摘要： 基于傳統(tǒng)的分離式霍普金森拉桿系統(tǒng)，設計了應變控制的沖擊疲勞壽命測試實驗，研究了沖擊疲勞加載下純鈦的微觀演化機制及沖擊疲勞對材料宏觀力學行為的影響。通過對不同沖擊疲勞試驗階段的試樣開展準靜態(tài)力學性能測試， 借助掃描電子顯微鏡 （scanning electron microscope， SEM） 和電子背散射衍射 （electron backscatter diffraction，EBSD） 技術表征試樣在不同階段的微觀組織以及沖擊疲勞失效后的斷口形貌，研究純鈦在沖擊疲勞失效過程中的循環(huán)硬化/軟化規(guī)律及其微觀演化機制。結果表明：通過改變子彈長度可以實現(xiàn)應變控制的沖擊疲勞壽命測試；Manson-Coffin 疲勞壽命模型可以較好地反映純鈦的沖擊疲勞壽命與應變幅值之間的關系；純鈦在沖擊疲勞失效過程中表現(xiàn)出循環(huán)硬化的現(xiàn)象，這主要是疲勞過程中孿生變形引起的細晶強化和塑性變形引起的應變硬化共同作用的結果，純鈦的沖擊疲勞損傷主要表現(xiàn)為變形能力的損失。

關鍵詞： 沖擊疲勞；純鈦；Manson-Coffin 模型；微觀組織

中圖分類號： O383 國標學科代碼： 13035 文獻標志碼： A

在航空航天、武器裝備和海洋工程等領域，一些結構件在服役期間會承受重復沖擊載荷的作用，如飛機的起落架、戰(zhàn)斗機著艦時航空母艦上的阻攔索、飛機上的攔阻鉤和機載航炮中的復進簧等[1-2]。結構/材料在這種重復沖擊作用下發(fā)生的失效通常稱為沖擊疲勞失效[3]。與常規(guī)疲勞相比，沖擊疲勞載荷具有作用時間短、加載速度快（應變率較高）且易受材料本身應變率效應影響等特點。因此，沖擊疲勞比常規(guī)疲勞更加復雜，目前對沖擊疲勞的研究并沒有系統(tǒng)的理論和規(guī)范的測試標準[4]。因此，開展沖擊疲勞研究對沖擊疲勞領域相關標準的制定、沖擊疲勞失效機理的研究和結構/材料的抗沖擊疲勞設計都具有重要意義。

沖擊疲勞問題自出現(xiàn)以來就吸引了眾多研究者的關注，而了解其在微觀尺度的損傷積累過程及其演化機制是了解沖擊疲勞失效影響機制的根本途徑。由于沖擊疲勞載荷自身的復雜性和當前實驗設備的局限性，以及影響材料沖擊疲勞性能的因素較多等問題，材料的沖擊疲勞失效研究進展十分緩慢。已有的研究成果大多以鋼鐵[5-9] 和硬質(zhì)合金[10-11] 為研究對象，對于以鈦合金為代表的輕金屬研究較少。與常規(guī)疲勞研究中用應變-壽命或應力-壽命曲線表征材料的疲勞行為不同，沖擊疲勞研究中則關注單次沖擊能量與沖擊疲勞壽命的關系。Stanton[12] 通過對珠光體碳素鋼沖擊疲勞性能的研究，首次繪制出了單次沖擊能量-壽命曲線。隨后Johnson[13-14] 在此基礎上提出了與能量相關的沖擊疲勞壽命預測的唯象模型。上述依據(jù)沖擊能量和沖擊疲勞壽命建立的壽命評估方法稱之為能量法。此外還有應力法和損傷力學法[15]，其中應力法關注的是材料在沖擊載荷下的應力應變狀態(tài)，根據(jù)峰值應力σmax 與沖擊疲勞壽命之間的關系進行建模。Sun 等[16] 基于損傷力學理論，引入損傷度這一宏觀概念來表征材料的力學性能在沖擊疲勞載荷作用下的退化。上述3 種模型都可以在一定程度上描述各個變量與沖擊疲勞壽命之間的關系，但是都忽略了材料的應變率效應。比如在能量模型中，不同的沖擊能量會引起應變率的改變，特別是對應變率比較敏感的材料，能量模型并不能真實反映材料的沖擊疲勞行為。因此，應該盡量避免材料本身的應變率效應帶來的影響，即在相同的應變率條件下研究材料的沖擊疲勞行為。

綜上所述，由于沖擊疲勞研究中存在的問題和目前已有研究成果的局限性，有必要對沖擊疲勞做進一步深入的研究。目前已有的關于金屬材料沖擊疲勞的研究大多集中在傳統(tǒng)的鋼鐵材料，對鈦及其合金為代表的輕金屬研究較少。特別是純鈦，由于其材料微觀結構為密排六方結構，在變形過程中極易發(fā)生孿生變形，其在沖擊疲勞加載下的失效過程和失效機理尚不明確。本文中以純鈦為研究對象，基于分離式霍普金森拉桿實驗系統(tǒng)（split Hopkinson tension bar），設計由應變控制的沖擊疲勞壽命測試實驗，根據(jù)測試結果，結合經(jīng)典的Manson-Coffin 模型分析純鈦的沖擊疲勞行為；并通過沖擊疲勞加載后剩余力學性能的測試及微觀組織表征，研究純鈦的沖擊疲勞失效行為及其微觀機理。

1 材料和實驗方法

1.1 材料

材料采用質(zhì)量分數(shù)為99.95%、直徑15 mm 的純鈦棒材。材料微觀組織結構的電子背散射衍射（electron backscatter diffraction， EBSD） 技術表征結果如圖1 所示。由圖1（a） 所示的反極圖 （inverse polefigure， IPF） 可以看出，純鈦的微觀結構表現(xiàn)為典型的等軸晶粒，平均晶粒尺寸為（78.8±39.3） μm。根據(jù)圖1（b） 的局部取向差圖 （kernal average misorientation， KAM） 可以看出，材料內(nèi)部幾乎沒有內(nèi)應力。此外，如圖1（c） 的極圖（pole figure， PF） 所示，材料存在比較明顯的基面織構，最大極密度是11.21，這意味著材料可能存在明顯的各向異性，因此所有試樣的加載方向都平行于擠出方向 （extrusion direction， ED）。為了明確材料初始的力學性能，分別對純鈦進行準靜態(tài)拉伸、動態(tài)拉伸和應變率跳躍實驗，可根據(jù)應變率跳躍實驗結果計算材料的應變率敏感系數(shù)。使用與準靜態(tài)拉伸相同的拉伸機，分別在不同的拉伸位移處改變拉伸速率即可使應變率發(fā)生跳躍。

1.2 應變控制的沖擊疲勞方法

基于SHTB 系統(tǒng)，應變控制的沖擊疲勞實驗如圖2 所示， 其中試樣與SHTB 系統(tǒng)之間的連接方式為螺紋連接。眾所周知，SHTB 實驗中應變幅值與加載的應變率和加載時間有關，由于本文中不考慮應變率效應，因此在測試沖擊疲勞壽命時應保證入射波峰值在同一水平，通過改變子彈長度來實現(xiàn)不同應變幅值下的沖擊疲勞加載，如圖3（a）～（b） 分別為不同長度子彈產(chǎn)生的入射波對應的應變信號曲線和不同子彈加載下的工程應變率-應變曲線。與常規(guī)的SHTB 系統(tǒng)不同的是，在透射桿末端加裝法蘭和吸波管，減弱透射波在桿端的反射對試樣的二次加載。如圖3 （c） 中綠色虛線框處所示，吸波管可以將透射波在透射桿端的反射波幅值降低約70%。分別用50、100、150、210、300 和400 mm 的子彈進行沖擊疲勞壽命測試，其中每次沖擊加載的峰值應變率維持約在1 000 s?1，每個子彈對應的應變幅值Δε/2 分別為0.017、0.023、0.026、0.035、0.051 和0.070。

1.3 沖擊疲勞后力學性能測試

為了深入研究純鈦的沖擊疲勞失效行為及機理，選擇100 mm 子彈進行沖擊疲勞中斷實驗，分別對沖擊5 次、10 次、20 次后的試樣進行準靜態(tài)力學性能測試。如圖2 所示，在沖擊疲勞后的試樣上用線切割加工小試樣進行沖擊疲勞后力學性能測試。所有準靜態(tài)拉伸測試都在Instron5848 標準拉伸試驗機上進行，拉伸應變率為5.0×10?4 s?1。

1.4 微觀組織表征

對沖擊疲勞壽命測試后的試樣進行回收，并用超聲波清洗斷口，借助SEM 對沖擊疲勞斷裂后的斷口進行表征。為了對不同沖擊次數(shù)后的微觀組織用EBSD 進行微觀表征，分別用800 目、1 000 目和2 000 目的砂紙進行打磨，隨后在體積比為1∶9 的高氯酸/酒精溶液中電解拋光40 s。

2 實驗結果與分析

2.1 純鈦的力學性能及應變率敏感性

準靜態(tài)拉伸、動態(tài)拉伸和應變率跳躍的真實應力-應變曲線如圖4 所示?？梢钥闯黾冣伇憩F(xiàn)出非常明顯的應變率強化效應，準靜態(tài)拉伸的屈服強度約為200 MPa，斷裂伸長率約為39%，動態(tài)拉伸的屈服強度升高到約600 MPa，同時斷裂伸長率降到約28%。根據(jù)Yang 等[17] 的研究成果，應變率敏感系數(shù)為：

式中：σ 為真實應力， ˙ε 為應變率，其中第1 次跳躍的應變率敏感系數(shù)m1=0.023 7， 第2 次跳躍的應變率敏感系數(shù)m2=0.024 0。純鈦的應變率敏感系數(shù)會隨著變形的增加產(chǎn)生微弱的上升。

2.2 沖擊疲勞壽命

當前關于沖擊疲勞壽命的分析方法主要有應力法、能量法和損傷力學法。應力法主要關注沖擊載荷下峰值應力與沖擊疲勞壽命之間的關系，但是沖擊疲勞載荷基本維持在同一應變率水平下，這意味著每個應變幅值對應的峰值應力基本在同一個水平，因此峰值應力法并不適用本研究。由于能量法在疲勞壽命模型分析中有誤差較大的短板。損傷力學法則是引入損傷度的宏觀概念表示材料強度隨沖擊疲勞加載的退化，但是在金屬材料的低周疲勞研究中，由于應變硬化現(xiàn)象的存在，材料強度并不一定會退化，損傷的主要表現(xiàn)形式是變形能力的損失。本文中沖擊疲勞過程中會引起塑性變形，屬于低周疲勞范疇，因此嘗試采用低周疲勞領域中經(jīng)典的Manson-Coffin 模型[18] 對純鈦的沖擊疲勞行為進行分析。

圖5 所示為沖擊疲勞斷裂后及沖擊疲勞不同次數(shù)后試樣的宏觀形貌。表1 為峰值應變率約在1 000 s?1時，不同應變幅值下純鈦的沖擊疲勞壽命測試結果。對于由應變控制的低周疲勞實驗，總應變幅值可由彈性應變幅值和塑性應變幅值之和來表示：

Δεt2 =Δεe2 +Δεp2（2）

式中：εt為總應變幅值，εe為彈性應變幅值，εp為塑性應變幅值。

塑性應變幅值可由Manson-Coffin 關系來表示：

式中：ε'f為疲勞延性系數(shù)， c 為疲勞延性指數(shù)，Nf 為沖擊疲勞壽命。雖然是由應變控制的沖擊疲勞壽命測試，但是在沖擊疲勞加載過程中控制入射波幅值穩(wěn)定，即試樣在初始狀態(tài)下進行沖擊疲勞加載時的峰值應力是恒定值，因此沖擊疲勞中產(chǎn)生的彈性應變幅是恒定值。根據(jù)測試數(shù)據(jù)可以看出，沖擊疲勞中產(chǎn)生的彈性應變幅相對總應變幅值較小，因此忽略彈性應變幅對沖擊疲勞壽命的影響。將式（3） 代入式（2），即可將總應變幅與沖擊疲勞壽命之間的關系簡化為：

上述參數(shù)可以根據(jù)實驗測得數(shù)據(jù)通過擬合得到，其中c=?0.572 6， =0.208 4。圖6 中黑色散點為實驗測試的沖擊疲勞壽命隨沖擊疲勞應變幅變化的結果，紅色實線為Manson-Coffin模型擬合的結果，可以看出該模型可以較好地反映純鈦的沖擊疲勞壽命與沖擊應變幅值之間關系。

2.3 沖擊疲勞后微觀組織與剩余力學性能

沖擊5 次、10 次和20 次后微觀組織的EBSD 表征結果如圖7 所示。從圖7（a）～（c） 可以看出，隨著沖擊次數(shù)的不斷增多，材料內(nèi)部的孿晶界在不斷增多，并且這些孿晶界起到了細化晶粒的作用。材料的平均晶粒尺寸從初始狀態(tài)的78.8 μm 經(jīng)過20 次沖擊后減小到25.3 μm。在金屬材料中由于Hall-Patch效應的存在，材料的強度和晶粒尺寸的關系為：

式中：σ 為受到細晶強化后材料的強度，σ0 為未受到細晶強化作用時材料的初始強度，d 為晶粒尺寸，k 為常數(shù)?？梢钥闯霾牧蠌姸群途Я３叽缰g是負相關。因此，沖擊疲勞過程中產(chǎn)生的大量孿晶界必然起到細晶強化的作用，這意味著沖擊疲勞后材料的強度會明顯的上升。除上述大量的孿生變形外，根據(jù)圖7（d）～（f） 所示的KAM 圖可以看出，重復加載使合金內(nèi)部累積了大量位錯。如圖7（d） 所示，沖擊疲勞初始階段的位錯大部分塞積在晶界周圍，隨著重復沖擊次數(shù)的增加，產(chǎn)生的孿晶界周圍也塞積了大量位錯，因此這些位錯的大量塞積會使材料的強度進一步得到強化。

純鈦在沖擊疲勞不同階段準靜態(tài)拉伸的工程應力-應變曲線如圖8 所示，其中屈服強度、抗拉強度和伸長率隨重復沖擊次數(shù)變化的細節(jié)展示在圖9 中。可以看出，準靜態(tài)拉伸的結果與前文中的分析一致，沖擊疲勞后材料的屈服強度和抗拉強度都大幅度增強，根據(jù)圖9 中屈服強度和抗拉強度的變化趨勢還可以看出，沖擊疲勞載荷也使材料的應變硬化能力不斷弱化。此外伸長率在沖擊疲勞早期就有了非常明顯的損失，在隨后沖擊疲勞過程中，伸長率以較慢的速度不斷降低，沖擊20 次后，伸長率從初始狀態(tài)約0.5 降低到約0.1。上述現(xiàn)象表明，純鈦在沖擊疲勞失效過程中表現(xiàn)出明顯的循環(huán)硬化特征，這主要是由變形孿生引起的細晶強化和塑性應變引起的應變硬化共同導致的結果。這種循環(huán)硬化與之前報道的鈦合金在低周疲勞失效中的結果[19-21] 一致。

2.4 斷口形貌

為了分析純鈦的沖擊疲勞斷裂機理，借助SEM 對沖擊疲勞斷裂后斷口形貌進行了表征。圖10（a）和（c） 和分別是沖擊23 次和沖擊4 次的沖擊疲勞斷裂斷口的整體形貌，其中圖10（b） 和（d） 分別是圖10（a）和（c） 中紅色虛線框區(qū)域的局部放大圖。根據(jù)圖10（a） 和（c） 中的整體斷口形貌可以看出，沖擊疲勞斷口非常粗糙，與常規(guī)的低周疲勞斷口特征不同，并沒有明顯的裂紋萌生、裂紋擴展和瞬斷區(qū)[18]。主要表現(xiàn)為圖10（b） 和（d） 所示的韌窩，這表明純鈦的沖擊疲勞斷裂屬于典型的韌性斷裂。此外如圖10（b） 和（d）中的箭頭所示，斷口中還有一些微孔洞。根據(jù)Abdul-Latif 的研究成果[22]，金屬的低周疲勞損傷分為2 種，一種是由滑移帶內(nèi)連續(xù)的不可逆滑移引起的微孔洞，另一種是由塑性應變和靜水壓力引起的延性損傷。結合此處純鈦的沖擊疲勞斷口的特征和2.3 節(jié)中沖擊疲勞后純鈦的力學性能退化可以確定，純鈦的沖擊疲勞損傷是延性損傷和微孔洞形核組合的損傷模式。

另外一個特征是韌窩尺寸隨著沖擊疲勞和載荷應變幅值的降低明顯變小，這表明較小的應變幅值下的沖擊疲勞加載使材料發(fā)生了更嚴重的塑性變形。對不同應變幅值下沖擊疲勞斷裂的斷面收縮率統(tǒng)計結果如圖11 所示。沖擊疲勞斷裂的斷面收縮率隨著應變幅值的降低不斷升高，這與上述較低應變幅值下沖擊疲勞斷口中的韌窩尺寸較小表現(xiàn)一致。斷面收縮率的變化還表明，較高的應變幅除了會引起更嚴重的延性損傷，還會削弱純鈦抵抗沖擊疲勞斷裂的能力，這會導致純鈦在較高應變幅值的沖擊疲勞過程中提前失效，從而降低了純鈦的沖擊疲勞壽命。

3 結 論

基于傳統(tǒng)的分離式Hopkinson 拉桿實驗系統(tǒng)，開展了純鈦的沖擊疲勞壽命測試和沖擊疲勞后純鈦的準靜態(tài)力學性能測試，結合沖擊疲勞斷裂斷口形貌和沖擊疲勞不同階段的微觀組織表征，分析了純鈦的沖擊疲勞失效行為及微觀機理，獲得如下結論。

（1） 基于傳統(tǒng)的分離式Hopkinson 拉桿，通過更換不同長度的子彈，可以實現(xiàn)在同一應變率水平下，由應變控制的沖擊疲勞壽命測試，并且可以忽略應變率效應對沖擊疲勞壽命的影響。

（2） 經(jīng)典的Manson-Coffin 模型可以較好地反映純鈦的沖擊疲勞壽命與沖擊疲勞應變幅之間的關系。

（3） 純鈦在沖擊疲勞過程中表現(xiàn)為循環(huán)硬化的現(xiàn)象，沖擊疲勞損傷在宏觀上主要表現(xiàn)為塑性變形能力的損失。其中孿生變形產(chǎn)生的孿晶界引起的晶粒細化和位錯強化共同導致了循環(huán)硬化行為；沖擊疲勞產(chǎn)生的延性損傷和微孔洞使純鈦的塑性變形能力迅速下降。

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（責任編輯 王易難）

基金項目： 國家自然科學基金（11802247）