選區(qū)激光熔化Ti-6Al-4V合金在高應(yīng)變速率下力學性能的有限元模擬

李 穎,2，王少輝，張 婷,2，劉傳欣，伍海輝，柴象海

(1.中國航發(fā)商用航空發(fā)動機有限責任公司，上海商用飛機發(fā)動機工程技術(shù)研究中心，上海 200241；2.東華大學，高性能纖維及制品教育部重點實驗室，上海 201620)

0 引 言

Ti-6Al-4V合金是一種典型的α+β型鈦合金，含有質(zhì)量分數(shù)6%的α相穩(wěn)定元素鋁和質(zhì)量分數(shù)4%的β相穩(wěn)定元素釩，廣泛用于制造航空發(fā)動機中的風扇及壓氣機中的盤與葉片[1]。采用傳統(tǒng)的制造工藝，如粉末冶金、鍛造、鑄造等很難制備出形狀復(fù)雜和高性能的部件[2]。增材制造技術(shù)可以突破傳統(tǒng)工藝的制造極限,提升設(shè)計自由度,通過拓撲優(yōu)化實現(xiàn)減重,提高構(gòu)件的綜合使用性能，在航空航天領(lǐng)域的應(yīng)用前景極為廣闊。應(yīng)用最廣泛的兩種金屬增材制造技術(shù)分別為選區(qū)激光熔化(SLM)技術(shù)和激光熔化沉積(LMD)技術(shù)。LMD技術(shù)(也稱為激光立體成形技術(shù))可以實現(xiàn)大型復(fù)雜高性能構(gòu)件的高效率制造，且構(gòu)件的成形尺寸基本不受限制。SLM技術(shù)可以實現(xiàn)極復(fù)雜構(gòu)件的直接制造，構(gòu)件成形尺寸相對較小，但構(gòu)件尺寸精度和表面質(zhì)量較高[3-4]。目前，主要采用SLM技術(shù)制造Ti-6Al-4V合金葉片，研究內(nèi)容主要集中在該合金的靜態(tài)性能和疲勞性能方面，而對其高應(yīng)變速率下力學性能的研究較少。在民用航空發(fā)動機的研制中，發(fā)動機風扇葉片必須考慮其抗鳥撞和外物損傷能力，因此有必要對其高應(yīng)變速率下的性能進行研究[5]。動力學仿真分析是航空發(fā)動機安全設(shè)計中的重要環(huán)節(jié)，在仿真分析時，需要將高應(yīng)變速率下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線經(jīng)過處理轉(zhuǎn)換為仿真需要的材料模型參數(shù)，之后將參數(shù)在仿真模型中進行分析和驗證;經(jīng)過驗證的材料參數(shù)才能用于后續(xù)的鳥撞及包容仿真分析中，并且具有一定的適用性。為此，作者采用SLM技術(shù)制備Ti-6Al-4V合金并進行真空退火熱處理和熱等靜壓處理，分別采用靜力試驗機和分離式霍普金森壓桿系統(tǒng)對其進行力學性能試驗，并與該合金鍛件的性能進行對比；對材料模型進行標定，將得到的材料參數(shù)應(yīng)用于霍普金森壓縮試驗的有限元模擬中，并將模擬結(jié)果與試驗結(jié)果進行對比，以驗證材料參數(shù)的適用性。

1 試樣制備與試驗方法

試驗材料為采用真空感應(yīng)潔凈熔煉系統(tǒng)和惰性氣體霧化技術(shù)制備的Ti-6Al-4V合金粉，平均粒徑為30.920 μm。在EOS M280型3D打印機上應(yīng)用選區(qū)激光熔化技術(shù)制備Ti-6Al-4V合金，激光功率為280 W，掃描速度為1 200 mm·s-1，掃描層厚度為30 μm，打印出尺寸分別為φ10 mmX60 mm,φ22 mmX150 mm的圓棒試樣，打印方向均包括平行于基板和垂直于基板。將平行于基板方向打印的試樣記作橫向試樣，垂直于基板方向打印的試樣記作縱向試樣。其中，直徑10 mm的試樣用于加工準靜態(tài)拉伸和霍普金森壓縮試樣，直徑22 mm的試樣用于加工準靜態(tài)壓縮試樣。打印完成后，在VHQ-669GRIU型真空高壓氣體熱處理爐中進行真空退火熱處理，試樣先隨爐升溫至(530±10) ℃，保溫30 min，然后繼續(xù)升溫至(830±10) ℃，保溫4 h，隨后在氬氣氣氛中冷卻至80 ℃以下出爐，空冷至室溫。采用HIP-750型熱等靜壓設(shè)備進行熱等靜壓處理，加熱溫度為(930±10) ℃，保溫時間為(135±15) min，壓力為(120±10) MPa。選擇空心風扇葉片用鍛態(tài)Ti-6Al-4V合金的隨爐試樣與SLM成形Ti-6Al-4V合金進行性能比較，該葉片經(jīng)真空超塑成形和擴散連接工序制備而成，超塑成形溫度為850980 ℃，擴散連接溫度為8701 285 ℃。

在SLM成形合金上平行于打印方向截取金相試樣，經(jīng)打磨、拋光，用含質(zhì)量分數(shù)5%的氫氟酸和12%的硝酸水溶液腐蝕后，采用Zeiss Axio Observer A1m型光學顯微鏡觀察截面顯微組織。分別按照ASTM E8-16a和ASTM E9-09(2018)，在CMT5105型電子萬能試驗機上進行室溫準靜態(tài)拉伸和壓縮試驗，應(yīng)變速率為0.000 25 s-1。拉伸試樣為圓棒狀試樣，測試段直徑為6 mm，標距為30 mm；壓縮試樣為圓柱體，直徑為20 mm，長度為60 mm。按照GB/T 34108-2017，在SLM成形合金上沿圓棒軸向截取壓縮試樣，壓縮試樣的尺寸如圖1所示；采用如圖2所示的分離式霍普金森壓桿系統(tǒng)進行霍普金森壓縮試驗，應(yīng)變速率為500～3 000 s-1，試驗溫度為室溫。

圖1 霍普金森壓縮試樣的尺寸Fig.1 Size of Hopkinson compression specimen

2 試驗結(jié)果與討論

2.1 顯微組織

由圖3可以看出：經(jīng)真空退火熱處理后，SLM成形合金的組織由α相和β相組成，是由沉積態(tài)的馬氏體組織在830 ℃加熱保溫后逐漸分解形成的，由于觀察面平行于打印方向，因此可觀察到因溫度梯度而形成的柱狀晶；經(jīng)熱等靜壓處理后，組織仍為α相和β相，但經(jīng)930 ℃加熱保溫后，α相晶粒長大而形成了網(wǎng)籃組織形貌[6]。

圖3 經(jīng)真空退火和熱等靜壓處理后SLM成形合金的顯微組織Fig.3 Microstructures of SLM formed alloy after vacuum annealing heat treatment (a) and hot isostatic pressing treatment (b)

2.2 高應(yīng)變速率壓縮試驗數(shù)據(jù)的處理

采用一維假設(shè)條件下的一波法對霍普金森壓縮試驗數(shù)據(jù)進行處理，按照GB/T 34108-2017，材料的工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線中的壓縮應(yīng)變速率、壓縮應(yīng)變以及壓縮應(yīng)力的計算公式為

(1)

(2)

(3)

對于采用霍普金森壓縮試驗獲得的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，期望應(yīng)變速率為恒定的，尤其是對于應(yīng)變速率比較敏感的材料。由于霍普金森壓縮試驗具有一定的局限性，因此需要對試驗過程中應(yīng)變速率的變化進行分析。對試驗得到的應(yīng)力最大值進行歸一化處理，并將歸一化應(yīng)力-應(yīng)變曲線和應(yīng)變速率-應(yīng)變曲線繪制在一張圖上，如圖4所示。由圖4可知：應(yīng)變速率在試驗初期變化較大，過了屈服點后趨于恒定。

圖4 640 s-1應(yīng)變速率下由霍普金森壓縮試驗得到的縱向壓縮試樣歸一化真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線和應(yīng)變速率-真應(yīng)變曲線Fig.4 Normalized true stress-true strain curve and strain rate-true strain curve of longitudinal compression specimen obtained by Hopkinson compression test at strain rate of 640 s-1

圖5 霍普金森壓縮試驗過程中入射桿和透射桿端面的歸一化真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線Fig.5 Normalized true stress-true strain curves of ends of input and output bar during Hopkinson compression test

由圖5可以看出：在霍普金森壓縮試驗過程中，當應(yīng)變達到0.03后，入射桿端面與透射桿端面的應(yīng)力趨于一致，這與圖4中應(yīng)變速率趨于平衡時的真應(yīng)變一致。可知，真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線中屈服點附近的應(yīng)變速率雖然較高，但是此時試樣中的應(yīng)力未達到平衡狀態(tài)，因此以屈服點附近的應(yīng)變速率作為試驗的應(yīng)變速率不合適。綜上可知，試樣進入塑性硬化階段后，其應(yīng)變速率相對恒定，試驗過程中的應(yīng)變速率應(yīng)按照此時的應(yīng)變速率平均值進行確定，而屈服強度應(yīng)采用塑性硬化段直線和彈性段直線的交點進行確定。

2.3 高應(yīng)變速率下的力學性能

以應(yīng)變速率為640 s-1下的3個霍普金森縱向壓縮試樣為例，對其真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線進行分析。由圖6可以看出，在霍普金森壓縮試驗過程中，具有較小應(yīng)變速率的試樣的卸載應(yīng)變較小，同時不同試樣的應(yīng)力基本在一個范圍內(nèi)。因此，可將每條真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線的應(yīng)變速率、屈服強度取平均值作為該曲線的參數(shù)輸出。

圖6 640 s-1應(yīng)變速率下3個霍普金森縱向壓縮試樣的歸一化真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線和應(yīng)變速率-真應(yīng)變曲線Fig.6 Normalized true stress-true strain curves and strain rate-true strain curves of three Hopkinson longitudinal compression specimens at strain rate of 640 s-1

對壓縮試樣平均屈服強度最大值進行歸一化處理，結(jié)果見圖7。由圖7可以看出，不同應(yīng)變速率下橫向壓縮試樣的平均屈服強度比縱向壓縮試樣的高，因此應(yīng)將橫向和縱向的力學性能分別進行分析。

圖7 不同應(yīng)變速率下SLM成形合金橫向和縱向壓縮試樣的歸一化平均屈服強度Fig.7 Normalized average yield strength of SLM formed alloy transverse and longitudinal specimens at different strain rates

由表1可以看出：在準靜態(tài)條件下，SLM成形合金的屈服強度和斷后伸長率與鍛件的相差不大；在高應(yīng)變速率條件下，SLM成形合金的屈服強度略低于鍛件的，斷后伸長率明顯高于鍛件的。斷后伸長率的提高對于發(fā)動機的抗鳥撞和外物損傷能力是有益的。已有研究表明，在SLM成形過程中，工藝參數(shù)的不合理會導(dǎo)致熔池不穩(wěn)定，從而產(chǎn)生因熔池未均勻鋪展于前一層而產(chǎn)生的球化和孔隙缺陷。一般的退火工藝很難消除該類缺陷，而熱等靜壓處理消除該類缺陷的效果較顯著，因此在準靜態(tài)條件下，斷后伸長率和屈服強度提高，并達到與鍛件相當?shù)乃絒2, 7-8]。材料的應(yīng)變速率敏感性與其組織有關(guān)，可以推測：熱等靜壓處理后SLM成形合金仍然存在一些缺陷，在高應(yīng)變速率下變形時，塑性變形能力增強，強度提高程度不顯著；Ti-6Al-4V合金鍛件中缺陷較少，在高應(yīng)變速率下變形時，表現(xiàn)出了較強的應(yīng)變速率敏感性，強度提高程度較大，而塑性變化不明顯。

表1 準靜態(tài)和高應(yīng)變速率下SLM成形合金與鍛件的歸一化屈服強度和斷后伸長率

Table 1 Normalized average yield strength and elongation after fracture at quasi-static and high strain rates of SLM formed alloy and forging

條件歸一化屈服強度歸一化斷后伸長率SLM成形合金鍛件SLM成形合金鍛件準靜態(tài)0.630.620.570.68高應(yīng)變速率0.821.001.000.64

2.4 雙線性材料模型的標定及驗證

研究發(fā)現(xiàn)，在有關(guān)發(fā)動機冷端的鳥撞分析中，采用雙線性模型描述材料的動態(tài)力學性能，既具有足夠的仿真精度，又便于實際操作[9]，因此作者選用雙線性材料模型(LS-dyna中的Mat_019)對SLM成形Ti-6Al-4V合金的動態(tài)力學性能進行描述。該模型中定義了屈服強度與等效塑性應(yīng)變速率之間的函數(shù)關(guān)系，為

(4)

(5)

雙線性材料模型中的等效應(yīng)力-應(yīng)變曲線可用兩段直線來近似表示，屈服強度與應(yīng)變速率的函數(shù)關(guān)系可通過表格形式來定義，應(yīng)變速率為0.000 25，640，1 600，2 400，10 000 s-1。由于試驗研究的是同一溫度下的應(yīng)力-應(yīng)變特性，因此模型中不需考慮溫度的影響。根據(jù)縱向和橫向壓縮試樣性能的差異，選用準靜態(tài)和高應(yīng)變速率下較低的縱向壓縮性能參數(shù)平均值作為典型值。在應(yīng)力-應(yīng)變曲線屈服點附近應(yīng)變速率未達到恒定，此時試樣兩端的應(yīng)力還未趨于平衡，因此彈性模量參考靜態(tài)力學性能。研究表明，若采用多個試樣獲得的室溫高應(yīng)變速率下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線與準靜態(tài)條件下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線的硬化曲線基本平行，則硬化模量也推薦采用準靜態(tài)條件下的數(shù)值。

采用LS-dyna軟件建立霍普金森壓縮試驗的仿真模型。首先根據(jù)波導(dǎo)桿和試樣的幾何尺寸建立試驗系統(tǒng)的幾何模型，然后將波導(dǎo)桿的密度、強度、彈性模量和泊松比分別錄入模型中；之后根據(jù)霍普金森壓縮試驗結(jié)果，確定出入射桿的應(yīng)力-時間加載曲線，將該加載曲線簡化后輸入至入射桿的初始條件，并將處理得到的材料參數(shù)錄入到雙線性材料模型的Mat_019參數(shù)中。模型中波導(dǎo)桿和試樣均采用六面體實體網(wǎng)格，波導(dǎo)桿與試樣接觸部分的網(wǎng)格較細[10]，而其他部分網(wǎng)格較粗。分離式霍普金森桿壓桿系統(tǒng)的有限元模型如圖8所示，模擬過程中的相關(guān)力學參數(shù)參考文獻[1]。

圖8 分離式霍普金森壓桿系統(tǒng)的有限元模型Fig.8 Finite element model of split Hopkinson pressure bar system

圖9 由試驗和模擬得到的在2 400 s-1應(yīng)變速率下SLM成形合金的歸一化真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線Fig.9 Normalized true stress-true strain curves of SLM forming alloy at strain rate of 2 400 s-1 obtained by simulation and test

對SLM成形合金在2 400 s-1高應(yīng)變速率下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線進行模擬。分別從模型表面上對應(yīng)入射桿和透射桿粘貼應(yīng)變片的位置獲得單元應(yīng)變，同時采用與霍普金森壓縮試驗相同的數(shù)據(jù)處理方法，即用式(1)式(3)進行計算，得到2 400 s-1高應(yīng)變速率下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。由圖9可以看出，在2 400 s-1應(yīng)變速率下，由試驗和模擬得到的歸一化真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線相吻合，平均相對誤差為2.5%。因此，所建立的雙線性材料模型參數(shù)可用于后續(xù)的瞬態(tài)沖擊仿真分析。

3 結(jié) 論

(1) 經(jīng)真空退火和熱等靜壓處理后，SLM成形Ti-6Al-4V合金組織為α相和β相，呈網(wǎng)籃組織形貌；在準靜態(tài)條件下，SLM成形Ti-6Al-4V合金的強度和斷后伸長率均達到了鍛件的性能水平，并且高應(yīng)變速率下斷后伸長率得到明顯提高。

(2) 將用雙線性材料模型(LS-dyna軟件中的Mat_019)標定得到的材料參數(shù)應(yīng)用在霍普金森壓縮試驗的有限元模擬后，其模擬結(jié)果與試驗結(jié)果相吻合，平均相對誤差為2.5%，說明其材料參數(shù)可用于后續(xù)的瞬態(tài)沖擊仿真分析。