中高應(yīng)變率條件下TC18鈦合金動(dòng)態(tài)力學(xué)行為的實(shí)驗(yàn)研究

冉春， 陳鵬萬(wàn)， 李玲， 張旺峰

(1.北京理工大學(xué) 爆炸科學(xué)與技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100081; 2.北京航空材料研究院， 北京 100095)

中高應(yīng)變率條件下TC18鈦合金動(dòng)態(tài)力學(xué)行為的實(shí)驗(yàn)研究

冉春1， 陳鵬萬(wàn)1， 李玲1， 張旺峰2

(1.北京理工大學(xué) 爆炸科學(xué)與技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100081; 2.北京航空材料研究院， 北京 100095)

應(yīng)變和應(yīng)變率是影響材料力學(xué)行為的兩個(gè)重要因素，分離式霍普金森壓桿(SHPB)技術(shù)是實(shí)現(xiàn)不同應(yīng)變和應(yīng)變率加載的有效途徑之一。為研究室溫下TC18鈦合金的塑性變形和破壞行為，采用SHPB，通過(guò)調(diào)節(jié)子彈長(zhǎng)度和速度實(shí)現(xiàn)對(duì)TC18鈦合金圓柱試樣不同應(yīng)變和應(yīng)變率的加載。實(shí)驗(yàn)得到了TC18鈦合金在不同應(yīng)變率下的真應(yīng)力- 真應(yīng)變曲線(xiàn)和同一應(yīng)變率不同應(yīng)變下的真應(yīng)力- 真應(yīng)變曲線(xiàn)，并分別分析了應(yīng)變硬化和應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)對(duì)TC18鈦合金的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能的影響。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：TC18鈦合金壓縮試樣破壞時(shí)斷口與加載方向(軸線(xiàn))之間的夾角約為45°，其壓縮破壞形式為典型的剪切破壞，與應(yīng)變和應(yīng)變率相關(guān)；應(yīng)變率越高，TC18鈦合金的流動(dòng)應(yīng)力和屈服強(qiáng)度越高，故該材料具有明顯的應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)；絕熱剪切帶是裂紋形成和試樣發(fā)生宏觀剪切破壞的先兆。

爆炸力學(xué)； 鈦合金； 動(dòng)態(tài)壓縮； 應(yīng)變； 應(yīng)變率； 霍普金森壓桿

Abstract: Strain and strain rate are two important factors that affect the mechanical behavior of materials, and the split Hopkinson pressure bar (SHPB) technique is one of the effective ways to realize different strain and strain rate loading conditions. To study the plastic deformation and fracture behavior of TC18 titanium alloy under dynamic loading (ranging from 300 to 3 000 s-1), a series of dynamic compression tests on TC18 titanium alloy have been performed by means of SHPB technique at room temperature. The different strain and strain rate loading conditions are realized by changing the length and velocity of the striker. Macro true stress-true strain curves are obtained under different strain rate loading, so are the true stress-true strain curves under the same strain rate with different strain loading conditions. The effects of strain hardening and strain rate hardening on the dynamic mechanical properties of TC18 titanium alloy are discussed. Results indicate that the collapse of specimen occurs along a plane inclined at an angle of about 45° to the compression axis, namely, shear failure is the main failure mechanism for TC18 titanium alloy under compression loading at room temperature, and it is dependent on strain and strain rate; the higher the strain rate is, the larger the flow stress (or yield stress) of TC18 titanium alloy is, therefore, the material shows clearly evident strain rate hardening effect; and the analyses of microstructure and fracture morphology show that adiabatic shear bands are the precursor to the crack formation and fracture.

Key words: explosion mechanics; titanium alloy; dynamic compression; strain; strain rate; Hopkinson pressure bar

0 引言

TC18 (Ti-5Al-5Mo-5V-1Cr-1Fe)是一種高強(qiáng)度α+β雙相鈦合金，具有高比強(qiáng)度、耐熱及耐腐蝕等優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于航空航天、船舶及兵器工業(yè)領(lǐng)域[1]。目前，鈦及鈦合金動(dòng)態(tài)力學(xué)性能的研究進(jìn)展成果豐富[2-10]。Chichili等[11]研究了室溫下α-Ti的動(dòng)態(tài)力學(xué)行為，發(fā)現(xiàn)位錯(cuò)是α-Ti在高應(yīng)變率情形下發(fā)生塑性變形的主要因素。Rittel等[12-14]通過(guò)剪切壓縮試樣研究了Ti6Al4V在室溫下的動(dòng)態(tài)力學(xué)行為，認(rèn)為存儲(chǔ)的冷功以動(dòng)態(tài)再結(jié)晶的方式驅(qū)動(dòng)微觀結(jié)構(gòu)重組。徐媛等[15]研究了TC18鈦合金絕熱剪切帶(ASB)在不同發(fā)展階段時(shí)的精細(xì)結(jié)構(gòu)以及不同原始組織形成ASB的機(jī)理，認(rèn)為ASB中的細(xì)小等軸晶粒由動(dòng)態(tài)再結(jié)晶形成。Zherebtsov等[16]研究表明，β相的恢復(fù)過(guò)程隨著加工溫度的降低而降低。Shi等[17]分析了TC18鈦合金微觀組織對(duì)其疲勞性能和疲勞前后顯微硬度的影響，研究了不同組織條件下疲勞強(qiáng)度的高低與其硬度下降現(xiàn)象的相關(guān)性。

然而，上述研究工作[16-17]均是在低應(yīng)變率(<100 s-1)下完成的。事實(shí)上，由TC18鈦合金制造的飛機(jī)機(jī)身和起落架上的大型承力結(jié)構(gòu)件，均不可避免地承受高應(yīng)變率加載，而針對(duì)這方面的研究工作鮮有報(bào)道[18-19]。因此，深入理解TC18鈦合金的動(dòng)態(tài)力學(xué)行為，研究應(yīng)變硬化效應(yīng)和應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)，對(duì)TC18鈦合金動(dòng)態(tài)塑性變形的影響是非常必要的。

本文利用分離式霍普金森壓桿(SHPB)對(duì)TC18鈦合金圓柱試樣開(kāi)展動(dòng)態(tài)壓縮實(shí)驗(yàn)研究，分析了TC18鈦合金在室溫不同應(yīng)變率下的力學(xué)性能，并分別分析了應(yīng)變硬化效應(yīng)、應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)對(duì)TC18鈦合金動(dòng)態(tài)力學(xué)行為的影響。

1 實(shí)驗(yàn)條件

實(shí)驗(yàn)采用北京航空材料研究院生產(chǎn)的TC18鈦合金圓柱試樣(φ6 mm×6 mm)，表1為T(mén)C18鈦合金的化學(xué)成分[19]。

表1 T18鈦合金化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

Tab.1 Chemical composition of TC18 alloy (wt%) %

圖1為SHPB裝置示意圖。試件位于入射桿和透射桿之間，改變子彈速度可獲得不同的加載應(yīng)變率，改變子彈長(zhǎng)度可獲得不同脈沖長(zhǎng)度的加載波形。本文實(shí)驗(yàn)中，子彈的長(zhǎng)度分別為200 mm、300 mm和400 mm，實(shí)驗(yàn)測(cè)試得到室溫下TC18鈦合金在300～3 000 s-1應(yīng)變率范圍內(nèi)的真應(yīng)力- 真應(yīng)變曲線(xiàn)。準(zhǔn)靜態(tài)壓縮實(shí)驗(yàn)采用國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 7314—2005 室溫壓縮實(shí)驗(yàn)方法，由INSTRON 5985型材料實(shí)驗(yàn)機(jī)完成，其加載應(yīng)變率為10-3s-1，準(zhǔn)靜態(tài)的試樣尺寸為φ10 mm×25 mm. 為了降低加載平臺(tái)與試件端面之間的摩擦效應(yīng)，動(dòng)態(tài)和靜態(tài)實(shí)驗(yàn)均做了充分的潤(rùn)滑處理。

圖1 SHPB壓桿裝置示意圖Fig.1 Sketch of a split Hopkinson pressure bar set-up

用線(xiàn)切割機(jī)將回收的TC18鈦合金變形試樣沿軸向切開(kāi)并進(jìn)行研磨、拋光和腐蝕，最后進(jìn)行顯微組織觀察。用HITACHI S-4800電子掃描顯微鏡觀測(cè)，并分析動(dòng)態(tài)和靜態(tài)加載條件下回收試樣的斷面形貌。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖2為T(mén)C18鈦合金動(dòng)態(tài)壓縮實(shí)驗(yàn)后試樣的宏觀形貌。圖中，1-2 150 s-1和2-2 150 s-1為同一試件在應(yīng)變率為2 150 s-1加載下破壞的兩個(gè)斷面。由圖2可以看出，TC18鈦合金壓縮試樣破壞時(shí)斷口與軸線(xiàn)之間的夾角約為45°，屬于典型的剪切破壞。

圖2 動(dòng)態(tài)壓縮試樣宏觀形貌Fig.2 Typical macro-morphology after dynamic compression

圖3 真應(yīng)變與之間的關(guān)系Fig.3 Relation between measured true strain and material

2.2 應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)

圖4表示子彈長(zhǎng)度為300 mm時(shí)TC18鈦合金在不同應(yīng)變率(480～2 300 s-1)下的典型真應(yīng)力- 真應(yīng)變曲線(xiàn)。由圖4可知，準(zhǔn)靜態(tài)(0.001 s-1)時(shí)TC18鈦合金的屈服強(qiáng)度σ0約為1 200 MPa，動(dòng)態(tài)(480～2 300 s-1)屈服強(qiáng)度較準(zhǔn)靜態(tài)時(shí)明顯增大(>1 200 MPa)。當(dāng)應(yīng)變率為0.001 s-1時(shí)，TC18鈦合金流動(dòng)應(yīng)力隨著應(yīng)變的增加而緩慢增加至最大、然后降低；當(dāng)應(yīng)變率為480～2 300 s-1范圍內(nèi)的任一值時(shí)，TC18鈦合金流動(dòng)應(yīng)力在塑性變形段基本保持恒定。同時(shí)可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)加載應(yīng)變率低于1 370 s-1時(shí)，試件未發(fā)生宏觀剪切破壞，其塑性變形量隨著加載應(yīng)變率的提高而增加；當(dāng)加載應(yīng)變率高于1 370 s-1時(shí)，試件發(fā)生宏觀剪切破壞，其破壞時(shí)的真應(yīng)變約為0.16.

圖4 室溫時(shí)不同應(yīng)變率下真應(yīng)力- 真應(yīng)變曲線(xiàn)(子彈長(zhǎng)度為300 mm)Fig.4 True stress versus true strain at different strain rates and room temperatures (length of striker is 300 mm)

圖5為子彈長(zhǎng)度為300 mm時(shí)不同應(yīng)變率加載條件下TC18鈦合金的顯微組織。由圖5可知：加載應(yīng)變率為1 070 s-1時(shí)，試件內(nèi)由于局部的應(yīng)變集中而形成ASB；當(dāng)加載應(yīng)變率為1 370 s-1時(shí)，試件內(nèi)局部形成帶尖裂紋的ASB. 這是因?yàn)殡S著應(yīng)變率的提高，試件內(nèi)的局部應(yīng)變?cè)龃螅瑥亩纬闪鸭y。當(dāng)試件的變形量進(jìn)一步增加時(shí)，裂紋將沿著ASB的方向擴(kuò)展，從而發(fā)生宏觀剪切破壞。因此，ASB是裂紋形成和試樣發(fā)生宏觀剪切破壞的先兆。

圖5 高應(yīng)變率下TC18鈦合金的顯微組織Fig.5 Typical scanned electron micrograph of a shear band

圖6 室溫時(shí)屈服強(qiáng)度隨應(yīng)變率變化曲線(xiàn)Fig.6 Yield stress versus strain rate at room temperature

圖7 變形相同、應(yīng)變率不同時(shí)的真應(yīng)力- 真應(yīng)變曲線(xiàn)Fig.7 True stress-true strain curves at different strain rates under the same condition of deformation

通過(guò)控制脈沖長(zhǎng)度和子彈速度，可以實(shí)現(xiàn)試件最終的變形量一致。TC18鈦合金在應(yīng)變?yōu)?.1、子彈長(zhǎng)度分別為200 mm和300 mm時(shí)的典型壓縮真應(yīng)力- 真應(yīng)變曲線(xiàn)如圖7所示。從圖7可以看出，當(dāng)真應(yīng)變低于0.09時(shí)，子彈長(zhǎng)度為200 mm的屈服強(qiáng)度值和流動(dòng)應(yīng)力值均不同程度地高于子彈長(zhǎng)度為300 mm所對(duì)應(yīng)的值。這是因?yàn)樵嚰械钠骄鶓?yīng)變率隨著子彈長(zhǎng)度的減小而增高。通過(guò)以上分析可以發(fā)現(xiàn)，在動(dòng)態(tài)加載條件下，TC18鈦合金具有較明顯的應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)。

2.3 應(yīng)變硬化效應(yīng)

圖8為T(mén)C18鈦合金在應(yīng)變率為1 100 s-1以及子彈長(zhǎng)度分別為200 mm、300 mm和400 mm時(shí)的典型壓縮真應(yīng)力- 真應(yīng)變曲線(xiàn)。由圖8可知，在相同應(yīng)變率加載條件下，不同子彈長(zhǎng)度對(duì)應(yīng)的真應(yīng)力- 真應(yīng)變曲線(xiàn)的流動(dòng)應(yīng)力發(fā)展趨勢(shì)基本一致。子彈長(zhǎng)度越長(zhǎng)，加載脈沖的持續(xù)時(shí)間就越久，試件最終的變形(應(yīng)變)也越大。這是因?yàn)榧虞d脈沖持續(xù)時(shí)間增長(zhǎng)，使試件有足夠的時(shí)間產(chǎn)生更大的變形(應(yīng)變)。

圖8 應(yīng)變率1 100 s-1時(shí)不同子彈長(zhǎng)度加載下真應(yīng)力- 真應(yīng)變曲線(xiàn)Fig.8 True stress-true strain curves with different striker lengths at the same strain rate (1 100 s-1)

一般情況下，剪切變形局部化是塑性失穩(wěn)的結(jié)果，其與材料的應(yīng)變硬化、應(yīng)變率強(qiáng)化和熱軟化密切相關(guān)[21]。當(dāng)材料或構(gòu)件發(fā)生塑性變形時(shí)(對(duì)于絕熱或準(zhǔn)絕熱過(guò)程)，絕大部分塑性功(一般為90%)將轉(zhuǎn)變?yōu)闊崮?，從而提高試件的局部溫度，即絕熱溫升ΔT. 局部溫度的升高會(huì)降低材料的承載能力(熱軟化效應(yīng))，從而造成相應(yīng)的應(yīng)力降[21]。

圖9為子彈長(zhǎng)度300 mm、應(yīng)變率1 100 s-1加載條件下的典型真應(yīng)力- 真應(yīng)變- 真應(yīng)變率曲線(xiàn)。由圖9可知：

圖9 真應(yīng)力- 真應(yīng)變- 真應(yīng)變率曲線(xiàn)Fig.9 Typical true stress and true strain rate as functions of true strain for TC18 titanium alloy

1) 在AB段，流動(dòng)應(yīng)力隨著應(yīng)變的增加急劇上升，由1 400 MPa增加到1 460 MPa，增加了約4%。這是因?yàn)閼?yīng)變硬化效應(yīng)提高了材料的流動(dòng)應(yīng)力，在AB段應(yīng)變硬化起主要作用。

2) 在BD段，流動(dòng)應(yīng)力基本保持恒定，約為1 460 MPa，在D點(diǎn)達(dá)到最大值1 476 MPa. 表明在BD段流動(dòng)應(yīng)力隨應(yīng)變的變化不明顯。這是因?yàn)樵谶M(jìn)一步的塑性變形過(guò)程中，一部分塑性功轉(zhuǎn)換為熱能，為應(yīng)變硬化效應(yīng)與熱軟化效應(yīng)相互競(jìng)爭(zhēng)階段。此時(shí)，應(yīng)變率的相關(guān)項(xiàng)促進(jìn)熱軟化的進(jìn)一步發(fā)生，表現(xiàn)為流動(dòng)應(yīng)力隨應(yīng)變緩慢增加。

3) 在DE段，流動(dòng)應(yīng)力隨著應(yīng)變的增加緩慢下降，熱軟化的作用超過(guò)應(yīng)變硬化的作用。此時(shí)，應(yīng)變率的相關(guān)項(xiàng)阻止熱軟化的進(jìn)一步發(fā)生。故在DE段的流動(dòng)應(yīng)力隨著應(yīng)變的增加而緩慢下降。

4) 在EF段，流動(dòng)應(yīng)力隨著應(yīng)變的增加迅速降低(由1 472 MPa下降到1 210 MPa，應(yīng)力降為262 MPa). 這是因?yàn)樗苄怨D(zhuǎn)化為熱能引起的應(yīng)力下降超過(guò)了應(yīng)變硬化引起的應(yīng)力上升；同時(shí)，在該過(guò)程中溫度分布不均勻形成的熱應(yīng)力集中進(jìn)一步降低了試件的承載力。在EF段，熱軟化起主導(dǎo)作用，表現(xiàn)為流動(dòng)應(yīng)力急劇下降。

5) 在FG段，應(yīng)變和應(yīng)力同時(shí)下降，這是因?yàn)樾遁d后試件的彈性變形恢復(fù)所致。

2.4 壓縮失穩(wěn)

結(jié)合圖2的分析可知，在單軸壓縮過(guò)程中，TC18鈦合金試樣破壞發(fā)生在平面上的最大剪切應(yīng)力方向(與壓縮軸的夾角約為45°)。當(dāng)應(yīng)變率為700 s-1時(shí)，試件發(fā)生明顯的塑性變形，試件表面出現(xiàn)環(huán)向應(yīng)力，從而誘使試件處于拉伸加載狀態(tài)。因此，在試件的整個(gè)加載過(guò)程中，壓縮- 剪切區(qū)域和拉伸- 壓縮- 剪切區(qū)域共存于剪切破壞平面內(nèi)，如圖10所示。

圖10 TC18鈦合金壓縮失穩(wěn)示意圖Fig.10 Schematic diagram of TC18 deformation instability

圖11為T(mén)C18鈦合金圓柱試樣在動(dòng)態(tài)和靜態(tài)破壞時(shí)的斷面形貌。由圖11可以看出，韌窩如“魚(yú)鱗狀”或“拋物線(xiàn)型”[22]。準(zhǔn)靜態(tài)時(shí)，韌窩的平均直徑約為7.5 μm；動(dòng)態(tài)加載時(shí)，韌窩的平均直徑約為5.0 μm. 因此，準(zhǔn)靜態(tài)加載時(shí)，斷面上韌窩的平均直徑大于動(dòng)態(tài)加載時(shí)的韌窩尺寸，且斷面表面(韌窩壁上表面)至韌窩底部的距離(韌窩深度)比動(dòng)態(tài)加載時(shí)要深。這是因?yàn)樵趧?dòng)態(tài)加載條件下，TC18鈦合金的流動(dòng)應(yīng)力由于應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)而提升，從而降低了其塑性?？傊?，環(huán)境溫度為室溫時(shí)，TC18鈦合金在高應(yīng)變率下也具有一定的塑性，且TC18鈦合金在動(dòng)態(tài)壓縮加載條件下的破壞機(jī)理為剪切破壞。

圖11 典型斷面形貌圖Fig.11 Typical fractography of TC18 alloy

3 結(jié)論

本文利用SHPB對(duì)TC18鈦合金的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能進(jìn)行了研究，實(shí)驗(yàn)得到了TC18鈦合金的真應(yīng)力- 真應(yīng)變曲線(xiàn)，并分別針對(duì)應(yīng)變硬化和應(yīng)變硬化效應(yīng)對(duì)TC18鈦合金動(dòng)態(tài)力學(xué)性能的影響進(jìn)行了分析，結(jié)果表明：TC18鈦合金壓縮試樣破壞時(shí)斷口與加載方向(軸線(xiàn))之間的夾角約為45°，壓縮- 剪切區(qū)域和拉伸- 壓縮- 剪切區(qū)域共存于剪切破壞平面內(nèi)，其壓縮破壞形式為典型的剪切破壞，與應(yīng)變和應(yīng)變率相關(guān)；室溫條件下，TC18鈦合金具有明顯的應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)；微觀組織和斷面分析表明，ASB是裂紋形成和試樣發(fā)生宏觀剪切破壞的先兆。

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ExperimentalResearchonDynamicMechanicalBehaviorofTC18TitaniumAlloyunderMediumandHighStrainRates

RAN Chun1， CHEN Peng-wan1, LI Ling1, ZHANG Wang-feng2

(1.State Key Laboratory of Explosion Science and Technology, Beijing Institute of Technology, Beijing 100081, China;2.Beijing Institute of Aeronautical Materials, Beijing 100095, China)

TG146.23； O347.3

A

1000-1093(2017)09-1723-06

10.3969/j.issn.1000-1093.2017.09.008

2016-10-26

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(11472054)；北京理工大學(xué)爆炸科學(xué)與技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開(kāi)放課題項(xiàng)目(KFJJ16-02M)

冉春(1987—), 男, 博士研究生。E-mail: rangle123@163.com

陳鵬萬(wàn)(1971—)，男，教授，博士生導(dǎo)師。E-mail：pwchen@bit.edu.cn