高柏森, 黃瑋, 王生楠, 張霜銀, 陳先民

(1.西北工業(yè)大學(xué) 航空學(xué)院, 陜西 西安 710072; 2.中國(guó)飛機(jī)強(qiáng)度研究所 科研管理部, 陜西 西安 710065)

增材制造(additive manufacturing,AM)是一種以粉末或絲狀材料為原材料,使用逐層堆疊方式,從數(shù)字模型直接構(gòu)造復(fù)雜實(shí)體的制造技術(shù)[1]。增材制造技術(shù)作為一種新型的先進(jìn)制造技術(shù),較傳統(tǒng)的成型工藝有著制造時(shí)間短、材料利用率高、所需設(shè)備少的優(yōu)點(diǎn)。按照成型原理,增材制造技術(shù)可分為激光增材制造(laser additive manufacturing,LAM),電子束增材制造(electron beam additive manufacturing,EBAM)和電弧增材制造(wire and arc additive manufacturing,WAAM)。而得益于近年來(lái)工藝設(shè)備等的成熟和進(jìn)步,LAM中的選區(qū)激光熔融(selective laser melting,SLM)技術(shù)制造的鈦合金(Ti-6Al-4V)構(gòu)件在航空、航天、生物醫(yī)療等領(lǐng)域得到了較為廣泛的應(yīng)用[2]。Ti-6Al-4V合金作為一種典型的α+β型鈦合金,其典型的組織由外延生長(zhǎng)的粗大β柱狀晶組成。由于增材制造成型過(guò)程中伴隨著復(fù)雜的物理化學(xué)變化和多個(gè)物理場(chǎng)的耦合作用,增材制造鈦合金構(gòu)件較鈦合金鍛造件有著更多的內(nèi)部初始缺陷,如激光參數(shù)、掃描方式、熔池厚度等均會(huì)影響如氣孔、融合不良、未熔融粉末等缺陷的形成[3]。而這些缺陷導(dǎo)致了增材制造鈦合金構(gòu)件的塑性顯著降低。實(shí)際使用中,多通過(guò)退火處理等方式使組織均勻化,去除殘余應(yīng)力,提高增材制造Ti-6Al-4V合金的延伸率。但是,增材制造鈦合金中的初始缺陷難以通過(guò)熱處理等手段完全消除,導(dǎo)致增材制造鈦合金構(gòu)件在復(fù)雜載荷下的力學(xué)行為與傳統(tǒng)工藝制備的鈦合金構(gòu)件有著一定的差異,難以進(jìn)行準(zhǔn)確預(yù)測(cè)[4]。Wang等[5]通過(guò)CT掃描、顯微鏡等方式觀(guān)察了增材制造鈦合金材料中的孔洞形貌及尺寸數(shù)量分布,Sames、Vilaro等[6-7]發(fā)現(xiàn),通過(guò)SLM得到的構(gòu)件中的孔隙率較傳統(tǒng)工藝有著明顯的增加,Gu等[8]的研究指出增材制造鋼材料的孔隙率在2%～4%之間,此外Biswal等[9]通過(guò)掃描電子顯微鏡(scanning electron microscope,SEM)和CT掃描等方式對(duì)WAAM得到的構(gòu)件進(jìn)行了研究,發(fā)現(xiàn)與傳統(tǒng)制造方法相比,材料的孔隙率有顯著提升。而這些初始缺陷對(duì)構(gòu)件服役期的安全性造成了嚴(yán)重影響,限制了增材制造材料在更多領(lǐng)域的進(jìn)一步應(yīng)用。

與傳統(tǒng)制造方式得到的鈦合金材料不同,增材制造鈦合金材料由于初始缺陷的存在在載荷作用下更容易發(fā)生斷裂失效,因此研究增材制造鈦合金在不同應(yīng)力狀態(tài)下的斷裂應(yīng)變將有助于研究其斷裂行為,為材料在實(shí)際工程中的應(yīng)用提供幫助[10]。在三維應(yīng)力空間中,一點(diǎn)的應(yīng)力狀態(tài)可以由應(yīng)力三軸度和洛德角參數(shù)來(lái)共同描述。在拉伸載荷作用下,應(yīng)力三軸度對(duì)材料的斷裂應(yīng)變起主導(dǎo)作用。得益于有限元仿真技術(shù)的廣泛應(yīng)用,一些學(xué)者使用試驗(yàn)與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法,利用含有缺口的平板或圓棒等試樣[11],研究了應(yīng)變與應(yīng)力三軸度間的關(guān)系。衣海嬌等[12]通過(guò)數(shù)值仿真與DIC試驗(yàn)方法結(jié)合,使用缺口圓棒試件研究了6061-T6鋁合金在不同應(yīng)力三軸度下的斷裂應(yīng)變,采用Johnson-Cook模型描述了6061-T6鋁合金的斷裂行為。對(duì)于鈦合金板材的室溫拉伸試驗(yàn),張霜銀等[13]使用掃描電鏡對(duì)增材制造材料的斷口及金相進(jìn)行了觀(guān)察,分析了斷裂發(fā)生的機(jī)理。

目前,國(guó)內(nèi)外學(xué)者主要對(duì)傳統(tǒng)加工方式的金屬材料在不同應(yīng)力狀態(tài)下的斷裂行為開(kāi)展了大量研究,而對(duì)增材制造鈦合金材料的斷裂失效研究還比較缺乏。隨著增材制造鈦合金在各領(lǐng)域內(nèi)的廣泛應(yīng)用,其韌性斷裂行為與應(yīng)力三軸度的關(guān)系亟待研究。本文通過(guò)光滑圓棒試件(smooth round bar,SRB)和缺口圓棒試件(notched round bar,NRB)的準(zhǔn)靜態(tài)單軸拉伸試驗(yàn),借助有限元方法得到斷裂時(shí)刻試件的應(yīng)力三軸度和斷裂應(yīng)變,討論了應(yīng)力三軸度對(duì)增材制造鈦合金斷裂應(yīng)變的影響規(guī)律;通過(guò)掃描電子顯微鏡觀(guān)察了斷口形貌,研究了試件的起裂位置和斷裂機(jī)理是否屬于孔洞聚合造成的韌性斷裂,并對(duì)斷裂的起始位置與應(yīng)力三軸度的關(guān)系進(jìn)行了討論。

1 增材制造鈦合金的拉伸斷裂試驗(yàn)

1.1 試件的制備

增材制造鈦合金試件由Ti-6Al-4V鈦合金粉末經(jīng)EP-M250 SLM 3D打印機(jī)制造得到,表1給出了Ti-6Al-4V粉末的組成成分。試件制備完成后,在800℃下靜置4 h,并在氬氣保護(hù)下冷卻至室溫以消除試件內(nèi)部的殘余應(yīng)力,然后經(jīng)機(jī)加工得到所需的試件構(gòu)型和尺寸并對(duì)試件表面進(jìn)行拋光處理。

表1 Ti-6Al-4V粉末成分 %

制備的試件分為2大類(lèi)。第一類(lèi)為光滑圓棒試件,通過(guò)單軸拉伸試驗(yàn)測(cè)量增材制造Ti-6Al-4V鈦合金的基本力學(xué)性能,得到材料的本構(gòu)關(guān)系用于有限元仿真。第二類(lèi)為不同缺口半徑的一系列缺口圓棒試件(共4組,缺口半徑分別為2.5,5,7.5,10 mm),試件長(zhǎng)度為160 mm,缺口處最小橫截面的直徑均為10 mm。不同的缺口圓棒試件通過(guò)單軸拉伸斷裂試驗(yàn)用于研究增材制造鈦合金在不同應(yīng)力三軸度下的斷裂行為。圖1和圖2分別為增材制造鈦合金光滑圓棒試件和缺口圓棒試件的尺寸,其中光滑圓棒試件制備了5件,缺口圓棒試件每組制備3件。

圖1 增材制造鈦合金的光滑圓棒試件幾何尺寸

圖2 增材制造鈦合金的缺口圓棒試件幾何尺寸

1.2 試驗(yàn)方法

增材制造鈦合金光滑圓棒和缺口圓棒試件的單軸拉伸試驗(yàn)在陜西省分析測(cè)試中心進(jìn)行,在室溫環(huán)境下使用Instron-8802液壓材料試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行試驗(yàn),為保證準(zhǔn)靜態(tài)加載,設(shè)定試驗(yàn)機(jī)的加載速率為1 mm/min。試驗(yàn)的位移-載荷曲線(xiàn)由試驗(yàn)機(jī)直接輸出,位移采用引伸計(jì)測(cè)量,量程均為5 mm。對(duì)于光滑圓棒試件,引伸計(jì)的標(biāo)距為50 mm;對(duì)于缺口圓棒試件,引伸計(jì)的標(biāo)距為25 mm。試件在外載荷作用下經(jīng)過(guò)彈性段后,撤下引伸計(jì)繼續(xù)加載直至試件發(fā)生斷裂。試驗(yàn)過(guò)程全程錄像,試驗(yàn)后測(cè)量試件的斷口直徑。

1.3 光滑圓棒試驗(yàn)結(jié)果

圖3顯示了全部光滑圓棒試件在單軸拉伸下的位移-載荷曲線(xiàn)。如圖3所示,5件光滑圓棒的位移載荷曲線(xiàn)較為接近,說(shuō)明本文的增材制造鈦合金材料力學(xué)性能具有較好的一致性。表2給出了本文測(cè)得的增材制造鈦合金的基本力學(xué)性能,彈性模量為119 GPa,屈服應(yīng)力為896 MPa,極限強(qiáng)度為1 102 MPa,密度為4 430 kg/m3,泊松比的取值來(lái)自于艾霄鵬的試驗(yàn)測(cè)定結(jié)果[14],設(shè)定為0.34,這些參數(shù)將用于后續(xù)的有限元仿真分析。

圖3 光滑圓棒試件的位移載荷曲線(xiàn)

表2 增材制造鈦合金的基本性能

1.4 缺口圓棒試驗(yàn)結(jié)果

全部的增材制造鈦合金缺口圓棒試件在單軸拉伸載荷下的位移-載荷曲線(xiàn)如圖4所示。在試件最小橫截面直徑均為10 mm的情況下,缺口半徑越小的試件其極限載荷越高,光滑圓棒試件的缺口半徑為無(wú)限大,因此其拉伸斷裂載荷最小。不同缺口試件的彈性段響應(yīng)大體相近,缺口半徑較小試件的塑性段更短,其斷裂延伸率更低。在拉伸斷裂試驗(yàn)結(jié)束后,記錄4組12件缺口圓棒試件在破壞時(shí)的位移和斷裂后的斷口直徑?；谟邢拊M,試驗(yàn)得到的斷裂位移可以用于確定試件在斷裂時(shí)的缺口處直徑,斷口直徑將用于計(jì)算材料在當(dāng)前應(yīng)力三軸度下的斷裂應(yīng)變。

圖4 不同缺口半徑的缺口圓棒試件位移載荷曲線(xiàn)

2 拉伸試驗(yàn)的數(shù)值模擬

2.1 有限元模型

缺口試件內(nèi)部的塑性變形與斷裂失效在單軸拉伸載荷下的破壞失效中起著關(guān)鍵的作用,因此需要對(duì)試件內(nèi)部的應(yīng)力場(chǎng)和應(yīng)變場(chǎng)進(jìn)行研究。通過(guò)引伸計(jì)或DIC方法均難以獲得試件內(nèi)部的應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)分布,需要對(duì)缺口圓棒的拉伸試驗(yàn)進(jìn)行有限元仿真,以得到準(zhǔn)確的內(nèi)部應(yīng)力三軸度和應(yīng)力應(yīng)變分布。

本文使用Abaqus有限元軟件對(duì)缺口圓棒試件的單軸拉伸進(jìn)行數(shù)值仿真,采用C3D8R三維八節(jié)點(diǎn)縮減積分單元對(duì)試件模型進(jìn)行劃分,并在應(yīng)力集中的缺口處進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化,缺口處單元尺寸為0.5 mm,對(duì)于試件其他部分,單元尺寸為2 mm。根據(jù)實(shí)際的加載情況,在數(shù)值仿真中采用一端固支,一端通過(guò)參考點(diǎn)耦合施加位移載荷的加載方式。數(shù)值模擬的本構(gòu)關(guān)系采用Mises屈服準(zhǔn)則、關(guān)聯(lián)流動(dòng)法則和各向同性硬化,使用試驗(yàn)測(cè)得的塑性應(yīng)變-真實(shí)應(yīng)力曲線(xiàn)進(jìn)行輸入。然而材料的塑性應(yīng)變-真實(shí)應(yīng)力響應(yīng)有一定的應(yīng)力狀態(tài)依賴(lài)性,需要使用迭代的方法對(duì)本構(gòu)關(guān)系進(jìn)行一定的修正,以消除這種應(yīng)力狀態(tài)依賴(lài)性。圖5給出了經(jīng)迭代修正后的塑性應(yīng)力-真實(shí)應(yīng)變曲線(xiàn)和試驗(yàn)值的對(duì)比圖。將迭代修正后的塑性應(yīng)力-真實(shí)應(yīng)變曲線(xiàn)輸入仿真,得到位移載荷曲線(xiàn)與試驗(yàn)的曲線(xiàn)相對(duì)比(如圖6所示),擬合效果較好,說(shuō)明迭代修正獲得的本構(gòu)關(guān)系較為合適。表3給出了通過(guò)試驗(yàn)和有限元方法測(cè)得的斷口直徑。其中,斷口直徑使用游標(biāo)卡尺多次測(cè)量后取平均值,游標(biāo)卡尺的精度為0.03 mm。多次測(cè)量的斷口直徑數(shù)值較為接近,說(shuō)明斷口仍保持為圓形。

圖5 迭代修正和試驗(yàn)獲得的塑性應(yīng)變-真實(shí)應(yīng)力曲線(xiàn)

圖6 不同缺口半徑的增材制造鈦合金缺口圓棒試件 在單軸拉伸載荷下的試驗(yàn)與數(shù)值仿真結(jié)果比較

表3 試驗(yàn)和數(shù)值仿真得到的斷口直徑

2.2 應(yīng)力三軸度和應(yīng)力應(yīng)變分布

Bridgman(1952)[15]經(jīng)推導(dǎo)得到,缺口圓棒的應(yīng)力三軸度最大值出現(xiàn)在最小截面的中心處,應(yīng)力三軸度的數(shù)值可由Bridgman公式(1)得到

(1)

式中：T為應(yīng)力三軸度；a0為最小截面半徑;R0為缺口半徑。

通過(guò)缺口圓棒試件在單軸拉伸載荷作用下的數(shù)值模擬可以發(fā)現(xiàn),應(yīng)力三軸度的最大值總是出現(xiàn)在試件缺口處圓截面的中心。在加載的初始階段,缺口試件中心處的應(yīng)力三軸度基本保持恒定。試件的缺口半徑越小,試件中心處的最大應(yīng)力三軸度越大。如表4所列,對(duì)于不同缺口半徑試件的應(yīng)力三軸度,在拉伸的初始階段,有限元仿真結(jié)果與Bridgman公式吻合較好。

表4 基于公式和數(shù)值模擬的最小截面中心處應(yīng)力三軸度

但是,隨著載荷的繼續(xù)增加,試件缺口附近將發(fā)生顯著的塑性變形,塑性應(yīng)變的累計(jì)對(duì)應(yīng)力三軸度的分布有明顯影響[16],缺口圓棒試件中心處的應(yīng)力三軸度也顯著逐漸提高,如圖7所示。因此,需要借助有限元數(shù)值仿真并與試驗(yàn)相結(jié)合,以獲得增材制造鈦合金缺口圓棒試件在斷裂時(shí)刻的應(yīng)力三軸度分布。圖8顯示了不同缺口半徑的圓棒試件在單軸拉伸載荷作用下,試件缺口附近的應(yīng)力三軸度分布。

圖7 缺口圓棒試件中心處的應(yīng)力三軸度隨加載位移的變化

圖8 不同缺口半徑的缺口圓棒試件的應(yīng)力三軸度分布圖

由公式(1)和有限元方法分別得到的不同缺口半徑試件的應(yīng)力三軸度如圖8和表4所示。斷裂時(shí)刻對(duì)應(yīng)的應(yīng)力三軸度相比公式(1)的結(jié)果有顯著增加,這是由缺口附近的塑性變形造成的。因此使用公式(1)得到的應(yīng)力三軸度結(jié)果有一定誤差,只在加載初期較為準(zhǔn)確,真實(shí)的斷裂時(shí)刻對(duì)應(yīng)的應(yīng)力三軸度需要通過(guò)有限元方法得到。

塑性應(yīng)變?cè)诔跏茧A段主要集中于缺口邊緣,隨著加載的進(jìn)行,塑性應(yīng)變集中的位置逐漸轉(zhuǎn)移至最小截面中心處。圖9為不同缺口半徑的缺口圓棒在加載過(guò)程中等效應(yīng)力分布。有限元結(jié)果發(fā)現(xiàn)對(duì)于較大缺口半徑的試件,斷裂時(shí)塑性應(yīng)變集中于最小截面中心處;對(duì)于缺口半徑較小的試件,斷裂時(shí)塑性應(yīng)變集中于缺口的邊緣處。等效應(yīng)力的分布與塑性應(yīng)變類(lèi)似。對(duì)于缺口較小的試件,斷裂時(shí)的應(yīng)力三軸度與應(yīng)力不再同時(shí)集中于最小截面中心處,由于應(yīng)力三軸度與應(yīng)力集中同時(shí)決定著裂紋的萌生擴(kuò)展,因此斷裂的發(fā)生將不再與缺口較大的試樣一樣,起始于最小截面中心處。

圖9 不同缺口半徑的缺口圓棒試件的等效應(yīng)力分布圖

2.3 斷裂應(yīng)變的確定

缺口圓棒在單軸拉伸載荷下的斷裂應(yīng)變可以由公式(2)確定

(2)

式中：εf為斷裂應(yīng)變;d0為最小截面的初始直徑;dt為斷裂后最小截面的直徑。

在實(shí)際試驗(yàn)中,斷裂時(shí)刻的斷口直徑難以準(zhǔn)確獲得,因此將試驗(yàn)和數(shù)值模擬相結(jié)合,分別采用3種方法確定缺口圓棒試件在準(zhǔn)靜態(tài)拉伸載荷下的斷裂應(yīng)變。①完全基于拉伸斷裂試驗(yàn)得到試件的斷口直徑,然后通過(guò)公式(2)計(jì)算得到;②基于試驗(yàn)和有限元模擬相結(jié)合,當(dāng)數(shù)值模擬中加載位移等于拉伸試驗(yàn)斷裂時(shí)刻的位移,獲得斷裂時(shí)數(shù)值模擬中試件的斷口直徑,然后再通過(guò)公式(2)計(jì)算得到;③完全基于有限元模擬得到缺口圓棒試件在拉伸載荷作用下達(dá)到斷裂位移時(shí)的最大等效應(yīng)變。

以上3種方式獲得的不同缺口半徑試件的斷裂應(yīng)變值分別列于表5中。可見(jiàn)隨著缺口半徑的降低,應(yīng)力三軸度不斷增加,對(duì)應(yīng)的斷裂應(yīng)變值不斷降低。試驗(yàn)值與有限元值在缺口較大時(shí)差異較小,在缺口較小時(shí)差距較大。

表5 不同方法得到的斷裂應(yīng)變值

3 斷口形貌分析

將試驗(yàn)后的缺口圓棒試件在保護(hù)好斷口的前提下進(jìn)行線(xiàn)切割,對(duì)斷口部分使用TESCAN VEGA 3掃描電子顯微鏡進(jìn)行觀(guān)察。圖10給出了掃描電鏡下斷口形貌的照片,其中中間為斷口的宏觀(guān)形貌,左側(cè)為斷裂起始區(qū)域的局部放大圖片,右側(cè)為剪切唇的局部放大圖片,放大位置在中間宏觀(guān)形貌圖中用紅色圓圈進(jìn)行了標(biāo)注。

圖10 掃描電鏡下缺口圓棒試件的拉伸斷口形貌

通過(guò)對(duì)整個(gè)斷面的觀(guān)察可以發(fā)現(xiàn),所有試件的斷口均為缺口部分橫截面積最小處,斷口整體呈杯錐狀,有著明顯的纖維區(qū)、放射區(qū)和剪切唇。從宏觀(guān)上看,斷裂起始的纖維區(qū)較為粗糙,邊緣的剪切唇較為光滑。觀(guān)察斷裂起始的區(qū)域,可以發(fā)現(xiàn)大量韌窩和擴(kuò)張后的孔洞,這些孔洞包括氣孔、融合不良等。這說(shuō)明斷裂起始于微孔洞的擴(kuò)張、聚合,最終形成裂紋導(dǎo)致斷裂。在試件的剪切唇處有著少量的孔洞,表面主要被剪切帶所覆蓋,有著典型的波浪狀花樣,說(shuō)明這一位置是斷裂的快速擴(kuò)展區(qū)。這些特征說(shuō)明全部的缺口圓棒試件都屬于韌性斷裂。

對(duì)于缺口半徑較小的試樣(R=2.5 mm),斷裂起始于應(yīng)力集中的邊緣處,而非應(yīng)力三軸度較高的最小截面中心處。裂紋從邊緣處萌生,并逐漸擴(kuò)展,直至發(fā)生斷裂失效。對(duì)于其他缺口半徑較大的試件(R=5 mm,7.5 mm,10 mm),斷裂起始于截面中心處,裂紋由中心處沿徑向向四周擴(kuò)展,最終在邊緣處形成剪切唇。

4 結(jié) 論

本文通過(guò)對(duì)光滑圓棒和缺口圓棒試件的準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)與有限元仿真相結(jié)合,得出了應(yīng)力三軸度對(duì)增材制造鈦合金斷裂行為的影響規(guī)律。通過(guò)掃描電鏡對(duì)試件拉伸斷口形貌進(jìn)行了觀(guān)察,分析了斷裂的機(jī)理。研究發(fā)現(xiàn),本文使用的增材制造鈦合金構(gòu)件力學(xué)性能較為穩(wěn)定,斷裂形式均為韌性斷裂,斷口上發(fā)現(xiàn)了如氣孔、融合不良等多種激光增材制造初始缺陷。借助有限元方法,確定了缺口圓棒試件的斷裂時(shí)的應(yīng)力三軸度和斷裂應(yīng)變,其中缺口半徑越小的試件中心處的應(yīng)力三軸度越高。在中高應(yīng)力三軸度范圍內(nèi),增材制造鈦合金材料的斷裂應(yīng)變隨應(yīng)力三軸度的升高而降低;對(duì)于缺口半徑較大的試件,斷裂行為均由應(yīng)力三軸度主導(dǎo)的,斷裂也都是從應(yīng)力三軸度最高的最小截面中心處開(kāi)始;對(duì)于缺口半徑較小的試件,應(yīng)力集中在缺口邊緣處,此時(shí)應(yīng)力集中主導(dǎo)試件斷裂的發(fā)生,斷裂將從試件邊緣而非試件中心開(kāi)始。因此,通過(guò)不同缺口半徑圓棒試件研究不同應(yīng)力三軸度對(duì)材料斷裂應(yīng)變的影響時(shí),試件的缺口半徑不能一直減小,應(yīng)該確保缺口圓棒試件在單軸拉伸載荷下的斷裂行為是由應(yīng)力三軸度主導(dǎo)的,而且初始破壞位置也是在試件的應(yīng)力三軸度最大處。