張煒琪,許澤建,孫中岳,仝 毅,黃風(fēng)雷

(北京理工大學(xué)爆炸科學(xué)與技術(shù)國家重點實驗室,北京 100081)

鈦合金因密度小、熔點高、抗腐蝕能力優(yōu)異及低溫變形性能好等優(yōu)點，被廣泛應(yīng)用于航空航天和國防等領(lǐng)域。Ti-6Al-4V在用于航空發(fā)動機、航天器和導(dǎo)彈藥型罩等結(jié)構(gòu)時，難免受到強沖擊載荷的作用，材料的應(yīng)變率可達到104s-1以上。在高應(yīng)變率加載條件下，Ti-6Al-4V極易發(fā)生絕熱剪切失效[1]。因此，對于它在動態(tài)載荷下的剪切性能及失效機理的研究，具有重要的科學(xué)意義與工程價值[2-4]。

目前，在材料動態(tài)剪切特性的實驗研究中，多采用分離式霍普金森壓桿技術(shù)(SHPB)[5]對不同類型的試樣進行加載[6-12]。劉新芹等[13]采用該技術(shù)對兩種組織的Ti-6Al-4V進行了圓柱試樣和帽形試樣的沖擊實驗，研究了材料在不同應(yīng)力狀態(tài)下的絕熱剪切敏感性差異，獲得了5×103s-1應(yīng)變率下的應(yīng)力曲線。Zhang等[14]利用SHPB裝置在3.9×103s-1應(yīng)變率下對Ti-6Al-4V合金進行動態(tài)加載，發(fā)現(xiàn)斷口交替分布兩種不同特征的典型區(qū)域即韌窩區(qū)及平滑區(qū)，認為材料的失效包括韌性及脆性兩種斷裂模式。蘇冠龍等[15]采用單、雙邊剪切試樣對Ti-6Al-4V的失效模式和絕熱剪切帶的形成及擴展情況進行了研究。Landau等[16]通過對剪切壓縮試樣的沖擊加載，研究了Ti-6Al-4V的微觀組織演化特性。Guo等[17]采用片式雙剪切試樣對Ti-6Al-4V的沖擊剪切行為進行了研究，發(fā)現(xiàn)材料的斷裂受剪切區(qū)絕熱溫升的影響。Longère等[18]采用SHPB實驗裝置對帽型試樣和剪切壓縮試樣進行了測試，獲得了Ti-6Al-4V在102～103s-1應(yīng)變率下的剪切力學(xué)響應(yīng)，并發(fā)現(xiàn)在高應(yīng)變率下材料較易發(fā)生失效，導(dǎo)致最大剪應(yīng)變值較小。

由以上研究可知，在使用SHPB技術(shù)進行測試時材料的應(yīng)變率一般在103s-1量級。近期，許澤建等[19-20]基于傳統(tǒng)SHPB技術(shù)提出了一種新型加載方法，可以在超過104s-1的應(yīng)變率條件下對材料的剪切行為進行研究。本文中，采用該技術(shù)對Ti-6Al-4V材料的動態(tài)剪切特性進行研究，獲得材料的剪應(yīng)力-剪應(yīng)變曲線及失效參數(shù)，并對Ti-6Al-4V在不同應(yīng)變率下的失效機理進行研究。

1 實驗方法

實驗材料為商用Ti-6Al-4V，主要成分分別為：w(Ti)=89.717%,w(Al)=5.900%,w(V)=4.080%,w(Fe)=0.090%,w(C)=0.020%,w(N)=0.020%,w(H)=0.003%,w(O)=0.180%。

圖1 試樣結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of sample

所采用的雙剪切試樣的幾何外形見圖1[19-20]，試樣具有兩個尺寸相同的剪切區(qū)，通過改變其寬度可以獲得不同的剪應(yīng)變率。本文中采用的試樣剪切區(qū)寬度為0.5 mm，SHPB壓桿直徑為19 mm，入射桿和透射桿的材料分別為18Ni鋼和7075鋁合金。采用圓形接頭配合Hopkinson壓桿以限制試樣的橫向位移，同時保證透射信號的準確性。此外，為避免桿內(nèi)的應(yīng)力波因反射造成對試樣的重復(fù)加載，還采用了單脈沖加載技術(shù)[21]。

根據(jù)一維應(yīng)力波理論，壓桿和試樣界面處的力和位移曲線可以由壓桿中的應(yīng)變信號得到，分別為[20]：

(1)

(2)

(3)

式中：t0是對試樣的加載時間，As和L分別是試樣剪切區(qū)的橫截面積和寬度。

2 實驗結(jié)果

圖2為剪應(yīng)變率為18 000 s-1的原始實

圖2 典型實驗波形圖Fig.2 Typical stress waves measured in Hopkinson bars

驗波形。由圖2可知，透射波波長較短(約40 μs)，在447 μs時發(fā)生突降；同時，在反射波中出現(xiàn)脈沖信號的起跳。這說明，試樣在受載40 μs后發(fā)生斷裂，導(dǎo)致此后的入射波信號在桿端完全發(fā)生反射，形成反射波。由后繼的入射桿信號可知，反射波在入射桿端部經(jīng)單脈沖系統(tǒng)[21]重新反射為拉伸波向試樣方向傳播，而且殘余壓縮波成分較小，說明實驗中的單脈沖效果較好，可以避免對試樣的重復(fù)加載。

圖3 Ti-6Al-4V在不同應(yīng)變率下 的剪應(yīng)力-剪應(yīng)變曲線Fig.3 Shear stress-shear strain curves of Ti-6Al-4V at different strain rates

在不同剪應(yīng)變率下得到的Ti-6Al-4V的部分剪應(yīng)力-剪應(yīng)變曲線，如圖3所示。隨著應(yīng)變率由11 000 s-1上升至35 000 s-1，材料的流動應(yīng)力水平逐漸升高，應(yīng)變率強化效應(yīng)較為明顯，但同時曲線流動段逐漸縮短，說明失效應(yīng)變逐漸減小。在35 000 s-1時，材料的流動應(yīng)力由峰值快速下降，此后只存在少量流動段。當(dāng)應(yīng)變率進一步升高時，材料的剪應(yīng)力峰值進一步提高，但應(yīng)力-應(yīng)變曲線只存在一個波峰而沒有流動段。這是由于高應(yīng)變率下，試樣在加載脈沖的上升階段便發(fā)生破壞，因而觀察不到流動應(yīng)力。圖4～5分別為材料在不同應(yīng)變率下的失效應(yīng)變及失效應(yīng)力。材料的失效應(yīng)力隨應(yīng)變率的提高而上升，存在明顯的應(yīng)變率強化效應(yīng)；而失效應(yīng)變隨應(yīng)變率的升高呈逐漸下降趨勢。Longère等[18]也發(fā)現(xiàn)該材料的失效應(yīng)變隨著應(yīng)變率的提高呈現(xiàn)下降趨勢，與本文結(jié)果一致。

圖4 Ti-6Al-4V在不同應(yīng)變率下的失效應(yīng)變Fig.4 Failure strains of Ti-6Al-4V at different shear strain rates

圖5 Ti-6Al-4V在不同應(yīng)變率下的失效應(yīng)力Fig.5 Failure stresses of Ti-6Al-4V at different shear strain rates

3 分析及討論

3.1 數(shù)值模擬

為了獲得試樣剪切區(qū)的應(yīng)力應(yīng)變場，本文中采用ABAQUS/Explicit有限元軟件對試樣的加載過程進行了數(shù)值模擬。采用三維實體建模，包括壓桿、試樣及圓形接頭。試樣端面與桿端均為“硬”接觸，不考慮摩擦效應(yīng)。將實驗中得到的入射波作為初始條件加載于入射桿端。試樣和壓桿分別采用C3D10MT溫度位移耦合單元和C3D8R單元。對試樣剪切區(qū)網(wǎng)格進行了加密處理，以便更好地模擬剪切區(qū)內(nèi)的應(yīng)力應(yīng)變變化。模型裝配圖如圖6所示。各部位的材料及參數(shù)見表1。

表1 數(shù)值模擬的主要材料參數(shù)Table 1 Material parameters in FE simulation

在數(shù)值模擬中，壓桿為彈性材料，試樣材料采用Johnson-Cook熱黏塑性本構(gòu)模型[22]，以準確模擬剪切區(qū)材料在變形過程的應(yīng)變率和溫度效應(yīng)。具體本構(gòu)關(guān)系如下：

(4)

T*=(T-Tr)/(Tm-Tr)

(5)

以剪應(yīng)變率為11 000 s-1的實驗數(shù)值模擬結(jié)果為例，將實驗和模擬得到的壓桿中的應(yīng)變脈沖進行比較，如圖7所示。由圖可知，試樣發(fā)生失效前，模擬結(jié)果與實驗所測得的反射和透射信號均吻合較好。由于在模擬中未考慮材料的失效，但是試樣在實驗過程中發(fā)生斷裂，因此模擬獲得的透射應(yīng)變脈沖時間長于實驗曲線。同時，由于試樣在大約40 μs時發(fā)生失效，因此在該時刻后入射脈沖全部反射回壓桿中，導(dǎo)致實驗所測得反射應(yīng)變結(jié)果高于模擬曲線。由以上分析可知，模擬與實驗得到的波形吻合較好，模擬結(jié)果可以較為準確地反映實驗情況。

圖6 模型裝配圖Fig.6 Model assembly drawing

圖7 入射、反射和透射應(yīng)變信號的實驗和模擬結(jié)果比較Fig.7 Comparison of incident, reflected and transmitted strain waves between experimental and simulated results

剪切區(qū)所有單元的各應(yīng)力、應(yīng)變分量的平均值隨時間變化曲線，如圖8所示。從圖8可以看出，從加載開始到試樣斷裂時的40 μs，試樣剪切區(qū)內(nèi)的τ13和γ13明顯大于其他成分，而τ12、τ22、τ23和γ12、γ22、γ23等均較小。因此，試樣剪切區(qū)近似處于平面剪切狀態(tài)，剪切成分占主導(dǎo)。

圖8 試樣剪切區(qū)的應(yīng)力、應(yīng)變分量Fig.8 Stress/strain components in whole shear zone

假設(shè)材料處于理想的純剪切狀態(tài)，根據(jù)von Mises假定將實驗得到的剪應(yīng)力轉(zhuǎn)化為等效應(yīng)力：

(6)

由于材料變形較大，所以采用下式將剪應(yīng)變轉(zhuǎn)化為等效應(yīng)變[19]：

(7)

圖9 應(yīng)力-應(yīng)變曲線的實驗與數(shù)值模擬結(jié)果對比Fig.9 Comparison of stress-strain curves between experimental and simulation results

將11 000 s-1應(yīng)變率下實驗獲得的剪應(yīng)力和剪應(yīng)變轉(zhuǎn)化為等效應(yīng)力、等效應(yīng)變，與模擬結(jié)果對比，如圖9所示。數(shù)值模擬得到的剪應(yīng)力-剪應(yīng)變曲線與實驗結(jié)果吻合較好，在試樣斷裂前兩者基本重合。另外，模擬輸出的等效應(yīng)力隨著等效應(yīng)變的升高呈下降趨勢，這是由于模擬中考慮了溫度對材料性能的影響，試樣在快速變形過程中剪切區(qū)內(nèi)存在較大溫升，導(dǎo)致了材料的熱軟化現(xiàn)象，因此剪切區(qū)內(nèi)材料的等效應(yīng)力水平逐漸降低。在試樣發(fā)生斷裂時的等效應(yīng)力為1 253 MPa，模擬結(jié)果誤差約為2.3%。在試樣斷裂前，模擬得到的剪切區(qū)平均等效應(yīng)力略高于實驗結(jié)果，這是由于式(6)忽略了剪應(yīng)力之外的其他應(yīng)力分量，導(dǎo)致實驗得到的等效應(yīng)力偏低。

3.2 失效分析

為研究材料在不同應(yīng)變率下的失效機理，分別采用光學(xué)顯微鏡和掃描電鏡(SEM)對不同加載條件下的試樣斷口進行了分析。

圖10 Ti-6Al-4V剪切斷口形貌Fig.10 Fractography of Ti-6Al-4V

圖11 Ti-6Al-4V剪切斷口形貌Fig.11 Fractography of Ti-6Al-4V

圖10～11分別是Ti-6Al-4V在不同應(yīng)變率(7 000、25 000和71 000 s-1)下的剪切斷口的不同倍率形貌圖。由圖10可知，在7 000和25 000 s-1應(yīng)變率下，試樣的斷口上均分布有大量顆粒狀區(qū)域及光亮區(qū)域。在較高應(yīng)變率(25 000 s-1)下，斷口的光亮區(qū)域增多，且顆粒狀區(qū)域較為集中。當(dāng)應(yīng)變率進一步提升至71 000s-1時，顆粒狀區(qū)域有所減少且表面更為粗糙，斷口沿水平方向存在較多高低不平的黑色條狀區(qū)域。針對不同應(yīng)變率下的斷口形貌進行高倍觀察(見圖11)，可見：應(yīng)變率為7 000和25 000 s-1時，顆粒狀區(qū)域和光亮區(qū)域分別為韌窩(見圖11(a)、(b)中F)和拉伸韌窩(見圖11(a)、(b)中E)；當(dāng)應(yīng)變率達到71 000 s-1時，斷口表面凹凸不平，存在不同高度的臺階區(qū)域(見圖11(c))，黑色條狀區(qū)域經(jīng)放大后發(fā)現(xiàn)為臺階邊緣；另外，高應(yīng)變率斷口中的光亮區(qū)域(見圖10(c))經(jīng)放大后較為光滑，表現(xiàn)為大量的河流花樣(見圖11(d)中G)。

由以上分析可知，Ti-6Al-4V的沖擊剪切斷口存在大量的韌窩及拉伸韌窩，而且隨著應(yīng)變率的升高拉伸韌窩的數(shù)量不斷增加。在較高應(yīng)變率下，斷口表面出現(xiàn)凹凸不平的臺階狀區(qū)域，同時出現(xiàn)大量較為光滑的河流花樣。以上現(xiàn)象說明在沖擊剪切作用下，Ti-6Al-4V的失效模式隨應(yīng)變率的升高而存在韌窩→拉伸韌窩→臺階及河流花樣的過渡。在較低應(yīng)變率下，Ti-6Al-4V在沖擊剪切過程中材料內(nèi)部微孔洞形核、長大并最終連接形成韌窩，韌窩在高速變形中形成拉伸韌窩。在更高的應(yīng)變率下，裂紋沿不同平面急劇擴展并連接形成臺階，同時拉伸韌窩在裂紋面的滑動下急劇變形形成河流花樣。

采用SEM對試樣斷口進行進一步分析可知，不同應(yīng)變率下的斷口內(nèi)均存在拋物線形韌窩區(qū)(見圖12中G)以及光滑的河流花樣(見圖12中H)。隨著應(yīng)變率的升高，斷口內(nèi)韌窩被拉伸的痕跡更加明顯，而且河流花樣面積逐漸增加。當(dāng)應(yīng)變率達到71 000 s-1時，存在較多的臺階狀痕跡(見圖12(c)中S)。這是由于，在高速沖擊作用下試樣剪切區(qū)的不同位置處均出現(xiàn)剪切滑移帶，隨著變形量的增加，在滑移帶內(nèi)形成裂紋[23]。處于相鄰平面裂紋前沿移動最終相遇，從而形成臺階。以上現(xiàn)象與金相顯微鏡的觀察結(jié)果相一致。

圖12 Ti-6Al-4V斷口的SEM形貌Fig.12 SEM microstructure of Ti-6Al-4V fracture surfaces

由以上分析可知，高速沖擊下材料斷口形貌主要為韌窩及韌窩演化形成的河流花樣，材料的失效模式主要表現(xiàn)為韌性斷裂。值得指出的是，Zhang等[14]發(fā)現(xiàn)，Ti-6Al-4V圓柱試樣在較低應(yīng)變率的沖擊壓縮下所形成的斷口中河流花樣表現(xiàn)出脆性斷裂特性，材料斷裂失效行為體現(xiàn)為韌性及脆性斷裂兩種模式。本研究與上述結(jié)論不同的原因可能有：(1)材料的受力狀態(tài)不同。由數(shù)值模擬可知，本研究所采用的剪切試樣剪切區(qū)內(nèi)呈平面剪切狀態(tài)，而圓柱試樣在受壓縮的過程中可能因端面摩擦等原因，而使得材料內(nèi)部呈現(xiàn)三維應(yīng)力狀態(tài)。(2)應(yīng)變率不同。本研究中剪切應(yīng)變率大都在104s-1以上，而上述研究的軸向壓縮應(yīng)變率為3 900 s-1。材料在不同的受力狀態(tài)及應(yīng)變率下均可能出現(xiàn)不同的失效模擬和規(guī)律，其具體區(qū)別尚待進一步深入研究。

綜上所述，沖擊剪切下隨應(yīng)變率的升高，Ti-6Al-4V材料表現(xiàn)出不同的失效機理及微觀組織演化行為。在高速剪切條件下斷口內(nèi)存在韌窩、拉伸韌窩及河流花樣。其中韌窩在沖擊剪切作用下演化為拉伸韌窩，拉伸韌窩在絕熱溫升及斷面錯動下可形成河流花樣。隨著應(yīng)變率的升高，Ti-6Al-4V的失效機理存在韌窩→拉伸韌窩→臺階及河流花樣的演化過程，材料的失效表現(xiàn)為韌性斷裂模式。

4 結(jié) 論

采用基于SHPB的新型加載技術(shù)，對Ti-6Al-4V材料在超過104s-1剪應(yīng)變率下的動態(tài)剪切特性進行了實驗研究。并結(jié)合數(shù)值模擬，對剪切區(qū)的受力狀態(tài)進行了分析。通過試樣斷口分析，研究了材料在不同應(yīng)變率下的失效機理及微觀組織演化行為。所得結(jié)論總結(jié)如下。

(1)獲得了材料在超過104s-1剪應(yīng)變率條件下的剪應(yīng)力-剪應(yīng)變曲線及失效參數(shù)。在該應(yīng)變率下，材料的流動應(yīng)力存在明顯的應(yīng)變率強化效應(yīng)。隨應(yīng)變率的增加，材料的失效應(yīng)力逐漸增大，而失效應(yīng)變逐漸減小。

(2)通過數(shù)值模擬可知，剪切區(qū)內(nèi)剪應(yīng)力、剪應(yīng)變成分占主導(dǎo)，材料基本處于平面剪切狀態(tài)，應(yīng)力應(yīng)變場分布較為均勻。數(shù)值模擬得到的剪應(yīng)力-剪應(yīng)變曲線與實驗結(jié)果吻合較好，可以準確反映材料在沖擊剪切作用下的力學(xué)特性。

(3)通過對試樣斷口進行觀察分析可知，隨著應(yīng)變率的升高Ti-6Al-4V的失效機理存在由韌窩、拉伸韌窩至臺階及河流花樣的演化過程，材料的失效模式主要表現(xiàn)為韌性斷裂。