《Journal of Alloys and Compounds》：Unveiling the microstructure-stress triaxiality-fracture toughness relation in ductile Nb/stiffening Nb
5Si
3 biphase alloys prepared using spark plasma sintering
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通过火花等离子烧结制备不同尺寸Nb和Nb5Si3粉末的Nb-12Si合金，发现细化Nb粉末至4.5μm可显著降低应力三轴性（TRIAX），促使断裂模式从脆性 cleavage 转为塑性 dimple-tear，使断裂韧性提升至14.37±0.55MPa·m1/2，为耐高温合金设计提供新机制。
王圆亨|范宇|余友星|刘大|沙江波
北京航空航天大学材料科学与工程学院，100191，中国
摘要
通过使用不同粒度的Nb和Nb?Si?粉末进行火花等离子烧结，制备了Nb-12Si合金。当使用粗粒度的Nb?Si?粉末（73.7 μm和39.6 μm）与不同粒度的Nb粉末结合时，获得了由Nb基体和Nb?Si?岛屿组成的微观结构。将Nb粉末的粒度从75.5 μm减小到4.5 μm后，Nb晶粒尺寸显著细化，从72.1 μm降低到7.9 μm。相反，当使用细粒度的Nb?Si?粉末（2.9 μm）时，微观结构转变为连续的Nb?Si?基体中分布着孤立的Nb岛屿。使用4.5 μm Nb粉末和73.7 μm Nb?Si?粉末制备的合金表现出显著提高的断裂韧性，达到14.37 ± 0.55 MPa·m^1/2，远高于使用75.5 μm Nb粉末和73.7 μm Nb?Si?粉末制备的合金（10.68 ± 0.37 MPa·m^1/2）。有限元方法模拟进一步表明，减小Nb晶粒尺寸有效降低了Nb?Si?相施加的应力三轴性（TRIAX），从而促进了更高的塑性应变，并激活了Nb相中的a/2 <1 1 1〉{1 1 0}滑移系。因此，断裂模式从脆性的{0 0 1}解理转变为延性的凹陷-撕裂断裂，从而显著提高了Nb-12Si合金的整体韧性。本研究建立了微观结构-应力三轴性-韧性之间的关系，并确定了应力三轴性控制是设计先进增强型Nb-Si基超合金的基本原理。
引言
Nb-Si基合金的熔点比Ni基合金高约1000°C，同时具有较低的密度、优异的刚度和特定的机械性能，因此在下一代高推重比飞机发动机以及陆基燃气轮机中具有巨大的应用潜力[1]、[2]、[3]、[4]、[5]。Nb-Si二元合金通常由延性的Nb相和增强的Nb?Si?相组成，其中增强的Nb?Si?硅化物在高温下提供强度和抗蠕变性能，而延性的Nb固溶体（NbSS）相在室温下提供韧性。通过合金化和优化NbSS和Nb?Si?相的比例和形态，可以在一定程度上实现延性的NbSS/Nb?Si?微观结构中的机械性能平衡[6]、[7]、[8]、[9]。此外，通过Cr合金化形成环境稳定的Cr?Nb相[10]、[11]，或采用Mo-Si-B和Si-Al-Y涂层技术[12]、[13]、[14]，可以在高温下提高抗氧化性能。
在室温下的断裂韧性仍然是开发Nb-Si基合金面临的重要挑战之一。常用的合金化和加工技术包括热挤压[15]、[16]、定向凝固[1]、[5]、[6]、[17]、[18]和粉末冶金[19]、[20]。先前的研究发现，Ti或Hf[7]、[9]、[21]、[22]、[23]可以通过降低Peierls-Nabarro能垒来提高Nb-Si基合金的断裂韧性，而不会提高脆性-延性转变温度（BDTT）[7]。热挤压和定向凝固工艺可以形成细小且取向明确的NbSS/Nb?Si?微观结构，这些结构中的缺陷会增加裂纹扩展路径并抑制缺陷的敏感性，从而提高整体微观结构的断裂韧性。
不幸的是，Nb-Si基合金或纯NbSS合金中数十微米大小的粗大NbSS晶粒通常沿{0 0 1}平面发生解理断裂[4]、[7]、[24]、[25]，即使添加30%以上的Ti也无法防止这种情况。解理模式严重限制了Nb的固有塑性优势。因此，Nb在延性的NbSS/Nb?Si?微观结构中提高整体韧性的潜力无法得到充分利用。我们最近观察到，在Nb-16Si二元合金的NbSS相中，当等轴Nb晶粒从几十微米细化到小于10微米时，断裂模式从解理转变为混合的凹陷-撕裂-解理。这种转变伴随着韧性从8.2 MPa·m^1/2增加到12.4 MPa·m^1/2。仔细分析发现，多组a<1 0 0>静止位错主导了粗大NbSS相的塑性变形，导致Nb-Si基合金的解理模式和低韧性。然而，对于大约1~2微米大小的细小NbSS晶粒，a/2<1 1 1>位错变得活跃并起作用[25]，使NbSS相发生凹陷断裂，韧性提高了约50%。这些发现强烈表明，晶粒细化改变了NbSS相的变形和断裂模式，类似于Ti[7]、[21]、[22]、[23]的增强效果。
断裂机制理论认为，在延性的NbSS/Nb?Si?双相微观结构中，增强的相是不可变形的，但它会在周围的延性相中引入高塑性约束[7]、[26]。塑性约束来源于应力三轴性（TRIAX），定义为σm/σ0，其中σm是局部静水拉伸应力，σ0是Von-Mises应力。塑性约束保持了不可变形相和可变形基体之间的兼容性，这受到组成相的尺寸和形状、分布、体积分数以及界面强度的强烈影响[26]、[27]。高塑性约束限制了延性相向凹陷模式的转变和合金的塑性变形能力[26]、[27]、[28]，最终降低了延性/NbSS/Nb?Si?微观结构的抗断裂性能[7]。晶粒细化改变了机械环境；特别是，它被认为在一定程度上释放了NbSS内部、NbSS晶界以及NbSS和Nb?Si?相界面的塑性约束。最近提高Nb-Si合金性能的努力主要遵循两条已建立的途径：多组分合金化和先进的微观结构工程。例如，添加Ti、Mo甚至稀土Sc等元素已被广泛研究用于细化微观结构和提高断裂韧性，最近的报道中Sc改性的Nb-16Si-20Ti-1.5Zr-1C-1B-0.8Sc合金的韧性达到了约15.63 MPa·m^1/2[29]。同时，通过热处理设计核壳成分等新的微观结构控制策略也出现了[30]。虽然这些专注于化学改性的方法无疑有效，但利用基本物理参数（如组成相的初始粉末尺寸）来控制二元系统中的相分布和由此产生的机械场的研究尚未得到充分探索。更严重的是，NbSS晶粒尺寸、应力三轴性（TRIAX）与NbSS/Nb?Si?微观结构的变形/断裂韧性之间的潜在关系尚未建立，这极大地阻碍了高性能Nb-Si基超合金的合理设计。
在这项工作中，我们首先系统研究了使用不同粒度的Nb和Nb?Si?粉末通过SPS制备的Nb-12Si合金的微观结构演变和断裂韧性。为了建立超越经验相关性的机制理解，我们采用了多尺度分析方法。利用有限元方法（FEM）量化了Nb晶粒细化过程中Nb相内的应力三轴性和应变-应力场的变化。进一步通过透射电子显微镜（TEM）识别控制断裂模式转变的相应位错活动。通过整合实验结果与模拟和微观结构表征，我们建立了粉末尺寸、微观结构、局部应力状态和断裂韧性之间的因果关系。最后，我们提出了一个微观结构-应力三轴性-韧性框架，为增强型Nb-Si基超合金的合理设计提供了参考。
部分摘录
使用不同粒度的Nb和Nb?Si?粉末组合制备了一系列Nb-12Si二元样品
我们使用Nb?Si?硅化物和纯Nb粉末作为原料制备Nb-12Si样品，其亚共晶组成为Nb与Nb?Si?的体积比为68/32[31]。使用了高纯度的商用Nb粉末（纯度为99.995%，O、N和C的含量分别低于80 ppm、40 ppm和50 ppm），并通过球磨和筛分进一步分离出不同直径的Nb粉末。球磨参数如下：球与粉末的质量比为8:1
一系列Nb-12Si样品的相组成和微观结构
图1显示了通过组合不同粒度的Nb和Nb?Si?粉末制备的SPS Nb-12Si样品的XRD图谱。可以看到Nb（标记为点，PDF #34-0370）和α-Nb?Si?（标记为三角形，PDF #30-0874）的特征峰，没有其他Nb-Si金属间化合物的额外峰，表明Nb-12Si样品具有相同的双相组成。此外，使用阿基米德方法测定了每个SPS样品的相对密度。所有样品都表现出高
讨论
在优化的Nb基体微观结构（样品4-1）中获得的最大断裂韧性为14.37 MPa·m^1/2，这一结果值得注意，因为这种二元Nb-12Si合金的断裂韧性可与许多已开发的Nb-Si基合金相媲美。例如，Nb-16Si-24Ti-0.05Gd和Nb-16Si-20Ti-1.5Zr-1C-1B-0.8Sc合金的断裂韧性分别为8.37 MPa·m^1/2和15.63 MPa·m^1/2[29]、[47]。Zhao等人报告了一种断裂韧性为8.81 MPa·m^1/2的样品
结论
在本文中，我们研究了Nb和Nb?Si?粉末粒度组合对Nb-12Si合金微观结构和断裂韧性的影响，以及它们对SPS Nb-12Si合金断裂模式的影响。使用有限元方法（FEM）模拟了依赖于Nb晶粒尺寸的Nb/Nb?Si?微观结构中的应力-应变场。我们的结论总结如下：
CRediT作者贡献声明
余友星：撰写 – 审稿与编辑、资源、方法论。范宇：软件、方法论、研究、概念化。王圆亨：撰写 – 原始草稿、方法论、正式分析。沙江波：撰写 – 审稿与编辑、资源、项目管理、资金获取。刘大：数据管理。
利益冲突声明
作者声明他们没有已知的竞争性财务利益或个人关系可能影响本文所述的工作。
致谢
作者感谢国家自然科学基金[51771006]和国家科技重大项目[2019-VII-0016-0157]提供的支持。
