激光金屬沉積GH4169 在不同應(yīng)變率下的剪切特性及破壞機理研究*

李小龍，李鵬輝，郭偉國，袁康博

（西北工業(yè)大學航空學院，陜西 西安 710072）

激光金屬沉積（laser metal deposition，LMD）是一種將金屬粉末以保護氣流的形式通過噴嘴引入高功率激光形成的高溫熔池中進行熔融堆積成形的增材制造技術(shù)，該技術(shù)對破損金屬件的局部修復也具有顯著優(yōu)勢。鎳基高溫合金GH4169 （美標Inconel 718）由于其優(yōu)異的高溫力學性能而成為航空發(fā)動機中應(yīng)用最廣泛的高溫金屬材料。激光金屬沉積GH4169（LMD GH4169）已被用于發(fā)動機渦輪盤、葉片、機匣、支撐件和緊固件等關(guān)鍵部件。但這些靜止和高速轉(zhuǎn)動部件在試車及使用工況中，容易遭受外來撞擊物或其他破壞件誘發(fā)的強沖擊載荷作用，材料極易發(fā)生絕熱剪切失效[1]。因此，對LMD GH4169 在動態(tài)載荷下的剪切性能及失效機理的研究一致受到科學家和研發(fā)人員的關(guān)注。

Wang 等[2]對選擇性激光熔煉(selective laser melting, SLM) GH4169 的工藝、熱處理及力學性能進行了研究，與鍛造GH4169 室溫拉伸強度和延伸性對比，結(jié)果表明，SLM GH4169 良好的冶金結(jié)合和缺陷控制、激光快速熔融和冷卻引起的晶粒細化以及熱處理是保證GH4169 優(yōu)良機械性能的關(guān)鍵因素。Zhang 等[3]對比SLM 工藝和鑄造法制備的GH4169 顯微組織和拉伸力學性能，發(fā)現(xiàn)SLM GH4169 在不同熱處理下拉伸強度差異很大，且低于鑄造合金的拉伸強度。而Trosch 等[4]研究表明SLM GH4169 的力學性能優(yōu)于鍛造和鑄造GH4169。Qi 等[5]研究了LMD GH4169 材料不同熱處理狀態(tài)（沉積態(tài)、直接時效、固溶時效和完全均勻化后）下的拉伸性能，結(jié)果表明，直接時效熱處理產(chǎn)生的拉伸強度最高，其強度與鑄造的材料相當，完全均勻化熱處理得到了最佳的韌性和拉伸強度。Yuan 等[6]利用LMD 工藝制備了具有三組不同參數(shù)的GH4169 高溫合金，對這些樣品進行了應(yīng)變率從0.001 s-1到5 000 s-1的壓縮試驗，發(fā)現(xiàn)：在塑性流動應(yīng)力隨溫度變化的過程中，會出現(xiàn)一個隨溫度增加流動應(yīng)力增加的異常峰值，并證明了這是第三型應(yīng)變時效現(xiàn)象。Lee 等[7]利用SHTB 系統(tǒng)研究了Inconel 718 在大范圍高剪切應(yīng)變率和溫度下的動態(tài)剪切變形行為，并通過OM 和SEM 對斷口進行了檢測，結(jié)果表明，Inconel 718 的溫度敏感性隨應(yīng)變率的降低和溫度的升高而降低。Johansson 等[8]對Inconel 718 在加工過程中以及帽型剪切試驗中形成的ASB 的微觀結(jié)構(gòu)進行了詳細的研究，他將帽型試樣中形成的剪切帶與金屬切屑中形成的剪切帶進行對比，發(fā)現(xiàn)，兩種剪切發(fā)生過程具有相似的缺陷，如等軸晶晶粒和明顯的剪切結(jié)構(gòu)。

鑒于現(xiàn)有文獻缺乏對LMD GH4169 合金靜、動態(tài)剪切力學性能的研究，本文特別以LMD GH4169為對象，首先基于數(shù)值仿真，選取動態(tài)純剪切試樣形式，結(jié)合LMD 工藝材質(zhì)各向異性，對LMD GH4169進行由準靜態(tài)到高應(yīng)變率下的剪切性能研究，并對變形破壞試樣進行SEM 微觀分析，以揭示材料剪切破壞的微觀機理。

1 純剪切試樣的數(shù)值優(yōu)化

1.1 試樣形式設(shè)計

圖1(a)帽形試樣是Meyers[9]于1986 年提出的，在高應(yīng)變率加載下，帽形試樣獨特的結(jié)構(gòu)形式可使塑性變形處在一個很窄的區(qū)域內(nèi)，試樣剪切區(qū)域很容易發(fā)生動態(tài)剪切變形，但帽形試樣剪切區(qū)的寬度和內(nèi)外徑比的變化會影響到剪切區(qū)內(nèi)應(yīng)力的均勻性和絕熱剪切帶（ASB）的出現(xiàn)[10]。Song 等[11]采用一種平板式帽型試樣（圖1(b）），這種試樣形式剪切區(qū)的可視性好，方便直接觀測剪切區(qū)的破壞發(fā)展過程。許澤建等[12]提出一種新型純雙剪切試樣，見圖1(c)，通過剪切區(qū)溝槽設(shè)計，可有效地將剪切變形控制在狹條區(qū)域，使得剪切區(qū)的應(yīng)力均勻性較好，更準確獲取材料的沖擊剪切性能。

本文中采用ABAQUS/Explicit 有限元軟件對上述三種剪切試樣進行數(shù)值模擬計算，試圖找出最優(yōu)的剪切區(qū)幾何形式，特別是剪切區(qū)寬度，進而確定合適的剪切試樣。對于圖1 中三種形式的試樣，針對剪切區(qū)寬度分別給出了三種不同的尺寸，具體數(shù)值如表1 所示。

圖1 三種試樣形式Fig.1 Three sample forms

表1 三種試樣尺寸Table 1 Sizes of three specimens

1.2 數(shù)值建模及參數(shù)選取

選用ABAQUS/Explicit 有限元軟件，對SHPB 的桿-試樣加載區(qū)進行全尺寸建模。其中SHPB 桿采用三維實體模型，尺寸與實際一致。由于片式帽型試樣[11]、雙剪切試樣[12]實際是一種三點彎曲加載模式，片式和雙剪試樣的兩根直立式支腿在加載過程中同時有彎矩產(chǎn)生，使得與加載桿接觸部分的支腿容易向外側(cè)滑移動（取決于試樣與桿界面摩擦力），因此在本文實驗中，特別設(shè)計了一個套筒夾具來限制支腿柱的彎曲和側(cè)滑運動。試樣網(wǎng)格單元為C3D8R，為保證模擬的精確性，對試樣的剪切區(qū)域網(wǎng)格采用局部布點，劃分為更細小的網(wǎng)格，網(wǎng)格尺寸為0.075 mm。加載方式選用在入射桿遠離試樣的一端施加入射脈沖，此脈沖來自于真實實驗入射桿中的加載脈沖，以此模擬更為真實的加載載荷，加載脈沖與模型裝配如圖2 所示。

圖2 加載脈沖與模型裝配圖Fig.2 Loading pulse and model assembly drawing

在數(shù)值模擬中，由于壓桿不發(fā)生塑性變形，因此將其定義為彈性材料?？紤]到溫度和應(yīng)變率敏感性，模擬中使用Johnson-Cook 模型[13]描述LMD GH4169 的塑性流動性能：

在這個模擬中，沒有考慮損傷和斷裂準則，只是為了了解在剪切斷裂前的變形過程中，應(yīng)力中剪切分量的百分比，相應(yīng)參數(shù)如表2～3 所示。

表2 材料彈性參數(shù)Table 2 Material elasticity parameters

表3 GH4169 的J-C 本構(gòu)模型參數(shù)[13]Table 3 J-C constitutive model parameters of GH4169[13]

1.3 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

從模擬結(jié)果中導出3 種類型試樣剪切區(qū)的所有單元應(yīng)力分量的平均值。應(yīng)力分量s11代表著σx，載荷是沿著z 軸正向施加于入射桿端的，s13對應(yīng)著σxz，表示剪切區(qū)的剪應(yīng)力分量。

由圖3 可以看出，在相同條件下，只有雙剪切試樣（圖1(c)）的剪切分量s13占比最高，而其它試樣形式均存在著其它應(yīng)力分量（s11, s22, s33）占比也很高。因此，就以剪應(yīng)力分量s13所占百分比為純剪切的指標而言，選擇雙剪切試樣最為合適。從三種試樣形式的應(yīng)力分量圖可以看出，隨著剪切區(qū)寬度的減小，剪應(yīng)力s13應(yīng)力峰值越來越大，而其余分量的應(yīng)力峰值越來越小，故剪應(yīng)力的占比越來越大。也就是說，剪切寬度越小，加載形式越接近純剪切。

圖3 剪切區(qū)應(yīng)力分量-時間曲線Fig.3 Stress component-time curves of shear zone

為了定量研究試樣剪切區(qū)內(nèi)應(yīng)力場的均勻性，對所選取雙剪切試樣（圖1(c)）形式的三種不同的剪切區(qū)寬度（0.2、0.5、1 mm）進行剖分，分別對沿剪切區(qū)寬度和厚度方向的應(yīng)力分布進行了分析。在試樣剪切區(qū)內(nèi)沿寬度和厚度方向等距劃分，等間隔取路徑A、B、C、D 共4 個路徑，如圖2 中所示，將剪切區(qū)等分為5 個區(qū)域。路徑間隔為0.4 mm，分別沿寬度和厚度方向輸出沿4 條路徑的剪應(yīng)力曲線。

數(shù)值模擬波形如圖4 所示，可以看出，基本符合εI+εR=εT，其中εI、εR和εT分別是由SHPB加載桿上應(yīng)變片測得的入射、反射和透射應(yīng)變歷程；入射波與反射波疊加的前端部分出現(xiàn)波動，這是彌散效應(yīng)導致的，而整體上在透射波的上下起伏，表明試樣在受載的過程中滿足一維波均勻性假設(shè)并滿足應(yīng)力平衡。為了得到加載過程中剪切區(qū)寬度及厚度方向不同路徑的應(yīng)力分量，選取在應(yīng)力波傳到試樣25 μs 時刻，得到應(yīng)力分量曲線，如圖5 所示。沿厚度方向，隨著剪切區(qū)寬度的增加，各個應(yīng)力分量趨傾向穩(wěn)定，波動變小，并且s13始終占主導地位。沿寬度方向，s13越來越趨向平穩(wěn)，在曲線的兩端有不同程度的翹起或者下降，這是因為在邊界處受到試樣頭部和支撐部的影響，但在中間部位基本上都是穩(wěn)定的。除s13外，其余的應(yīng)力分量隨著剪切區(qū)寬度增加波動起伏程度也更加劇烈。結(jié)合上述結(jié)果，考慮到試樣的純剪切程度、應(yīng)力分布均勻性以及加工難度和加工精度的影響，最終實驗試樣選取剪切寬度為0.5 mm 的雙剪切試樣。

圖4 數(shù)值模擬波形圖Fig.4 Numerical simulation waves

圖5 剪切區(qū)應(yīng)力分量隨寬度的變化曲線Fig.5 Curves of shear zone stress component vary with width

2 實驗方法與過程

2.1 實驗材料

實驗的LMD GH4169 合金由西北工業(yè)大學凝固技術(shù)國家重點實驗室制備。制備系統(tǒng)主要包括RS-850 型5KW CO2 連續(xù)激光器、GTV PF2/2 型高精度雙路可調(diào)送粉器LMP-408、四軸三聯(lián)動數(shù)控工作臺、四路同軸送粉噴嘴以及惰性氣氛保護箱等。GH4169 合金粉末化學成分的質(zhì)量分數(shù)分別為：Mo，3.18%；Nb，4.91%；Cr，19.68%；Ni，51.75%；Al，0.63%；Ti，0.97%；其余為Fe。主要工藝參數(shù)如表4 所示。

實驗材料為沉積態(tài)，激光掃描路徑為往復交叉光柵式掃描（圖6(b)）。分別選取材料的不同方向進行微觀分析，見圖6(a)，x 和y 向均為掃描方向，即粗大柱狀晶的頂部形態(tài)，沿沉積方向可以看到有略微傾斜生長的柱狀晶粒。試樣形式采用上節(jié)經(jīng)過數(shù)值模擬優(yōu)化的雙剪切試樣形式（Ls=0.5 mm）。由于LMD GH4169 在成形工藝上具有各向異性，因此按剪切區(qū)方向選取兩組試樣，即橫向試樣x 向（縱軸線沿掃描方向）和縱向試樣z 向（縱軸線沿沉積方向），見圖6(b)。

圖6 實驗材料Fig.6 Experimental material

2.2 實驗方法

在SHPB 動態(tài)加載分析中，一般假設(shè)剪切區(qū)為簡單剪切應(yīng)力狀態(tài)，如圖7 所示。應(yīng)力波到達入射桿與試樣界面時，給試樣頂部一個UI的作用力，此時透射桿反映的是試樣實際承載歷程UT。如果試樣兩支腿沒有套筒的側(cè)向約束，試樣兩端加載的載荷不共軸，產(chǎn)生彎矩M，這樣會對剪切區(qū)產(chǎn)生有橫向的壓力，不再是簡單剪切應(yīng)力狀態(tài)，如圖8 所示。如果試樣剪切區(qū)是純剪切滑移變形，理想情況下試樣不會有側(cè)向位移。故而在實驗時必須給試樣匹配緊湊的套筒，配合外部套筒，以防止產(chǎn)生彎曲而導致復雜的作用力。

圖7 加約束受力分析Fig.7 Constrained stress analysis

圖8 未加約束受力分析Fig.8 Unconstrained stress analysis

實驗采用SHPB 裝置，由于剪切區(qū)弱小，為保證透射桿能清晰采集到信號，子彈、入射桿以及透射桿均采用6065 鋁合金桿，桿直徑為14.5 mm，較為細小的桿子可以減小波的彌散效應(yīng)[14]。實驗時，為了限制試樣沿垂直于加載方向的位移，避免發(fā)生彎曲導致剪應(yīng)力分量減小，采用了套筒夾持裝置，整體配合如圖9 所示。

根據(jù)一維應(yīng)力波理論，可從SHPB 桿所得信號得到桿-試樣端面的位移和力[12]：

式中：As=2hd，h 是剪切區(qū)的高度，d 是剪切區(qū)的厚度；γ 為剪應(yīng)變；Ls是剪切區(qū)的寬度。將式(2)～(5)帶入式(6)～(8)中，可得：

圖9 實驗裝置示意圖Fig.9 Experimental device schematic

3 LMD GH4169 的動態(tài)剪切力學性能

3.1 靜動態(tài)剪切曲線

對LMD GH4169 材料，利用DNS 100 電子萬能材料試驗機進行應(yīng)變率為0.1 s-1準靜態(tài)壓剪實驗，利用分離式Hopkinson 壓桿進行約10 000、13 000 和30 000 s-1三種高應(yīng)變率的動態(tài)剪切實驗。對于剪切實驗，試樣的剪切寬度準確獲得至關(guān)重要。但實際試樣變形中，由于剪切帶寬度一般不均勻且在微米量級，目前實時測試剪切寬度難度較大，加之較難控制不發(fā)生最終剪切破壞，剪切破壞的試樣已無法測量實際剪切帶寬度。參考文獻[11-12, 15]，采用式(10)近似計算剪切應(yīng)變，圖10 給出了兩種不同取向試樣在不同應(yīng)變率下的剪切應(yīng)力應(yīng)變曲線。

從圖10 中可以看出，隨著應(yīng)變率由0.1 s-1上升到30 000 s-1，LMD GH4169 的兩個方向流動應(yīng)力逐漸增加，具有明顯的應(yīng)變率強化效應(yīng)，但兩個方向的剪切流動應(yīng)力相差不大。隨著應(yīng)變率的增加，曲線的塑性流動段相對縮短，說明材料動態(tài)剪切變形過程中的失效應(yīng)變逐漸減小。在30 000 s-1應(yīng)變率下，材料的應(yīng)力達到峰值后快速下降沒有塑性流動段。這是由于高應(yīng)變率下，試樣在很窄小的區(qū)域發(fā)生絕熱剪切，熱量來不及擴散，產(chǎn)生熱軟化現(xiàn)象，導致應(yīng)力急劇下降。

在剪應(yīng)力應(yīng)變曲線中，假設(shè)以曲線上應(yīng)力最大的值表示剪切強度。圖11 為剪切強度隨應(yīng)變率變化曲線，縱軸為剪切強度，橫軸為對數(shù)應(yīng)變率。從圖11 中可以看出，隨著應(yīng)變率的增加，z 向的剪切強度由520 MPa 增加到780 MPa，x 向的剪切強度由500 MPa 增加到820 MPa，兩個方向都具有顯著的應(yīng)變率強化效應(yīng)。而兩組數(shù)據(jù)在相同應(yīng)變率下數(shù)值并沒有發(fā)生很大變化，x 向與z 向的剪切強度相差不是很明顯，并未表現(xiàn)出各向異性。由于各向異性不是很明顯，我們根據(jù)散點趨勢選用 y =y0+AeBx指數(shù)模型對兩個方向的數(shù)據(jù)進行曲線擬合，得到剪切強度關(guān)于對數(shù)應(yīng)變率的擬合公式：

圖10 LMD GH4169 在不同應(yīng)變率下的剪應(yīng)力-剪應(yīng)變曲線Fig.10 Shear stress-shear strain curves of LMD GH4169 under different strain rates

圖11 剪切強度-應(yīng)變率曲線Fig.11 Shear strength-strain rate curve

為了對比LMD GH4169 材料的壓縮力學性能和剪切力學性能，采用尺寸為 ? 5 mm×4 mm 的圓柱形動態(tài)壓縮試樣，通過SHPB 裝置進行不同應(yīng)變率的動態(tài)壓縮實驗，得到單軸壓縮應(yīng)力應(yīng)變曲線。根據(jù)八面體應(yīng)力、應(yīng)變狀態(tài)分析，簡單壓縮實驗的應(yīng)力應(yīng)變曲線即為廣義等效應(yīng)力應(yīng)變曲線。假設(shè)材料是處于理想的純剪切變形狀態(tài)，根據(jù)Von Mises 假定：

將實驗得到的剪應(yīng)力轉(zhuǎn)化為材料的等效應(yīng)力，并由大變形下剪應(yīng)變與等效應(yīng)變的關(guān)系式[16]：

得到材料的等效應(yīng)變。

圖12 為動態(tài)壓縮和動態(tài)剪切加載實驗得到的等效應(yīng)力等效應(yīng)變曲線比較，可以看出，在達到屈服點之前，壓縮試樣和剪切試樣得到的等效應(yīng)力應(yīng)變曲線基本重合，由兩種實驗得出材料的彈性模量一致，符合廣義等效應(yīng)力，即：是廣義等效應(yīng)變的一個確定函數(shù)，與應(yīng)力狀態(tài)類型無關(guān)的特點。但隨著塑性變形的發(fā)展以及絕熱剪切帶的產(chǎn)生，在達到屈服點之后，壓縮和剪切狀態(tài)下得到的等效應(yīng)力應(yīng)變曲線出現(xiàn)差異。動態(tài)壓縮下得到的流動應(yīng)力曲線有塑性流動段，曲線往上延伸，表現(xiàn)出應(yīng)變硬化特征。而動態(tài)剪切曲線在到達最大應(yīng)力值后出現(xiàn)下降，這是因為動態(tài)剪切塑性變形集中在剪切區(qū)內(nèi)，隨著剪切的發(fā)展，剪切局域化集中形成極窄的絕熱剪切帶，在這過程中會產(chǎn)生大量的熱并且來不及釋放，導致出現(xiàn)剪切失穩(wěn)，使得應(yīng)力水平降低。結(jié)合等效應(yīng)力應(yīng)變曲線結(jié)果表明，本文中采用的雙剪切試樣可以很好地反映材料的剪切特性。

為了評估LMD GH4169 的動態(tài)剪切性能，對比了在室溫下不同工藝和不同熱處理下制備的GH4169 合金的剪應(yīng)力-位移曲線。其中鍛造材料和退火熱處理數(shù)據(jù)均來自文獻[11, 17]。由于LMD GH4169 材料沒有明顯的各向異性，所以選取x 向的三組數(shù)據(jù)，用虛線表示，如圖13 所示。由圖中虛線可以再次看出，LMD GH4169 具有明顯的應(yīng)變率強化效應(yīng)，鍛造和退火的GH4169 合金的最大剪切應(yīng)力分別為752 MPa 和831 MPa，而LMD GH4169 合金隨著應(yīng)變率的增加，最大剪切應(yīng)力由577 MPa 到818 MPa。整體上該材料的剪切強度低于其余兩種傳統(tǒng)工藝的材料，但隨著應(yīng)變率的增加，應(yīng)力峰值的差距逐漸減小。

圖12 動態(tài)剪切與壓縮實驗等效應(yīng)力應(yīng)變曲線對比Fig.12 Equivalent stress-strain curves comparison for dynamic shear and compression testing

圖13 不同工藝GH4169 動態(tài)剪切力學行為比較Fig.13 Comparison of dynamic shear mechanical behaviors of different processes GH4169

3.2 剪切破壞機理分析

為了更好地理解LMD GH4169 材料在寬應(yīng)變率范圍內(nèi)的剪切破壞機理，分別對三種應(yīng)變率（0.1、10 000 和30 000 s-1）下破壞后的試樣剪切斷口側(cè)面和正面進行光學顯微鏡（OM）和掃描電子顯微鏡（SEM）觀測，如圖14～16 所示。圖14（b）、15（b）和16（b）所示為剪切斷口側(cè)面照片，可以看出，低應(yīng)變率加載下的剪切斷口側(cè)剖面與加載方向的夾角約為10°，沿剪切剖面有凹凸不平的起伏。隨著應(yīng)變率升高到10 000 s-1和30 000 s-1，剪切剖面的平整度分布相比準靜態(tài)下更加光滑整齊，剪切區(qū)域更加窄小，與加載方向的夾角更小。準靜態(tài)的加載使得剪切區(qū)變形發(fā)生緩慢，剪切發(fā)生相對涉及的區(qū)域較為寬大，從側(cè)面表現(xiàn)為沿預設(shè)剪切區(qū)的對角線擴展。然而在高速加載狀態(tài)下，剪切區(qū)快速進入絕熱剪切失穩(wěn)，剪切斷口為平整的剪切滑移面。

圖14(c)～(d)、圖15(c)～(d)、圖16(c)～(d) 分別給出了LMD GH4169 在0.1、10 000 和30 000 s-1加載條件下的斷口微觀照片，試樣斷口均呈現(xiàn)出典型的剪切斷裂形貌。在準靜態(tài)加載下，試樣斷口表面分布有大量很深的韌窩，且沿剪切應(yīng)力方向傾斜。圖15(c)～(d)為應(yīng)變速率為10 000 s-1的剪切斷口形貌，發(fā)現(xiàn)高應(yīng)變率剪切變形后的剪切斷口表面光滑，沿著柱狀晶生長方向有一系列較淺且較小的韌窩，由于方向性，這些韌窩沿枝晶壁分布，沿枝晶壁分布的Laves 相和碳化物容易引起局部塑性變形和斷裂。圖16(c)～(d)為剪切試樣應(yīng)變率達到30 000 s-1左右的斷口微觀照片，在很高的應(yīng)變率下，斷口宏觀上平整光滑，斷口表面分布有大量尺寸更小、深度更淺的剪切型伸長韌窩，同時斷口表面局部分布有在高應(yīng)變率絕熱剪切變形中韌窩拉伸變形失效留下的光滑平面。通過斷口形貌微觀分析，可以看出，LMD GH4169 雙剪切試樣在不同應(yīng)變率加載條件下，剪切斷口表現(xiàn)出以剪切型伸長韌窩為主導的斷口形貌，表現(xiàn)為以韌性斷裂為主的斷裂模式。隨著應(yīng)變率升高，斷口韌窩尺寸和深度減小，韌性降低，在更小的變形量下容易剪切失效。動態(tài)變形過程為絕熱過程，LMD GH4169 的枝晶結(jié)構(gòu)在動態(tài)剪切變形過程中更容易發(fā)生絕熱剪切失穩(wěn)。此外，如圖14(d)、圖15(d)和圖16（d）所示，在斷口表明均發(fā)現(xiàn)有少量包括氣孔、孔洞以及未熔融粉末的初始缺陷。初始缺陷的變形表現(xiàn)出一定的應(yīng)變率敏感性。隨著應(yīng)變率的提高，斷口表面上的孔洞缺陷的塑性變形更加劇烈，在孔洞周圍形成塑性變形影響區(qū)面積增大，孔洞尺寸因塑性變形作用而減小。在30 000 s-1應(yīng)變率下，孔洞缺陷周圍形成大面積的光滑平面。針對LMD GH4169 材料，由于激光金屬沉積的特殊加工工藝所造成的初始缺陷參與材料的剪切變形和失效過程，隨著應(yīng)變率的增加，初始缺陷對剪切變形失效的影響逐漸增大。

圖14 應(yīng)變率0.1 s-1，x 向試樣斷口形貌Fig.14 SEM observations in fracture specimens at the strain rate 0.1 s-1 along x-direction

圖15 應(yīng)變率10 000 s-1，x 向試樣斷口形貌Fig.15 SEM observations in fracture specimens at the strain rate 10 000 s-1 along x-direction

圖16 應(yīng)變率30 000 s-1，x 向試樣斷口形貌Fig.16 SEM observations in fracture specimens at the strain rate 30 000 s-1 along x-direction

4 結(jié) 論

基于數(shù)值模擬結(jié)果，選取雙剪切試樣作為實驗試樣，在分離式Hopkinson 壓桿上進行動態(tài)剪切實驗，獲得了LMD GH4169 材料在不同應(yīng)變率下的動態(tài)剪切響應(yīng)，得到以下結(jié)論：

（1）使用ABAQUS/Explicit 進行數(shù)值仿真，對比三種試樣形式，選取了剪切純度最高的雙剪切試樣，并對其不同剪切區(qū)寬度分析了應(yīng)力場的均勻性，最終選取剪切區(qū)寬度為0.5 mm 的雙剪切試樣；

（2）雙剪切試樣形式通過尺寸優(yōu)化后，有效提高了剪切區(qū)應(yīng)力均勻性以及對剪切信號的準確性，剪切區(qū)域應(yīng)力分布更接近純剪切；

（3）LMD GH4169 剪切強度在掃描方向和沉積方向上并沒有表現(xiàn)出明顯的各向異性，隨著應(yīng)變率的增大，LMD GH4169 剪切強度增大，具有明顯的應(yīng)變率強化效應(yīng)；

（4）LMD GH4169 表現(xiàn)為剪切型伸長韌窩為主的剪切斷裂模式，隨著應(yīng)變率升高，斷口韌窩尺寸和深度減小，韌性降低，在很小的變形量下更容易剪切失效，材料初始微觀缺陷成為影響動態(tài)剪切變形斷裂的重要因素。