deformation after different cycles of heat treatment:(a)6 times:(b)9 times 相基本断裂球化，但是其取向均匀性仍没有发生较大 4结论 变化.因此，此球化处理工艺并不能使钛合金的取向 (1)TC17钛合金在两相区进行单纯的循环热处 得到均匀化. 理，魏氏组织消失，组织得到显著改善.随着循环次数 (3)T℃17钛合金中，两相不同的晶体结构决定了 的增加条状α相的球化程度随之增加. 其在变形过程中的不同特征。变形中两相的再结晶速 (2)通过循环热处理及形变结合的球化处理， 度及其强韧性导致了两相取向的差异性，α相的再结 TC17合金原始魏氏组织基本转变为等轴组织，晶界 晶速度快于B相，在变形过程中，α相的各向异性首先

陈少华等: 循环热处理及形变对 TC17 钛合金片层组织球化和取向的影响 径比普遍大于单道次压缩，变形量的增加使得长径 比大的 α 相更加瘦长，且部分发生了弯曲． 多道次压 缩由于变形温度高于单道次压缩，导致其球化程度 高于单道次压缩变形，这在周军等［8］的研究中也有 类似结果． α 相的晶体学取向规律与图 7 中所反映 出的基本相似: α 片层的断裂球化并不能使得其断裂 后的取向得到均匀化． 图 8 中的黑色圆圈中直观的 反映出了这一点，圈中为一个 α 片层断裂后的状态， 从中可以看到明显的 α 相界，断裂后的 α 相取向基 本没有发生变化． 图 8 不同次数循环热处理后多道次压缩变形 α 相的取向成像 . ( a) 6 次; ( b) 9 次 Fig． 8 Orientation mapping of α phase in multiple pass compression deformation after different cycles of heat treatment: ( a) 6 times; ( b) 9 times 3. 2 片层组织球化后 β 相的取向变化及影响因素 图 9 和图 10 分别为不同次数循环热处理单道次 和多道次压缩变形后 β 相的取向成像图． 可以看出， TC17 钛合金中 β 相的取向较难控制，经过不同处理工 艺后其 β 相的取向均匀性仍较低，存在严重的取向集 中现象． 在钛合金中，两相不同的晶体结构决定了其 在变形过程中的不同特征，两相在变形过程中具有一 定的协调性． 随着变形量的增加，魏氏组织中原始 β 晶粒及其内部的片层 α 相发生塑性变形，组织沿金属 流动方向被压扁拉长，片层组织破碎成等轴状． 高温 变形条件下，由于 α 相的再结晶速度快于 β 相，使破 碎后的 α 相长大形成等轴 α 相［19］． 因此在变形过程 中，α 相的各向异性首先降低，取向更加均匀; β 相再 结晶速度慢，加之再结晶的不均匀，导致其各向异性程 度高，取向集中明显． 另一方面，由于 α 相比 β 相硬度 高，在变形过程中，α 相的含量和形态严重影响 β 相的 形态和取向分布． 热变形过程中，α 相的变形程度小 于 β 相，应变主要集中在与 α 相邻近的较软的 β 相， 从而形成了比 β 基体中其他部分亚晶更小的高取向 差的亚晶粒［20］． 当应变量达到一定程度，亚晶界在 α 相的缺陷处发展，随后 β 相沿 α/α 亚晶界穿入，使得 原 α 相破碎成长径比更小的等轴 α 相． 同时，β 相也 被拉长并形成很多亚晶粒，从而在变形较大的 β 晶界 附近形成由高角晶界包围的细小的再结晶晶粒［21］． 因此 β 相的晶粒转动程度更大，其取向更加集中． 从 图 7 和图 8 中可以看出，α 相的取向相对均匀，但是与 之对应的图 9 和图 10 中 β 相的取向集中现象比较 明显． 图 9 不同次数循环热处理后单道次压缩变形 β 相的取向成像 . ( a) 6 次; ( b) 9 次 Fig． 9 Orientation mapping of β phase in single pass compression deformation after different cycles of heat treatment: ( a) 6 times; ( b) 9 times 4 结论 ( 1) TC17 钛合金在两相区进行单纯的循环热处 理，魏氏组织消失，组织得到显著改善． 随着循环次数 的增加条状 α 相的球化程度随之增加． ( 2) 通过循环热处理及形变结合的球化处理， TC17 合金原始魏氏组织基本转变为等轴组织，晶界 α 相基本断裂球化，但是其取向均匀性仍没有发生较大 变化． 因此，此球化处理工艺并不能使钛合金的取向 得到均匀化． ( 3) TC17 钛合金中，两相不同的晶体结构决定了 其在变形过程中的不同特征． 变形中两相的再结晶速 度及其强韧性导致了两相取向的差异性，α 相的再结 晶速度快于 β 相，在变形过程中，α 相的各向异性首先 · 9481 ·

·1850· 工程科学学报，第39卷，第12期 001 101 20m 图10不同次数循环热处理后多道次压缩变形B相的取向成像.(a)6次：(b)9次 Fig.10 Orientation mapping of B phase in multiple pass compression deformation after different cycles of heat treatment:(a)6 times:(b)9 times 降低：另一方面，由于α相比B相硬度高，热变形过程 [10]Xu J W,Zeng W D,Jia Z Q,et al.Microstructure coarsening 中，α相的变形程度小于B相，应变主要集中在与a相 behavior of Ti-17 alloy with equiaxed alpha during heat treat- 邻近的较软的B相，从而导致相的取向均匀性高于 ment.J Alloy Compd,2015,618:343 [1]Xu J W,Zeng W D,Sun X,et al.Static coarsening behavior of B相. the lamellar alpha in Ti-17 alloy.J Alloy Compd,2015,631: 248 参考文献 [12]Sun X,Zeng W D,Zhang Z J,et al.Effect of thermal process- [Weiss I,Semiatin S L.Thermomechanical processing of beta tita- ing parameters on static globularization kinetics of TC17 alloy. nium alloys-an overview.Mater Sci Eng A,1998,243 (12): Chin J Nonferr Met,2015,25(1)9 46 (孙新，曾卫东，张志金，等.热工艺参数对TC17合金静态 Williams JC.Starke E A.Progress in structural materials for aer- 球化动力学的影响.中国有色金属学报，2015,25(1)：9) ospace systems.Acta Mater,2003,51(19)5775 [13] Zhang F,Zhang B C,He M,et al.Refinement of coarse Wid- B]Wanjara P,Jahazi M,Monajati H,et al.Hot working behavior of manstatien structure in Ti-6Al-4V casting by cyclic heat treat- near-alloy IMI834.Mater Sci Eng A,2005,396(12):50 ment.Acta Metall Sin,1987,23(5):362 4]Boyer R,Welsch G,Collings E W,et al.Materials Properties (张帆，张宝昌，何明，等.循环热处理对Ti6A-4V合金铸 Handbook:Titanium Alloys.USA:ASM International,1994 件粗大魏氏组织细化作用的研究.金属学报，1987,23(5)： 5]ZhangZ,Wang QJ,Mo W.Titanium Metal and Heat Treatment. 362) Beijing:Metallurgical Industry Press,2009 [14]Xia Q F,Wang JN,Wang Y,et al.Effect of heating rate on the (张翥，王群骄，莫畏.钛的金属学和热处理.北京：治金工 grain refinement of a TiAl alloy by cyclic heat treatment.Mater 业出版社，2009) Sei Eng A,2001,300(12):309 6]Yao J S,Xu JL,Gui J,ct al.Mechanism of circulating heat [15]Yang J,Wang J N,Xia Q F,et al.Effect of cooling rate on the treatment to improve the as-cast microstructure of BT9 titanium al- grain refinement of TiAl-based alloys by rapid heat treatment. loy.Shanghai Metal,1989,11 (1):16 Mater Lett,2000,46(4):193 (姚锦声，许嘉龙，归军，等.循环热处理改善BT四钛合金铸 [16]Yang J,Wang J N,Wang Y,et al.Control of the homogeneity 态组织的机理.上海金属，1989,11(1)：16) of the lamellar structure of a TiAl alloy refined by heat treatment. He J L,Mao X N,Zhang P S,et al.Effect of cycling times on Intermetallics,2001,9(5):369 microstructure and mechanical properties of TC4 alloy.Heat Treat [17]Liitjering C.Influence of processing on microstructure and me- Mt,2012,37(5):41 chanical properties of(a+B)titanium alloys.Mater Sci Eng A, (何军利，毛小南，张鹏省，等.循环次数对TC4钛合金组织 1998,243(12):32 和力学性能的影响.金属热处理，2012,37(5)：41) 18] Engler 0.Randle V.Introduction to Texture Analysis:Macrotex- [8]Zhou J,Zeng W D,Shu Y,et al.Influence of hot processing pa- ture,MicroTexture,Orientation Mapping.Florida:CRC Press, rameters on globularization of lamellar a in Ti-17 alloy.Hot Work 2000 Technol,2005(1):16 9] Seshacharyulu T,Medeiros S C,Morgan J T,et al.Hot deform- (周军，曾卫东，舒滢，等.热变形参数对T一17合金的片状 ation and microstructural damage mechanisms in extra-ow inter- a球化过程的影响.热加工工艺，2005(1)：16) stitial (ELI)grade Ti-6Al-4V.Mater Sci Eng A,2000,279 9]Yao Z K,Su H,Su Z W,et al.Effect of hot working process pa- (12):289 rameter on refining and spheroidizing microstructures of TClI alloy D0]Terlinde G,Fischer G.Beta Titanium Alloys /Titanium and blades.Hot Work Technol,1995(1):6 Titanium Alloys:Fundamentals and Applications.Cologne:Wi- (姚泽坤，苏华，苏祖武，等.热加工工艺参数对T℃11钛合 ley-VCH,2005:37 金叶片显微组织细化、球化的影响.热加工工艺，1995(1)： 21]Ouchi C.FujishiroS,Eylon D.et al.Metallurgy and Technolo- 6) gy of Practical Titanium Alloys.Warrendale:TMS,1994

工程科学学报，第 39 卷，第 12 期 图 10 不同次数循环热处理后多道次压缩变形 β 相的取向成像 . ( a) 6 次; ( b) 9 次 Fig． 10 Orientation mapping of β phase in multiple pass compression deformation after different cycles of heat treatment: ( a) 6 times; ( b) 9 times 降低; 另一方面，由于 α 相比 β 相硬度高，热变形过程 中，α 相的变形程度小于 β 相，应变主要集中在与 α 相 邻近的较软的 β 相，从而导致 α 相的取向均匀性高于 β 相． 参 考 文 献 ［1］ Weiss I，Semiatin S L． Thermomechanical processing of beta tita￾nium alloys—an overview． Mater Sci Eng A，1998，243 ( 1-2) : 46 ［2］ Williams J C，Starke E A． Progress in structural materials for aer￾ospace systems． Acta Mater，2003，51( 19) : 5775 ［3］ Wanjara P，Jahazi M，Monajati H，et al． Hot working behavior of near-α alloy IMI834． Mater Sci Eng A，2005，396( 1-2) : 50 ［4］ Boyer Ｒ，Welsch G，Collings E W，et al． Materials Properties Handbook: Titanium Alloys． USA: ASM International，1994 ［5］ Zhang Z，Wang Q J，Mo W． Titanium Metal and Heat Treatment． Beijing: Metallurgical Industry Press，2009 ( 张翥，王群骄，莫畏． 钛的金属学和热处理． 北京: 冶金工 业出版社，2009) ［6］ Yao J S，Xu J L，Gui J，et al． Mechanism of circulating heat treatment to improve the as-cast microstructure of BT9 titanium al￾loy． Shanghai Metal，1989，11( 1) : 16 ( 姚锦声，许嘉龙，归军，等． 循环热处理改善 BT9 钛合金铸 态组织的机理． 上海金属，1989，11( 1) : 16) ［7］ He J L，Mao X N，Zhang P S，et al． Effect of cycling times on microstructure and mechanical properties of TC4 alloy． Heat Treat Met，2012，37( 5) : 41 ( 何军利，毛小南，张鹏省，等． 循环次数对 TC4 钛合金组织 和力学性能的影响． 金属热处理，2012，37( 5) : 41) ［8］ Zhou J，Zeng W D，Shu Y，et al． Influence of hot processing pa￾rameters on globularization of lamellar α in Ti--17 alloy． Hot Work Technol，2005( 1) : 16 ( 周军，曾卫东，舒滢，等． 热变形参数对 Ti--17 合金的片状 α 球化过程的影响． 热加工工艺，2005( 1) : 16) ［9］ Yao Z K，Su H，Su Z W，et al． Effect of hot working process pa￾rameter on refining and spheroidizing microstructures of TC11 alloy blades． Hot Work Technol，1995( 1) : 6 ( 姚泽坤，苏华，苏祖武，等． 热加工工艺参数对 TC11 钛合 金叶片显微组织细化、球化的影响． 热加工工艺，1995 ( 1) : 6) ［10］ Xu J W，Zeng W D，Jia Z Q，et al． Microstructure coarsening behavior of Ti--17 alloy with equiaxed alpha during heat treat￾ment． J Alloy Compd，2015，618: 343 ［11］ Xu J W，Zeng W D，Sun X，et al． Static coarsening behavior of the lamellar alpha in Ti--17 alloy． J Alloy Compd，2015，631: 248 ［12］ Sun X，Zeng W D，Zhang Z J，et al． Effect of thermal process￾ing parameters on static globularization kinetics of TC17 alloy． Chin J Nonferr Met，2015，25( 1) : 9 ( 孙新，曾卫东，张志金，等． 热工艺参数对 TC17 合金静态 球化动力学的影响． 中国有色金属学报，2015，25( 1) : 9) ［13］ Zhang F，Zhang B C，He M，et al． Ｒefinement of coarse Wid￾manstatien structure in Ti--6Al--4V casting by cyclic heat treat￾ment． Acta Metall Sin，1987，23( 5) : 362 ( 张帆，张宝昌，何明，等． 循环热处理对 Ti--6Al--4V 合金铸 件粗大魏氏组织细化作用的研究． 金属学报，1987，23( 5) : 362) ［14］ Xia Q F，Wang J N，Wang Y，et al． Effect of heating rate on the grain refinement of a TiAl alloy by cyclic heat treatment． Mater Sci Eng A，2001，300( 1-2) : 309 ［15］ Yang J，Wang J N，Xia Q F，et al． Effect of cooling rate on the grain refinement of TiAl-based alloys by rapid heat treatment． Mater Lett，2000，46( 4) : 193 ［16］ Yang J，Wang J N，Wang Y，et al． Control of the homogeneity of the lamellar structure of a TiAl alloy refined by heat treatment． Intermetallics，2001，9( 5) : 369 ［17］ Lütjering G． Influence of processing on microstructure and me￾chanical properties of ( α + β) titanium alloys． Mater Sci Eng A， 1998，243( 1-2) : 32 ［18］ Engler O，Ｒandle V． Introduction to Texture Analysis: Macrotex￾ture，Micro-Texture，Orientation Mapping． Florida: CＲC Press， 2000 ［19］ Seshacharyulu T，Medeiros S C，Morgan J T，et al． Hot deform￾ation and microstructural damage mechanisms in extra-low inter￾stitial ( ELI) grade Ti--6Al--4V． Mater Sci Eng A，2000，279 ( 1-2) : 289 ［20］ Terlinde G，Fischer G． Beta Titanium Alloys / / Titanium and Titanium Alloys: Fundamentals and Applications． Cologne: Wi￾ley-VCH，2005: 37 ［21］ Ouchi C，Fujishiro S，Eylon D，et al． Metallurgy and Technolo￾gy of Practical Titanium Alloys． Warrendale: TMS，1994 · 0581 ·