醫(yī)用鎳鈦合金溫變形過程中的本構關系和組織演變

朱紹珍 ，王 杰

（1.西安諾博爾稀貴金屬材料股份有限公司,陜西 西安 710201；2.西部金屬材料股份有限公司,陜西 西安 710201；3.沈陽航空航天大學材料科學與工程學院,遼寧 沈陽 110136）

0 引言

近等原子比鎳鈦形狀記憶合金（簡稱鎳鈦合金）廣泛應用于生物醫(yī)療領域[1?2]。近年來，復雜精準的微創(chuàng)介入醫(yī)療對儀器和耗材提出了更精確可靠的要求，為鎳鈦合金在生物醫(yī)療領域的應用提供了巨大的機遇[3]。其中，采用激光切割鎳鈦合金細徑薄壁管材制備的血管支架具有較高的強度和徑向支撐力以及特殊的形狀恢復能力，表現(xiàn)出良好的應用前景[4]。

鎳鈦合金室溫變形抗力大，加工硬化速率快，合金管材在冷加工過程中易開裂，因此醫(yī)用鎳鈦合金細徑薄壁管材的制備一直是塑性加工領域的難點[5?6]。溫軋是指在介于冷軋與熱軋之間的溫度范圍內(nèi)對金屬進行塑性變形，兼具冷軋和熱軋的優(yōu)點，具有顯著的工藝優(yōu)勢。目前，管材溫軋已經(jīng)成功應用于小規(guī)格難變形的鉬管和鈦管[7]的制備。因此，采用溫軋方法制備鎳鈦合金細徑薄壁管材在理論上是可行的。

加工參數(shù)對鎳鈦合金的組織及性能具有重要影響，深入了解合金在不同變形參數(shù)下的變形行為，對于合理設計加工工藝參數(shù)，實現(xiàn)其變形過程的精準控制具有重要意義。受軋機軋輥和芯棒耐熱性能的限制，目前管材溫軋的軋制溫度一般在773～1 073 K，但是目前針對鎳鈦合金變形行為的研究大多集中在973 K 及以上的溫度范圍。Morakabati 等[8]研究了973～1 373 K 溫度范圍鎳鈦合金的熱變形行為，并建立合金的熱加工圖。Shamsolhodaei 等[9]分別采用修正的Zerilli-Armstrong 模型和Arrhenius 模型描述鎳鈦合金在973～1 373 K 溫度范圍內(nèi)的流變行為。Mirzadeh 等[10]分析鎳鈦合金在973～1 273 K 溫度范圍的壓縮應力應變曲線，確定了合金發(fā)生動態(tài)再結晶的臨界應變和臨界應力。此外，針對鎳鈦合金在1 073 K 以下的微觀組織研究較少，特別是合金在973 K 溫度以下變形的微觀組織研究報道極少。

為了補充合金在溫變形過程中數(shù)據(jù)參數(shù)，為合理制定合金細徑薄壁管材的溫軋工藝參數(shù)提供理論參考。筆者采用熱模擬機對鎳鈦合金進行壓縮試驗，研究其在應變速率0.001～1 s?1和變形溫度773～1 073 K 條件下的溫變形行為，建立其變形過程中的本構關系，分析其微觀組織演變過程。

1 試驗材料及方法

試驗所用醫(yī)用鎳鈦合金棒材的化學成分如表1所示。熱壓縮應變速率為0.001、0.01、0.1 s?1和1 s?1，變形溫度為773、873、973 K 和1 073 K，壓縮變形量為0.5。試驗設備為Gleeble-3800 熱模擬試驗機。將熱壓縮后的樣品沿壓縮軸線方向剖開，之后將剖面研磨、拋光和腐蝕，腐蝕劑配比為1 mL氫氟酸、4 mL 硝酸和5 mL 水，采用金相顯微鏡對樣品的微觀組織進行分析。

表1 鎳鈦合金的化學成分Table 1 Chemical compositions of the Ni-Ti alloy %

2 結果與討論

2.1 真應力-真應變曲線

鎳鈦合金壓縮變形真應力-真應變曲線如圖1所示。由圖1 可見，隨著應變的增加，應力先急劇增大并達到峰值（即為峰值應力），之后應力又逐漸減小，最后進入穩(wěn)態(tài)流變階段。此外，還可以發(fā)現(xiàn)，峰值應力和峰值應變均隨變形溫度的提高而變小。變形溫度越高，原子熱振動及擴散速率增加，位錯的攀移、滑移和重排更加容易，更易發(fā)生動態(tài)軟化過程[11]。變形溫度一定時，除了變形溫度為773 K 時的情況，其它參數(shù)下的峰值應力和峰值應變均隨應變速率的提高而增大。應變速率越大，在相同的位錯增值積累條件下，合金發(fā)生動態(tài)軟化的時間減少，造成峰值應力的增加和軟化階段的推遲。值得注意的是，當變形溫度為773 K，應變速率從0.1 s?1提高到1 s?1，峰值應力從884 MPa 減小到880 MPa，峰值應變從0.29 減小到0.16，這可能是由于在高應變速率（1 s?1）的變形條件下，合金內(nèi)部塑性變形產(chǎn)生的熱量不能及時耗散至壓頭及周圍環(huán)境中，造成合金內(nèi)部局部溫度過高，促進合金動態(tài)軟化過程，引發(fā)局部塑性變形，進而降低峰值應力和峰值應變[12?13]。而在低應變速率（小于1 s?1）的變形條件下，變形時間較長，大部分的變形熱能夠通過對流和輻射來耗散，試樣溫度相對更均勻[14]。

圖1 鎳鈦合金壓縮變形真應力-真應變曲線Fig.1 True stress-true strain curves of Ni-Ti alloy obtained by compression tests

2.2 本構關系分析

本構方程對確定合金合適的加工參數(shù)具有重要意義。在合金的熱變形過程中，按應力水平的不同，描述變形參數(shù)對合金的流變應力影響規(guī)律的方程如下所示：

其中，公式（1）為適用于低應力水平的冪指數(shù)函數(shù)，公式（2）為適用于高應力水平的指數(shù)函數(shù)，而公式（3）為適用于整個應力范圍的雙曲正弦函數(shù)。公式中T為變形溫度，Q為變形激活能，σ為流變應力，為應變速率，R為理想氣體常數(shù)，A1、A2、A3、α、β、n和n1為材料常數(shù)，且α=β/n1。在合金熱壓縮過程中，穩(wěn)態(tài)流變應力和峰值應力為確定加工工藝的重要參數(shù)，但是由于穩(wěn)態(tài)流變應力數(shù)據(jù)難以準確獲得，因此一般采用峰值應力σP來描述流變應力。

為了計算材料常數(shù)與變形激活能，分別將公式（1）、公式（2）和公式（3）取對數(shù)得到下式：

圖2 熱壓縮過程中變形參數(shù)之間的關系曲線Fig.2 Relationships among deformation parameters during hot compression

對公式（6）求偏微分獲得變形激活能Q的表達式為：

根據(jù)圖3 中l(wèi)n[sinh(ασP)]–T和ln[sinh(ασP)]-ln的關系可得合金在變形溫度為773～1 073 K 和應變速率為0.001～1 s?1下變形激活能Q=267.98 kJ/mol。

為了能夠綜合考慮變形參數(shù)對塑性變形過程的影響，引入Z參數(shù)，其數(shù)學表達式如下：

對式（8）兩邊取對數(shù)，可得：

圖3 為Z參數(shù)與ln[sinh(ασP)]之間的關系曲線，其截距為30.92，即A=2.68×1013，可以得到鎳鈦合金在773～1 073 K 的溫度范圍內(nèi)熱變形本構方程為:

圖3 lnZ 與ln[sinh(ασP)]的關系曲線Fig.3 Relationships between lnZ and ln[sinh(ασP)]

2.3 合金熱壓縮變形后的微觀組織

圖4～7 分別為合金在773、873、973 K 和1 073 K變形溫度下壓縮變形后的顯微組織。由圖可見，不同參數(shù)下變形后的微觀組織存在明顯差異，當變形溫度為773 K 和873 K 時，合金在高應變速率（1 s?1）和低應變速率（0.001 s?1）下變形時，原始晶粒在軸向壓力作用下均被拉長，其組織呈纖維狀特征，軟化機制以動態(tài)回復為主。當變形溫度增加到973 K 時，在高應變速率（0.1 s?1和1 s?1）條件下，合金仍具有纖維狀組織，當應變速率為0.01 s?1時，原始晶粒晶界出現(xiàn)明顯的凸出特性，形成明顯的鋸齒狀結構，這是由于原始晶粒晶界兩側在變形過程中位錯密度不同，這種差異會導致位錯密度低的區(qū)域向位錯密度高的區(qū)域凸出，晶界掃過的區(qū)域儲存能全部釋放，成為再結晶晶核，此時合金開始發(fā)生動態(tài)再結晶過程。當應變速率為0.001 s?1時，可在原始晶粒的晶界處觀察到大量再結晶晶粒，該條件下軟化機制主要為動態(tài)再結晶。當變形溫度增加到1 073 K 時，合金在低應變速率（0.001 s?1和0.01 s?1）條件下變形后，纖維狀組織完全消失，整個變形組織已經(jīng)被細小均勻的等軸晶取代，表明合金發(fā)生了完全的動態(tài)再結晶。

圖4 合金在773 K 下變形后的顯微組織Fig.4 Microstructures of alloy deformed at 773 K

圖5 合金在873 K 下變形后的顯微組織Fig.5 Microstructures of alloy deformed at 873 K

圖6 合金在973 K 下變形后的顯微組織Fig.6 Microstructures of alloy deformed at 973 K

圖7 合金在1 073 K 下變形后的顯微組織Fig.7 Microstructures of alloy deformed at 1 073 K

動態(tài)回復和動態(tài)再結晶是兩個互相競爭的過程，而這兩個過程又與變形參數(shù)密切相關，鎳鈦合金在何種變形參數(shù)下發(fā)生動態(tài)回復或動態(tài)再結晶目前仍未有量化依據(jù)，大多數(shù)研究仍以簡單描述為主，為了揭示其中關系，本文引入Z參數(shù)來表述變形溫度和應變速率對鎳鈦合金塑性變形過程的影響[15]。根據(jù)上文中的公式（8）計算不同變形參數(shù)下的lnZ值，結果如圖8 所示。結合合金壓縮變形后的顯微組織可以看出，在本試驗條件下，當30≤lnZ≤42 時，合金發(fā)生動態(tài)回復，當23≤lnZ≤26 時，合金發(fā)生動態(tài)再結晶。

圖8 lnZ 與變形參數(shù)之間的關系Fig.8 Relationships between lnZ and deformation parameters

2.4 熱加工圖構建與分析

基于動態(tài)材料模型繪制合金在塑性變形過程中的加工圖能對其加工性進行評估，為制定加工參數(shù)避免加工缺陷提供理論依據(jù)[16]。

根據(jù)動態(tài)材料模型，功率耗散效率η可以表征能量耗散特征與微觀組織之間的關系，其表達式如下：

式中，m為應變速率敏感指數(shù)，其表達式如下：

功率耗散效率隨變形參數(shù)的變化構成功率耗散圖。功率耗散效率值越大并不完全意味著合金熱加工性越好，還需結合失穩(wěn)判據(jù)來分析。目前多數(shù)學者采用的是Prasad 建立的不穩(wěn)定性判據(jù)，其失穩(wěn)判據(jù)表達式為[17?18]：

流變失穩(wěn)參數(shù)與變形溫度、應變速率之間的對應關系構成了流變失穩(wěn)圖，用于預測合金在變形過程中的流變失穩(wěn)區(qū)域。將功率耗散圖與流變失穩(wěn)圖疊加就得到加工圖。

圖9 為鎳鈦合金在不同應變下的加工圖，圖中等值輪廓線上的數(shù)值是功率耗散效率η，陰影區(qū)域（即ξ<0 的區(qū)域）為發(fā)生流動失穩(wěn)區(qū)域。一般來講，較高的η值說明合金具有較好的加工性能，兩種應變下的高η值均分布于中高變形溫度和中低應變速率的范圍內(nèi)，結合上文中合金的變形組織圖片，變形參數(shù)處于該區(qū)域時，合金易發(fā)生動態(tài)再結晶。此外，從圖9 還可以看出，熱壓縮的失穩(wěn)區(qū)主要集中在高應變速率和低變形溫度的區(qū)域內(nèi)，此變形參數(shù)范圍內(nèi)，塑性變形過程中產(chǎn)生的熱量不能及時耗散，導致局部溫升過大，造成嚴重的局部塑性變形，從而造成樣品失效。此外，隨著應變的增加，合金的變形失穩(wěn)區(qū)域逐漸擴大。根據(jù)以上分析，結合合金熱加工圖及其變形組織，為了獲得更好的變形組織，合金應在較低的應變速率和較高的變形溫度下進行塑性加工，建議的塑性加工參數(shù)為變形溫度為935～1 045 K、應變速率為0.001～0.004 s?1和變形溫度為1 045～1 073 K、應變速率為0.003～0.03 s?1的兩個區(qū)域，在該區(qū)域內(nèi)進行塑性加工，保證合金具有較高的功率耗散效率和細小的再結晶組織。

圖9 鎳鈦合金在不同應變下的加工圖Fig.9 Processing maps of the Ni-Ti alloy under different strains

3 結論

1）基于雙曲正弦函數(shù)模型建立了鎳鈦合金在應變速率0.001～1 s?1和變形溫度773～1 073 K范圍內(nèi)的本構方程為：=2.68×1013[sinh(0.00256σp)]8.803exp(?267 980/RT) 。

2）鎳鈦合金的組織對加工參數(shù)較為敏感，當變形溫度為773 K 和873 K 時，合金組織呈纖維狀特征。當變形溫度增加到973 K 時，在應變速率為0.01 s?1時，合金開始發(fā)生動態(tài)再結晶過程。當變形溫度增加到1 073 K 時，合金在低應變速率（0.001 s?1和0.01 s?1）條件下變形后，變形組織為細小均勻的等軸晶，合金發(fā)生完全的動態(tài)再結晶。

3）結合合金的熱加工圖和微觀組織分析結果，合金在較低應變速率和較高溫度下變形時具有良好的塑性變形能力和和細小的再結晶組織，建議的塑性加工參數(shù)為變形溫度為935～1 045 K、應變速率為0.001～0.004 s?1和變形溫度為1 045～1 073 K、應變速率為0.003～0.03 s?1的兩個區(qū)域。