劉樂， 許琦鵬， 侯成， 金宏， 沈鵬， 馬勇， 晉小超*

(1.河南航天精工制造有限公司， 河南省緊固連接技術重點實驗室， 信陽 464000；2.西安交通大學航天航空學院， 極端環(huán)境與防護技術聯(lián)合研究中心， 西安 710049)

鈦合金以其優(yōu)異的力學性能，成為近代工業(yè)高性能結(jié)構(gòu)件的首選材料之一，被廣泛應用于航空航天、醫(yī)療器械、化工、艦艇船只等領域[1-2]。近年來，航空工業(yè)領域中的航空發(fā)動機和飛機機體是鈦合金主要應用方向，為滿足其輕量化的需求，鈦合金占整體材料比重也不斷增高[3]。鈦合金根據(jù)β穩(wěn)定元素含量一般可分為種類型:α型、近α型、馬氏體α+β型、近亞穩(wěn)定β型、亞穩(wěn)定β型和穩(wěn)定β型[4]。TB9鈦合金(名義成分為Ti-3.6Al-8V-6Cr-4Mo-4Zr)屬于亞穩(wěn)定β型鈦合金中的一種，鉬當量約為19.6，在730 ℃可發(fā)生α→β相變，通過固溶時效處理后其強度可達1 200～1 400 MPa，斷裂韌性可達58～66 MPa·m0.5[5]。因為TB9鈦合金具有較高的比強度、較低的彈性模量、優(yōu)良的抗裂紋擴展能力及耐蝕性，其被廣泛地應用于航空緊固件、航空母艦彈射裝置[6-7]。

目前，國內(nèi)外研究機構(gòu)對TB9鈦合金的研究主要局限于其抗疲勞性能、熱變形行為、抗裂性能等方面。如Schmidt等[8]和Chaikh等[9]研究了雙重時效對TB9鈦合金疲勞性能的影響，結(jié)果表明，通過設置適當?shù)念A時效條件，可以獲得均勻致密的α相沉淀，改善該合金的抗疲勞性能。Somerday等[10]研究了具有不同微觀結(jié)構(gòu)的TB9鈦合金的環(huán)境輔助抗裂性，結(jié)果表明，具有單一β相的冷加工TB9鈦合金和具有β/α微觀結(jié)構(gòu)的短時效TB9鈦合金具有更強的抗開裂能力。Ukaszek-Soek等[11]研究了初始組織由α和β相組成的合金的熱變形行為，獲得了加工、微觀結(jié)構(gòu)變化和硬度圖。Xu等[12]研究了不同應變對TB9鈦合金熱變形行為的影響，結(jié)果表明，在950 ℃的溫度和1 s-1的應變率下，當應變達到1.2時，已形成異常粗晶。TB9鈦合金在其服役過程中常承受著不同應變率狀態(tài)的應力作用，而應變率對材料性能有著重要的影響。近年來，金屬材料在不同應變率工況下的力學性能研究得到重視，如張冬旭等[13]采用高溫拉伸試驗研究了GH3230合金在溫度1 144～1 273 K、應變率1×10-3～1×10-1s-1條件下的熱變形行為，結(jié)果表明該合金的流變應力隨著應變率的增加而升高。Chen等[14]研究了6026鋁合金在應變率范圍為0.001～10 s-1和溫度范圍為673～823 K條件下的流動應力行為，并且建立了考慮應變補償?shù)腁rrhenius本構(gòu)模型。Wu等[15]對6063鋁合金在應變率范圍為0.01～10 s-1和變形溫度范圍為573～723 K條件下進行了熱壓縮試驗，建立了考慮應變補償?shù)谋緲?gòu)方程模擬熱變形行為。毛萍莉等[16]采用霍普金森壓桿裝置研究AM60B鎂合金在高溫和高應變率下的力學性能，發(fā)現(xiàn)鎂合金的應變率強化效應隨著應變的增加顯著增加，隨變形溫度的增加而降低。董丹陽等[17]研究了應變率對DP780鋼激光焊接接頭動態(tài)變形行為的影響，研究表明，DP780鋼激光焊接接頭的變形行為對應變率敏感，動態(tài)載荷下，DP780鋼激光焊接接頭不同區(qū)域組織塑性變形行為應變率依存性存在差異，這是焊接接頭斷裂位置表現(xiàn)出明顯應變率效應的本質(zhì)原因。Lee等[18]利用霍普金森壓桿裝置對304 L不銹鋼焊接接頭進行了動態(tài)壓縮試驗，研究發(fā)現(xiàn)該材料的高應變率下的變形具有明顯的應變率效應。然而應變率對TB9鈦合金力學性能影響的相關研究被報道較少，目前，尚不清楚應變率對TB9鈦合金應變率力學性能及變形行為的影響規(guī)律。

針對以上問題，現(xiàn)采用三次真空自耗熔煉工藝制備了TB9鈦合金材料，并對其開展了室溫拉伸和壓縮試驗，研究了TB9鈦合金材料在應變率0.000 5～0.1 s-1范圍內(nèi)的力學性能變化及其變形行為。此外，本文還詳細討論了應變率對TB9鈦合金材料壓縮和拉伸屈服強度的影響，并依據(jù)試驗數(shù)據(jù)擬合出屈服強度及增強因子與對數(shù)應變率的關系，可用于預測TB9鈦合金在工程應用中的力學行為。

1 試驗

1.1 TB9鈦合金試件制備

采用Mo40V40Al20合金、海綿狀Cr單質(zhì)、海綿狀Zr單質(zhì)、豆狀Al單質(zhì)、AlV85合金以及海綿狀Ti單質(zhì)等原材料壓制電極，單支電極尺寸為Φ150 mm×350 mm，重27 kg，共24支電極。經(jīng)過三次真空自耗熔煉制備出直徑380 mm，重648 kg的TB9鈦合金鑄錠，鑄錠化學成分為Ti-3.6Al-8V-6Cr-4Mo-4Zr。鑄錠經(jīng)鍛造、熱軋制成熱軋棒材，熱軋棒材經(jīng)800 ℃、30 min、水淬固溶處理后經(jīng)扒皮、無心磨成光棒。依據(jù)相關試驗標準[19-20]，對光棒進行車削加工，制成18個壓縮試件和18個拉伸試件。壓縮試件為直徑6 mm，長度為10 mm的圓柱體，拉伸試件為“狗骨頭”狀，其中間平行段直徑為6 mm，長度為32 mm，如圖1所示。

圖1 TB9鈦合金試件幾何尺寸Fig.1 Dimensions of TB9 titanium alloy specimens

1.2 試驗方法

依據(jù)GB/T 7314—2017及GB/T 228.1—2010試驗標準，使用微機控制電子萬能試驗機(MTS，C45.105)對試件分別進行軸向壓縮和拉伸試驗。試驗應變率選為0.000 5、0.001、0.005、0.01、0.05、0.1 s-1，依據(jù)壓縮和拉伸試件的尺寸計算得到壓縮試驗中采用的壓縮速率為0.3、0.6、3、6、30、60 mm/min，拉伸試驗中采用的拉伸速率為1.05、2.1、10.5、21、105、210 mm/min。每種加載速率工況下分別進行3次重復試驗，共進行18次軸向壓縮試驗和18次軸向拉伸試驗，如圖2所示，在試件失效時終止試驗并記錄拉伸數(shù)據(jù)。試驗完成后，對典型拉伸試件經(jīng)過拉伸破壞后的斷口切割制樣，使用鎢燈絲掃描電鏡(ZEISS，EVO10)觀察顯微組織。

圖2 TB9鈦合金試件加載過程Fig.2 Loading process of TB9 titanium alloy specimens

從圖2中可以看出，試件在失效后發(fā)生了明顯的塑性變形，因此基于變形過程中體積恒定假設，采用真應力-應變公式代替工程應力-應變可以更準確地描述材料的力學行為，真應力、真應變公式為

σ=σm(1+εm)

(1)

ε=ln(1+εm)

(2)

式中：σm為工程應力；εm為工程應變。

(3)

式(3)中：C為常數(shù)；m為屈服強度應變率敏感系數(shù)。

對式(3)兩邊取自然對數(shù)得

(4)

2 試驗結(jié)果與討論

選取每組TB9鈦合金壓縮試件中具有代表性試件，觀察其宏觀破壞形貌，如圖3所示。由于端面效應，試件在壓縮過程中出現(xiàn)鐓粗現(xiàn)象，未出現(xiàn)明顯的裂紋，說明TB9鈦合金具有良好的塑性。處理壓縮試驗試驗數(shù)據(jù)，計算得到應變率分別為0.000 5、0.001、0.005、0.01、0.05、0.1 s-1的壓縮真應力-真應變曲線，選取每組3條曲線中重復性較好的1條曲線，如圖4所示。從圖4可以看出，在不同的應變率下，開始階段合金的真應力隨著真應變增加而線性急劇增大，在合金的真應力達到屈服極限之后，合金真應力增長趨勢放緩。這主要是因為TB9鈦合金在塑性變形時，晶粒發(fā)生滑移，出現(xiàn)位錯的纏結(jié)，使晶粒拉長、破碎和纖維化，金屬內(nèi)部產(chǎn)生了殘余應力，使得加工硬化效應較動態(tài)回復和再結(jié)晶等軟化效應更明顯[23]。此外，隨著應變率的升高，試件屈服極限升高，達到屈服極限對應的真應變也升高。

圖3 TB9鈦合金壓縮試件宏觀變形形貌Fig.3 Macro-morphology of TB9 titanium alloy specimens after compression tests

圖4 TB9鈦合金試件壓縮真應力-真應變曲線Fig.4 True stress-true strain curves of TB9 titanium alloy specimen for compression tests

圖5 TB9鈦合金拉伸試件宏觀破壞形貌Fig.5 Macro-morphology of TB9 titanium alloy specimens after tensile tests

選取每組TB9鈦合金拉伸試件中具有代表性試件，觀察其宏觀破壞形貌，如圖5所示，可以觀察到拉伸過程中試件出現(xiàn)“頸縮”現(xiàn)象，斷口不平整，表明TB9鈦合金塑性良好。

應變率為0.005 s-1的TB9鈦合金拉伸試件微觀破壞形貌如圖6(a)所示，從中可以看出斷口呈韌性斷裂杯錐狀形貌，由剪切唇和纖維區(qū)組成，放射區(qū)不明顯。此外，可以觀察到斷口表面存在大量的韌窩，韌窩中含有大量夾雜和微孔。應變率為0.000 5～0.1 s-1的TB9鈦合金拉伸試件微觀破壞形貌如圖6(b)所示，從中發(fā)現(xiàn)隨著應變率的增大，韌窩尺寸及深度均會變小，這是由于隨著瞬間局部能量增加，微孔洞增加，裂紋的萌生和擴展速度都隨著應變率的提高而有所增加，在很多韌窩處于萌生階段時材料就發(fā)生破壞。處理拉伸試驗試驗數(shù)據(jù)，計算得到應變率分別為0.000 5、0.001、0.005、0.01、0.05、0.1 s-1的拉伸真應力-真應變曲線，選取每組3條曲線中重復性較好的1條曲線，如圖7所示，可以看出拉伸真應力-真應變曲線呈現(xiàn)出明顯的彈塑性變形特征。曲線分為3個區(qū)域：①彈性區(qū)，真應力真應變之間具有線性關系，直至達到彈性極限；②硬化區(qū)，材料發(fā)生屈服后，隨真應變量的增加產(chǎn)生了加工硬化現(xiàn)象，硬化區(qū)在整個拉伸斷裂過程中占比較大；③頸縮斷裂區(qū)，真應力隨著真應變的增加迅速下降，局部產(chǎn)生頸縮變形，直到試件發(fā)生斷裂。從圖7中還可以看到，隨著應變率的升高，試件屈服極限升高，達到屈服極限對應的真應變也升高。

取0.2%殘余變形的真應力值為TB9鈦合金試件條件屈服強度，將每組3個試件的條件屈服強度求平均值及標準差，如表1所示，對比表中數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)，TB9鈦合金材料在較小應變率工況下，具有明顯的拉壓對稱性。此外，隨著應變率由0.000 5 s-1升高至0.1 s-1，TB9鈦合金材料平均壓縮屈服強度由955.96 MPa升高至1 090.94 MPa，升幅14.12%，平均拉伸屈服強度由971.01 MPa升高至1 096.31 MPa，升幅12.90%，標準差均小于15 MPa，表現(xiàn)出明顯的應變率敏感性。壓縮和拉伸工況下TB9鈦合金材料應變率和屈服強度之間的關系如圖8。從圖8可以看出，TB9鈦合金壓縮和拉伸對數(shù)屈服強度隨對數(shù)應變率增加呈線性增加趨勢，這主要是由于在較高應變率下合金變形時間較短，位錯密度增加較快，內(nèi)部畸變程度提高，合金因此具有更高的變形抗力[24]。線性擬合試驗數(shù)據(jù)點，可分別得到壓縮工況下和拉伸工況下線性擬合方程為

圖6 TB9鈦合金拉伸試件斷面微觀形貌Fig.6 Microstructures of the fracture surface of TB9 titanium alloy specimen after tensile tests

圖7 TB9鈦合金試件拉伸真應力-真應變曲線Fig.7 True stress-true strain curves of TB9 titanium alloy specimen after tensile tests

(5)

(6)

表1 TB9鈦合金試件應變率與平均屈服強度Table 1 Strain rate and average yield strength of TB9 titanium alloy specimens

圖8 TB9鈦合金試件屈服強度-應變率關系Fig.8 Relationship between yield strength and strain rate of TB9 titanium alloy specimens

與其他鈦合金的應變率敏感系數(shù)相比較[25]，本文中制備的TB9鈦合金在較低應變率工況下，均勻變形的能力更強, 成形性更好。

圖9 TB9鈦合金試件拉伸屈服強度增強因子-自然對 數(shù)應變率關系Fig.9 Relationship between yield strength enhancement factor and natural logarithmic strain rate of TB9 titanium alloy specimen

對屈服強度進行無量綱化處理，引入壓縮和拉伸屈服強度增強因子[26]其定義為

(7)

(8)

式中：σs-c0和σs-t0分別為TB9鈦合金材料在應變率為0.000 5 s-1時的壓縮屈服強度和拉伸屈服強度，σs-c和σs-t分別為該材料在其他相應應變率下的壓縮屈服強度和拉伸屈服強度。將表1、表2中平均屈服強度代入式(7)、式(8)中，分別得到壓縮和拉伸情況下屈服強度增強因子-自然對數(shù)應變率散點圖，如圖9所示。從圖9中可以發(fā)現(xiàn)屈服強度增強因子隨自然對數(shù)應變率增加呈現(xiàn)線性增加趨勢，采用線性函數(shù)擬合了TB9鈦合金材料室溫下屈服強度增強因子與應變率對數(shù)之間的關系，得到回歸方程為

(9)

(10)

由于在應變率0.000 5～0.1 s-1范圍內(nèi)，很少有關于鈦合金材料屈服強度增強因子和應變率之間關系的研究，式(9)和式(10)可方便地用于計算工程中TB9鈦合金材料的壓縮和拉伸屈服強度。

3 結(jié)論

采用三次真空自耗熔煉工藝制備TB9鈦合金材料，并開展了室溫拉伸和壓縮試驗，研究了TB9鈦合金材料在應變率0.000 5～0.1 s-1范圍內(nèi)的力學性能及其變形行為，詳細討論了應變率對材料壓縮和拉伸屈服強度的影響，得到如下結(jié)論。

(1)本文制備的TB9鈦合金壓縮屈服強度應變率敏感系數(shù)為0.022 73，拉伸屈服強度應變率敏感系數(shù)為0.021 10，在較低應變率工況下，具有良好的均勻變形能力和成形性。

(2)隨著應變率的增大，TB9鈦合金拉伸試件斷面韌窩尺寸及深度均會變小，這是由瞬間局部能量增加，裂紋萌生和擴展速度加快，韌窩在萌生階段時材料斷裂所致。

(3)應變率由0.000 5 s-1升高至0.1 s-1時，TB9鈦合金材料的平均壓縮屈服強度由955.96 MPa升高至1 090.94 MPa，平均拉伸屈服強度由971.01 MPa升高至1 096.31 MPa。本文建立的屈服強度增強因子和自然對數(shù)應變率之間的關系方程，可用于預測工程應用中TB9鈦合金的力學性能。