中高應變率條件下TC18鈦合金動態力學行為的實驗研究

冉春， 陳鵬萬， 李玲， 張旺峰

(1.北京理工大學 爆炸科學與技術國家重點實驗室， 北京 100081; 2.北京航空材料研究院， 北京 100095)

中高應變率條件下TC18鈦合金動態力學行為的實驗研究

冉春1， 陳鵬萬1， 李玲1， 張旺峰2

(1.北京理工大學 爆炸科學與技術國家重點實驗室， 北京 100081; 2.北京航空材料研究院， 北京 100095)

應變和應變率是影響材料力學行為的兩個重要因素，分離式霍普金森壓桿(SHPB)技術是實現不同應變和應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，通過調節子彈長度和速度實現對TC18鈦合金圓柱試樣不同應變和應變率的加載。實驗得到了TC18鈦合金在不同應變率下的真應力- 真應變曲線和同一應變率不同應變下的真應力- 真應變曲線，并分別分析了應變硬化和應變率強化效應對TC18鈦合金的動態力學性能的影響。實驗結果表明：TC18鈦合金壓縮試樣破壞時斷口與加載方向(軸線)之間的夾角約為45°，其壓縮破壞形式為典型的剪切破壞，與應變和應變率相關；應變率越高，TC18鈦合金的流動應力和屈服強度越高，故該材料具有明顯的應變率強化效應；絕熱剪切帶是裂紋形成和試樣發生宏觀剪切破壞的先兆。

爆炸力學； 鈦合金； 動態壓縮； 應變； 應變率； 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)是一種高強度α+β雙相鈦合金，具有高比強度、耐熱及耐腐蝕等優點，廣泛應用于航空航天、船舶及兵器工業領域[1]。目前，鈦及鈦合金動態力學性能的研究進展成果豐富[2-10]。Chichili等[11]研究了室溫下α-Ti的動態力學行為，發現位錯是α-Ti在高應變率情形下發生塑性變形的主要因素。Rittel等[12-14]通過剪切壓縮試樣研究了Ti6Al4V在室溫下的動態力學行為，認為存儲的冷功以動態再結晶的方式驅動微觀結構重組。徐媛等[15]研究了TC18鈦合金絕熱剪切帶(ASB)在不同發展階段時的精細結構以及不同原始組織形成ASB的機理，認為ASB中的細小等軸晶粒由動態再結晶形成。Zherebtsov等[16]研究表明，β相的恢復過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度的高低與其硬度下降現象的相關性。

然而，上述研究工作[16-17]均是在低應變率(<100 s-1)下完成的。事實上，由TC18鈦合金制造的飛機機身和起落架上的大型承力結構件，均不可避免地承受高應變率加載，而針對這方面的研究工作鮮有報道[18-19]。因此，深入理解TC18鈦合金的動態力學行為，研究應變硬化效應和應變率強化效應，對TC18鈦合金動態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TC18鈦合金圓柱試樣開展動態壓縮實驗研究，分析了TC18鈦合金在室溫不同應變率下的力學性能，并分別分析了應變硬化效應、應變率強化效應對TC18鈦合金動態力學行為的影響。

1 實驗條件

實驗采用北京航空材料研究院生產的TC18鈦合金圓柱試樣(φ6 mm×6 mm)，表1為TC18鈦合金的化學成分[19]。

表1 T18鈦合金化學成分(質量分數)

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變率，改變子彈長度可獲得不同脈沖長度的加載波形。本文實驗中，子彈的長度分別為200 mm、300 mm和400 mm，實驗測試得到室溫下TC18鈦合金在300～3 000 s-1應變率范圍內的真應力- 真應變曲線。準靜態壓縮實驗采用國家標準GB/T 7314—2005 室溫壓縮實驗方法，由INSTRON 5985型材料實驗機完成，其加載應變率為10-3s-1，準靜態的試樣尺寸為φ10 mm×25 mm. 為了降低加載平臺與試件端面之間的摩擦效應，動態和靜態實驗均做了充分的潤滑處理。

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

用線切割機將回收的TC18鈦合金變形試樣沿軸向切開并進行研磨、拋光和腐蝕，最后進行顯微組織觀察。用HITACHI S-4800電子掃描顯微鏡觀測，并分析動態和靜態加載條件下回收試樣的斷面形貌。

2 實驗結果及分析

2.1 實驗結果

圖2為TC18鈦合金動態壓縮實驗后試樣的宏觀形貌。圖中，1-2 150 s-1和2-2 150 s-1為同一試件在應變率為2 150 s-1加載下破壞的兩個斷面。由圖2可以看出，TC18鈦合金壓縮試樣破壞時斷口與軸線之間的夾角約為45°，屬于典型的剪切破壞。

圖2 動態壓縮試樣宏觀形貌Fig.2 Typical macro-morphology after dynamic compression

圖3 真應變與之間的關系Fig.3 Relation between measured true strain and material

2.2 應變率強化效應

圖4表示子彈長度為300 mm時TC18鈦合金在不同應變率(480～2 300 s-1)下的典型真應力- 真應變曲線。由圖4可知，準靜態(0.001 s-1)時TC18鈦合金的屈服強度σ0約為1 200 MPa，動態(480～2 300 s-1)屈服強度較準靜態時明顯增大(>1 200 MPa)。當應變率為0.001 s-1時，TC18鈦合金流動應力隨著應變的增加而緩慢增加至最大、然后降低；當應變率為480～2 300 s-1范圍內的任一值時，TC18鈦合金流動應力在塑性變形段基本保持恒定。同時可以發現，當加載應變率低于1 370 s-1時，試件未發生宏觀剪切破壞，其塑性變形量隨著加載應變率的提高而增加；當加載應變率高于1 370 s-1時，試件發生宏觀剪切破壞，其破壞時的真應變約為0.16.

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

圖5為子彈長度為300 mm時不同應變率加載條件下TC18鈦合金的顯微組織。由圖5可知：加載應變率為1 070 s-1時，試件內由于局部的應變集中而形成ASB；當加載應變率為1 370 s-1時，試件內局部形成帶尖裂紋的ASB. 這是因為隨著應變率的提高，試件內的局部應變增大，從而形成裂紋。當試件的變形量進一步增加時，裂紋將沿著ASB的方向擴展，從而發生宏觀剪切破壞。因此，ASB是裂紋形成和試樣發生宏觀剪切破壞的先兆。

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

圖6 室溫時屈服強度隨應變率變化曲線Fig.6 Yield stress versus strain rate at room temperature

圖7 變形相同、應變率不同時的真應力- 真應變曲線Fig.7 True stress-true strain curves at different strain rates under the same condition of deformation

通過控制脈沖長度和子彈速度，可以實現試件最終的變形量一致。TC18鈦合金在應變為0.1、子彈長度分別為200 mm和300 mm時的典型壓縮真應力- 真應變曲線如圖7所示。從圖7可以看出，當真應變低于0.09時，子彈長度為200 mm的屈服強度值和流動應力值均不同程度地高于子彈長度為300 mm所對應的值。這是因為試件中的平均應變率隨著子彈長度的減小而增高。通過以上分析可以發現，在動態加載條件下，TC18鈦合金具有較明顯的應變率強化效應。

2.3 應變硬化效應

圖8為TC18鈦合金在應變率為1 100 s-1以及子彈長度分別為200 mm、300 mm和400 mm時的典型壓縮真應力- 真應變曲線。由圖8可知，在相同應變率加載條件下，不同子彈長度對應的真應力- 真應變曲線的流動應力發展趨勢基本一致。子彈長度越長，加載脈沖的持續時間就越久，試件最終的變形(應變)也越大。這是因為加載脈沖持續時間增長，使試件有足夠的時間產生更大的變形(應變)。

圖8 應變率1 100 s-1時不同子彈長度加載下真應力- 真應變曲線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的結果，其與材料的應變硬化、應變率強化和熱軟化密切相關[21]。當材料或構件發生塑性變形時(對于絕熱或準絕熱過程)，絕大部分塑性功(一般為90%)將轉變為熱能，從而提高試件的局部溫度，即絕熱溫升ΔT. 局部溫度的升高會降低材料的承載能力(熱軟化效應)，從而造成相應的應力降[21]。

圖9為子彈長度300 mm、應變率1 100 s-1加載條件下的典型真應力- 真應變- 真應變率曲線。由圖9可知：

圖9 真應力- 真應變- 真應變率曲線Fig.9 Typical true stress and true strain rate as functions of true strain for TC18 titanium alloy

1) 在AB段，流動應力隨著應變的增加急劇上升，由1 400 MPa增加到1 460 MPa，增加了約4%。這是因為應變硬化效應提高了材料的流動應力，在AB段應變硬化起主要作用。

2) 在BD段，流動應力基本保持恒定，約為1 460 MPa，在D點達到最大值1 476 MPa. 表明在BD段流動應力隨應變的變化不明顯。這是因為在進一步的塑性變形過程中，一部分塑性功轉換為熱能，為應變硬化效應與熱軟化效應相互競爭階段。此時，應變率的相關項促進熱軟化的進一步發生，表現為流動應力隨應變緩慢增加。

3) 在DE段，流動應力隨著應變的增加緩慢下降，熱軟化的作用超過應變硬化的作用。此時，應變率的相關項阻止熱軟化的進一步發生。故在DE段的流動應力隨著應變的增加而緩慢下降。

4) 在EF段，流動應力隨著應變的增加迅速降低(由1 472 MPa下降到1 210 MPa，應力降為262 MPa). 這是因為塑性功轉化為熱能引起的應力下降超過了應變硬化引起的應力上升；同時，在該過程中溫度分布不均勻形成的熱應力集中進一步降低了試件的承載力。在EF段，熱軟化起主導作用，表現為流動應力急劇下降。

5) 在FG段，應變和應力同時下降，這是因為卸載后試件的彈性變形恢復所致。

2.4 壓縮失穩

結合圖2的分析可知，在單軸壓縮過程中，TC18鈦合金試樣破壞發生在平面上的最大剪切應力方向(與壓縮軸的夾角約為45°)。當應變率為700 s-1時，試件發生明顯的塑性變形，試件表面出現環向應力，從而誘使試件處于拉伸加載狀態。因此，在試件的整個加載過程中，壓縮- 剪切區域和拉伸- 壓縮- 剪切區域共存于剪切破壞平面內，如圖10所示。

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

圖11為TC18鈦合金圓柱試樣在動態和靜態破壞時的斷面形貌。由圖11可以看出，韌窩如“魚鱗狀”或“拋物線型”[22]。準靜態時，韌窩的平均直徑約為7.5 μm；動態加載時，韌窩的平均直徑約為5.0 μm. 因此，準靜態加載時，斷面上韌窩的平均直徑大于動態加載時的韌窩尺寸，且斷面表面(韌窩壁上表面)至韌窩底部的距離(韌窩深度)比動態加載時要深。這是因為在動態加載條件下，TC18鈦合金的流動應力由于應變率強化效應而提升，從而降低了其塑性。總之，環境溫度為室溫時，TC18鈦合金在高應變率下也具有一定的塑性，且TC18鈦合金在動態壓縮加載條件下的破壞機理為剪切破壞。

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

3 結論

本文利用SHPB對TC18鈦合金的動態力學性能進行了研究，實驗得到了TC18鈦合金的真應力- 真應變曲線，并分別針對應變硬化和應變硬化效應對TC18鈦合金動態力學性能的影響進行了分析，結果表明：TC18鈦合金壓縮試樣破壞時斷口與加載方向(軸線)之間的夾角約為45°，壓縮- 剪切區域和拉伸- 壓縮- 剪切區域共存于剪切破壞平面內，其壓縮破壞形式為典型的剪切破壞，與應變和應變率相關；室溫條件下，TC18鈦合金具有明顯的應變率強化效應；微觀組織和斷面分析表明，ASB是裂紋形成和試樣發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

國家自然科學基金項目(11472054)；北京理工大學爆炸科學與技術國家重點實驗室開放課題項目(KFJJ16-02M)

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

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