不同組織Ti6321合金的絕熱剪切行為研究

李嚴星，王 琳，2，3，閆志維，周 哲，寧子軒，劉安晉

(1. 北京理工大學， 北京 100081) (2. 沖擊環(huán)境材料技術國家級重點實驗室， 北京 100081) (3. 爆炸科學與技術國家重點實驗室， 北京 100081)

鈦合金具有密度小、比強度高、組織穩(wěn)定性好等優(yōu)點，被廣泛應用于船舶和航空工業(yè)等領域[1-3]。作為結構件材料, 鈦合金在使用過程中經(jīng)常會受到?jīng)_擊載荷的作用[4,5]。絕熱剪切是材料在沖擊載荷作用下的一個重要現(xiàn)象, 普遍存在于高速沖擊、侵徹、高速成形、沖蝕等高速變形過程中[6-9]。從熱力學角度來說，高速沖擊載荷作用下材料變形塑性功轉化成熱能，大量熱能短時間難以疏散將引起絕熱升溫，導致熱塑性失穩(wěn)，從而引起絕熱剪切帶(adiabatic shear band)的形成和擴展[10]。在絕熱剪切帶內可產(chǎn)生應變率高達105～107s-1的剪切應變，溫升達到102～103K[5]。

鈦及鈦合金具有比較低的比熱容和熱導率，是一種絕熱剪切敏感性較高的材料[8,11]。關于鈦及鈦合金的絕熱剪切敏感性，國內外已經(jīng)進行了大量研究。董新龍等[11]采用分離式霍普金森壓桿(split Hopkinson pressure bar，SHPB)技術對圓柱形TA2純鈦試樣的絕熱剪切破壞特性進行了研究，發(fā)現(xiàn)動態(tài)壓縮后試樣中產(chǎn)生了對稱的雙圓錐形剪切帶。王丁等[12]對圓柱形、帽形TB2鈦合金試樣進行了室溫動態(tài)壓縮實驗。結果表明，β單相組織的TB2鈦合金試樣絕熱剪切敏感性較高；雙相組織的絕熱剪切敏感性較低，承載能力更強。付應乾等[13]以扁平閉合帽形TA2純鈦試樣為研究對象，研究了準靜態(tài)和動態(tài)加載下試樣絕熱剪切的破壞特征和力學響應行為。研究發(fā)現(xiàn)，準靜態(tài)加載下，剪切變形區(qū)始終保持一定寬度；而動態(tài)加載下，剪切變形區(qū)的寬度逐漸減小，直至高度局部化的絕熱剪切帶形成，且其剪切區(qū)寬度明顯小于準靜態(tài)加載。

Ti6321合金是上海鋼鐵研究所于20世紀80年代研制的一種新型中強高韌近α鈦合金，除了具有密度小、強度高、無磁性等優(yōu)良性能外，還具有高的沖擊韌性和斷裂韌性[14-16]。目前，關于Ti6321合金的研究多集中于熱處理對其力學性能的影響，而關于合金中相含量和分布對其絕熱剪切敏感性的影響鮮有報道。本研究通過不同熱處理工藝得到等軸組織、雙態(tài)組織和魏氏組織的Ti6321合金，利用SHPB作為加載裝置，研究不同組織的Ti6321合金的絕熱剪切行為，以期掌握Ti6321合金在動態(tài)載荷下的服役性能。

1 實 驗

實驗對象為Ti6321合金，名義成分為Ti-6Al-3Nb-2Zr-1Mo，利用升溫金相法測得其(α+β)/β相變點為990～1000 ℃。Ti6321合金經(jīng)過表1所示4種工藝熱處理后，獲得顯微組織不同的4組試樣，分別編號為EM、BM1、BM2和WM。

表1 Ti6321合金的熱處理工藝Table 1 Heat treatment processes of Ti6321 alloy

圖1為Ti6321合金經(jīng)不同工藝熱處理后的微觀組織。試樣經(jīng)800 ℃/1 h/AC熱處理后，組織中晶粒分布均勻，為等軸組織(圖1a)。熱處理溫度為960、980 ℃時，得到雙態(tài)組織，并且隨著熱處理溫度升高，雙態(tài)組織中初生α相體積分數(shù)減少(圖1b、1c)。選取5個區(qū)域，通過Image-Pro Plus 6.0軟件定量統(tǒng)計經(jīng)不同溫度熱處理后組織中初生α相的含量。結果顯示，熱處理溫度從960 ℃增加到980 ℃時，初生α相體積分數(shù)從48.9%下降到25.8%，說明熱處理溫度對Ti6321合金α相含量有較大影響。圖1d為相變點以上熱處理后得到的由片層α相以及殘余β相構成的魏氏組織，該組織中不含等軸α相。

圖1 Ti6321合金經(jīng)不同工藝熱處理后的微觀組織Fig.1 Microstructures of Ti6321 alloy heat treated by different processes：(a) 800 ℃/1 h/AC;(b) 960 ℃/1 h/AC;(c) 980 ℃/1 h/AC； (d) 1000 ℃/1 h/AC

采用圓柱帽形受迫剪切試驗方法研究材料絕熱剪切變形及其破壞特性。試樣采用優(yōu)化后的強迫剪切結構[12]，具體尺寸如圖2所示。在沖擊環(huán)境材料技術國家級重點實驗室進行Ti6321合金在高應變率(103s-1量級)下的絕熱剪切試驗，利用SHPB對帽形試樣進行加載。通過粘貼在入射桿和透射桿上的應變片記錄脈沖信號，依據(jù)應力波理論和均勻性假定[17-20]，利用D-Wave軟件分析試樣電壓隨時間的變化歷程。

圖2 帽形試樣尺寸示意圖Fig.2 Schematic diagram of hat sample size

不同于圓柱形試樣，帽形試樣在壓縮過程中處于壓剪復合的強迫剪切應力狀態(tài)[21]。由于帽形試樣尺寸不規(guī)則，通過計算得到的應變率不能作為準確的參考數(shù)據(jù)。為此，利用激光測速儀測量實驗中的壓桿速度并作為沖擊速度，同時記錄電壓-時間曲線，觀察應力塌陷的時間節(jié)點，最終得出不同沖擊速度(15～25 m/s)下材料的承載時間和電壓幅值，以此反映材料的絕熱剪切敏感性。

根據(jù)應力波基礎理論與SHPB加載原理計算試樣中應力波的加載時間。假定試樣在加載過程中無剪切破壞，根據(jù)式(1)計算縱波在試樣中的傳播速度(v)。

(1)

式中：E為壓桿(壓桿材質為55CrSi鋼)彈性模量，205 000 MPa；ρ為壓桿密度，7.85 g·cm-3。根據(jù)式(2)計算應力波加載時間(t)。

t=2l/v

(2)

式中：l為壓桿長度，200 mm。

計算可得透射脈沖寬度(即加載時間)約為78 μs。若加載過程中出現(xiàn)剪切破壞，試樣承載能力下降，透射脈沖寬度在不到78 μs就提前下降，出現(xiàn)應力塌陷。承載時間越長，表明材料的絕熱剪切敏感性越低，反之則絕熱剪切敏感性越高。

利用電火花切割機沿剪切試樣軸向切取金相試樣，經(jīng)打磨拋光后，對其表面進行化學腐蝕。腐蝕劑由氫氟酸、硝酸和去離子水按體積比1∶5∶44混而成，腐蝕時間為6～8 s。利用光學顯微鏡觀察絕熱剪切試驗后試樣的微觀組織。利用掃描電子顯微鏡(SEM)觀察試樣的絕熱剪切帶形貌。

2 結果與分析

2.1 不同組織的絕熱剪切敏感性

圖3為沖擊速度25 m/s條件下4組試樣受沖擊后的宏觀照片。從圖3可觀察到每個試樣都受到了不同程度的壓縮。在魏氏組織試樣(圖3d)表面可觀察到擴展方向與軸向基本一致的宏觀裂痕。等軸和雙態(tài)組織試樣(圖3a～3c)的表面未觀察到開裂現(xiàn)象。

圖3 絕熱剪切試驗后4組試樣的宏觀照片F(xiàn)ig.3 Macro photos of four specimens after adiabatic shear test：(a) EM;(b) BM1;(c) BM2;(d) WM

圖4為沖擊速度25 m/s條件下4組試樣受沖擊后的微觀組織。由圖4可知，4組試樣中均存在沿強迫剪切方向發(fā)展的絕熱剪切帶，其長度分別為1.050、1.079、0.965、0.697 mm。帽形試樣發(fā)生絕熱剪切后，絕熱剪切帶的長短反映了裂紋的擴展情況。雙態(tài)組織試樣BM1中絕熱剪切帶最長，裂紋擴展得較淺，魏氏組織試樣WM中絕熱剪切帶最短，裂紋擴展較為嚴重。通過對微觀組織放大觀察，發(fā)現(xiàn)試樣端口處均已出現(xiàn)撕裂痕。其中，等軸和雙態(tài)組織試樣的撕裂痕較為光滑，而魏氏組織試樣的撕裂痕擴展較深，且出現(xiàn)高低不平的微小凸起，這是魏氏組織中大量縱橫交錯的初生α片層組織在裂紋擴展過程中被撕裂所造成的。

圖4 絕熱剪切試驗后4組試樣的微觀組織Fig.4 Microstructures of four specimens after adiabatic shear test：(a,b) EM;(c,d) BM1;(e,f) BM2;(g,h) WM

圖5為沖擊速度25 m/s條件下4組試樣受沖擊后的絕熱剪切帶形貌。從圖5可以看出，不同組織試樣的絕熱剪切帶形貌存在明顯差異。EM、BM1、BM2、WM試樣的絕熱剪切帶寬度分別約為 11.4、13.0、13.6、14.8 μm。絕熱剪切帶的寬度反映了試樣的變形程度，剪切帶越寬變形越嚴重。觀察剪切帶與周圍基體的變形情況，等軸組織試樣的絕熱剪切帶周圍晶粒發(fā)生了嚴重的拉長變形，形成變形流線；雙態(tài)組織試樣的絕熱剪切帶與基體有著明顯的界限，周圍的片層組織沿著剪切帶拉伸，并且雙態(tài)組織BM2試樣的拉伸變形程度大于BM1試樣；魏氏組織WM試樣的剪切帶周圍基體沒有方向性的流線，剪切帶的擴展路徑與一側基體的片層方向大致相同，剪切帶所在基體中的片層組織也出現(xiàn)了小部分的塑性流動。

圖5 4組試樣的絕熱剪切帶形貌Fig.5 Morphologies of adiabatic shear band of four specimens： (a) EM;(b) BM1;(c) BM2;(d) WM

圖6為沖擊載荷作用下4組試樣的電壓-時間曲線(沖擊速度為25 m/s)。從圖6可以看出，魏氏組織試樣的承載時間和電壓幅值都明顯低于雙態(tài)組織和等軸組織試樣，結合絕熱剪切帶長度、寬度及裂紋尖端擴展情況，說明魏氏組織試樣的絕熱剪切敏感性高于雙態(tài)和等軸組織試樣。這是因為魏氏組織的塑性變形能力較差，且縱橫交錯的片狀組織間的協(xié)調變形能力也較差。而雙態(tài)和等軸組織的晶粒細小，在受到外界作用時有更好的變形協(xié)調能力，沖擊強度高于魏氏組織。另外，雙態(tài)組織和等軸組織試樣的電壓-時間曲線比較接近，說明二者的絕熱剪切敏感性較為接近。

圖6 沖擊載荷作用下4組試樣的電壓-時間曲線(沖擊速度為25 m/s)Fig.6 Voltage-time curves of four specimens under impact load at velocity of 25 m/s

2.2 沖擊速度對絕熱剪切行為的影響

圖7為不同沖擊速度下4組試樣的電壓-時間曲線。從圖7可以看出，Ti6321合金承載能力并非瞬時下降，而是存在一個逐步破壞的過程，盡管這個過程很短(10-2s數(shù)量級)。絕熱剪切是造成材料承載能力下降的主要原因，且材料的絕熱剪切敏感性越高，越容易發(fā)生絕熱剪切[12]。

由圖7還可以看出，不同沖擊速度下4組試樣在應力波加載時間(78 μs)內均出現(xiàn)了應力塌陷，說明均發(fā)生了剪切失效，且其加載時間呈現(xiàn)出一致的規(guī)律性，即隨著沖擊速度的升高而減小，表明隨著沖擊速度提高絕熱剪切敏感性提高。沖擊速度從16 m/s提高到21 m/s時，加載時間的下降幅值明顯高于沖擊速度從21 m/s提高到25 m/s的下降幅值。這是因為Ti6321合金存在應變率強化效應，隨著沖擊速度增加(也即應變率增加)，材料產(chǎn)生明顯的強化作用，由此出現(xiàn)承載時間減少量縮小的現(xiàn)象。

圖7 不同沖擊速度下4組試樣的電壓-時間曲線Fig.7 Voltage-time curves of four specimens at different impact velocities： (a) EM;(b) BM1;(c) BM2;(d) WM

圖8為不同沖擊速度下4組試樣的加載時間對比圖。從圖8可以看出，BM1試樣的加載時間最長，WM試樣的加載時間最短。說明在該條件下BM1試樣具有最低的絕熱剪切敏感性，WM試樣具有最高的絕熱剪切敏感性。在高速沖擊下，4組試樣的絕熱剪切敏感性相差不大，當沖擊速度降低時，WM試樣表現(xiàn)出更高的絕熱剪切敏感性。

圖8 不同沖擊速度下4組試樣的加載時間Fig.8 Loading time of four specimens at different impact velocities

對比2種α相含量不同的雙態(tài)組織試樣，BM2試樣在3種沖擊速度下的加載時間都低于BM1試樣。說明對于雙態(tài)組織，隨著初生α相含量降低，絕熱剪切敏感性增大。其原因在于熱處理溫度越低，Ti6321合金含有的初生α相越多，由于等軸狀α相較片層α相有更好的塑性，且增加α相尤其是球狀α相的含量會減少晶界數(shù)量。這些因素使得BM1試樣在受到外界作用時表現(xiàn)出更好的變形協(xié)調能力，材料內部產(chǎn)生的能量更容易向四周擴散，而不至于在局部位置產(chǎn)生較大溫升，發(fā)生絕熱剪切。因此，BM1試樣具有更低的絕熱剪切敏感性。

3 結 論

(1) 組織類型對Ti6321合金的絕熱剪切行為影響較大。相比等軸組織和雙態(tài)組織，魏氏組織的絕熱剪切敏感性更高。

(2) 隨著熱處理溫度的升高，雙態(tài)組織中初生α相含量下降，縱橫交錯的片狀組織間協(xié)調變形能力較差，絕熱剪切敏感性增大。

(3) 在沖擊載荷作用下，Ti6321合金試樣的承載能力并非瞬時下降，存在逐漸破壞的過程。相的組成和分布對此破壞過程產(chǎn)生較大的影響。