徐雪峰， 王琳,2,3， 沙彥剛， 楊思琪， 劉安晉， Tayyeb Ali，張斌斌， 趙登輝

(1.北京理工大學 材料學院， 北京 100081; 2.北京理工大學 沖擊環(huán)境材料技術(shù)國家重點實驗室， 北京 100081;3.北京理工大學 爆炸科學與技術(shù)國家重點實驗室， 北京 100081;4.洛陽船舶材料研究所， 河南 洛陽 471023; 5.中國兵器工業(yè)標準化研究所， 北京 100089)

0 引言

由于鈦有著比強度高、耐高溫、低溫、耐腐蝕等優(yōu)良性能，廣泛應(yīng)用于航空航天、機械、冶金等領(lǐng)域[1-3]。TC4 ELI合金是在TC4鈦合金的基礎(chǔ)上，降低了間隙元素的含量，使合金裂紋擴展速率降低，斷裂韌度提高，因而得到較為廣泛應(yīng)用。相關(guān)研究表明，固溶溫度對TC4 ELI鈦合金的顯微組織有明顯的影響，從而影響材料的力學性能[4-7]。

絕熱剪切現(xiàn)象作為材料一種獨特的局部失穩(wěn)現(xiàn)象，與材料失效有著密切關(guān)系，因此具有重要的理論意義和應(yīng)用價值。近年來人們對于鈦合金在沖擊環(huán)境下絕熱剪切局域化現(xiàn)象進行了大量研究[8-14]，實驗方法多為利用霍普金森壓桿對特殊形狀試樣加載測量應(yīng)力塌陷的臨界條件，從而比較不同材料間絕熱剪切敏感性的差別[15-17]，同時鈦合金的絕熱剪切行為與顯微組織密切相關(guān)，Lee等[18]研究等軸組織和雙態(tài)組織對TC4 鈦合金的動態(tài)變形行為和彈道沖擊性能發(fā)現(xiàn)：雙態(tài)組織發(fā)生剪切失效時的應(yīng)變均高于等軸組織，而且等軸組織中更易發(fā)生絕熱剪切破壞。但分析精細結(jié)構(gòu)對TC4 ELI動態(tài)性能及絕熱剪切敏感性影響的報道相對較少。

本文利用分離式霍普金森壓桿(SHPB)裝置，對不同熱處理制度的TC4 ELI鈦合金的動態(tài)力學性能進行測試，并獲得材料的臨界斷裂應(yīng)變率。結(jié)合限位環(huán)精確控制變形技術(shù)在試樣的動態(tài)變形過程中獲得不同的應(yīng)變，通過顯微形態(tài)分析和宏觀力學響應(yīng)分析，研究鈦合金在動態(tài)壓縮過程中絕熱剪切帶的演化，為TC4 ELI鈦合金在高應(yīng)變率條件下服役提供實驗和理論依據(jù)。

1 實驗材料與方法

本文實驗所用原材料為寶雞鈦業(yè)有限公司提供的TC4 ELI鈦合金板材，該材料經(jīng)普通熱軋退火處理，化學成分見表1，其原始組織如圖1所示。確定合金的相轉(zhuǎn)變點是選擇合適的固溶時效熱處理工藝的先決條件和依據(jù)。經(jīng)差示掃描量熱儀測得TC4 ELI合金(α+β)/β轉(zhuǎn)變溫度為970 ℃. 選取在相變點上下的不同溫度對樣品進行固溶處理(如表2)，從而獲得不同片層厚度的片層組織。

表1 TC4 ELI鈦合金化學成分(質(zhì)量分數(shù))Tab.1 Chemical composition of TC4 ELI titanium alloy (mass fraction) %

圖1 TC4 ELI合金原始組織(放大200倍)Fig.1 Origin microstructure of TC4 ELI alloy (200×)

表2 熱處理工藝參數(shù)

Tab.2 Heat treatment parameters

材料編號熱處理制度HT1910℃/1h/ACHT2950℃/1h/ACHT31010℃/1h/AC

熱處理完成后，用電火花切割技術(shù)切取金相觀測試樣。試樣研磨拋光完成后，對試樣表面進行化學腐蝕，腐蝕劑為硝酸、氫氟酸及去離子水的混合液，比例10∶2∶88，腐蝕時間為8～12 s. 利用Axiovert-2000MAT型光學顯微鏡對熱處理金相樣品進行觀察并拍照。

根據(jù)國家標準GB/T 228.1—2010及GB/T 7314.1—2005，分別沿板厚切取準靜態(tài)拉伸和壓縮試樣，其中拉伸試樣標距為φ5 mm×25 mm，壓縮試樣尺寸為φ5 mm×8 mm．室溫準靜態(tài)拉伸和壓縮實驗均在Instron 5985型電子萬能材料實驗機上進行，實驗應(yīng)變率為10-3s-1.

動態(tài)壓縮實驗在北京理工大學進行，實驗裝置如圖2所示，壓桿直徑為14.5 mm，對于一般金屬材料，設(shè)備應(yīng)變率加載范圍為1 000～7 000 s-1，應(yīng)變率由氣室氣壓控制，試樣尺寸為φ4 mm×4 mm. 分析動態(tài)壓縮實驗中所獲得的應(yīng)力- 應(yīng)變曲線，且為更好地描述材料的動態(tài)壓縮性能，在材料的臨界斷裂應(yīng)變率時，引入了材料的動態(tài)流變應(yīng)力、動態(tài)塑性變形和沖擊吸收能等參量，從而進一步研究片層厚度對材料動態(tài)力學性能的影響，其求解方法如下。

平均流變應(yīng)力為合金的塑性變形階段流變應(yīng)力的平均值，均勻塑性應(yīng)變?yōu)樗苄宰冃谓K止點εe與塑性變形起始點εi應(yīng)變的差值，試樣失效前的沖擊吸收功E計算公式為

(1)

式中：σ為動態(tài)流變應(yīng)力；ε為塑性應(yīng)變。由(1)式可知，沖擊吸收功可以認為是σ與ε的積分，或應(yīng)力- 應(yīng)變曲線中均勻塑性變形曲線下方的面積。沖擊吸收功綜合考慮了合金強度和塑性兩方面因素，因此能夠更準確地反映合金的動態(tài)力學性能。

圖2 SHPB示意圖Fig.2 Schematic diagram of split Hopkinson pressure bar

在材料的臨界斷裂應(yīng)變率下，結(jié)合限位環(huán)控制試樣應(yīng)變對材料進行絕熱剪切敏感性研究，為確保限位環(huán)與壓桿良好接觸且為試樣沿徑向變形留有足夠空間，設(shè)計限位環(huán)外徑為14.5 mm，內(nèi)徑為8 mm，共有9種高度(3.0～3.8 mm，高度差為0.1 mm)，限位環(huán)的高度是根據(jù)實驗中試樣的變形量來確定。

動態(tài)壓縮實驗后的試樣進行回收，將其沿縱向拋開，經(jīng)過研磨、拋光以及腐蝕處理后利用光鏡對其絕熱剪切帶進行觀察，分析其絕熱剪切帶的萌生、擴展，直至試樣斷裂的整個過程；研究TC4 ELI合金在動態(tài)壓縮條件下，宏觀力學響應(yīng)行為和微觀組織演化特征之間的關(guān)系。

2 結(jié)果與討論

2.1 顯微組織

通過對TC4 ELI鈦合金經(jīng)過不同溫度的固溶處理，從而獲得3種不同片層厚度的片層組織，如圖3所示。

在3種固溶處理的鈦合金微觀組織中各選取100個點，經(jīng)過金相分析軟件Nano Measurer測量得3種組織的平均α片層厚度分別為3.1 μm、1.8 μm、1.0 μm．

由于在熱處理過程中，片層狀α組織的析出是一個形核和長大的過程，隨著固溶溫度的降低，材料的過冷度隨之減小，當晶核在晶界處形成并向β相內(nèi)生長時，較小的過冷度使得次生α相具有足夠的時間長大，因此隨著固溶溫度的降低，材料的次生α相的片層厚度增加。

2.2 準靜態(tài)力學性能

對3種不同片層厚度的TC4 ELI組織進行準靜態(tài)拉伸和準靜態(tài)壓縮實驗測試，實驗數(shù)據(jù)如表3所示。由表3可以看出，隨著固溶溫度的升高，材料的強度增加而塑性下降。

通過圖4可以更加清晰地觀察到，隨著α片層厚度的減小，材料強度升高和塑性下降的規(guī)律。由于α片層厚度減小時，材料的α/β相界增加，當材料發(fā)生塑性變形時，位錯滑移阻力增大，位錯更加容易塞積，因此，具有較小片層厚度的TC4 ELI鈦合金強度更高而塑性較低。

圖3 不同溫度熱處理后TC4 ELI鈦合金微觀形貌(放大200倍)Fig.3 Optical micrograph of TC4 ELI alloy after different heat treatment (200×)

表3 TC4 ELI合金的準靜態(tài)力學性能

Tab.3 Quasi-static mechanical properties of TC4 ELI alloy

材料編號屈服強度/MPa抗拉強度/MPa斷后伸長率/%斷面收縮率/%抗壓強度/MPaHT17628778.3181122HT27729127.5141127HT37859226.3121237

圖4 不同固溶溫度下TC4 ELI準靜態(tài)力學性能Fig.4 Quasi-static mechanical properties of TC4 ELI alloy at different solid solution temperatures

2.3 動態(tài)壓縮力學性能

利用霍普金森壓桿對3種不同片層厚度的TC4 ELI鈦合金進行動態(tài)壓縮性能測試。實驗應(yīng)變率范圍為1 000 s-1直至材料斷裂，如圖5所示。各材料均在應(yīng)變率為3 000 s-1時發(fā)生斷裂，計算材料斷裂應(yīng)變率下的屈服強度、平均流變應(yīng)力、臨界斷裂應(yīng)變以及沖擊吸收功，并列于表4．

表4 臨界斷裂應(yīng)變率下不同熱處理后TC4 ELI

合金的動態(tài)力學性能

Tab.4 Dynamic mechanical properties of TC4 ELI alloy after different heat treatments at critical fracture strain rate

材料編號流變應(yīng)力/MPa應(yīng)變/%沖擊吸收功/(MJ·m-3)HT1135126.7336HT2146723.0314HT3155819.9289

從圖5中可以看出，在同一應(yīng)變率下，材料的動態(tài)強度隨著片層厚度減小而升高，同時塑性降低。而在同一應(yīng)變率條件下隨著應(yīng)變的增加，3種材料的強度均無明顯變化，即在室溫動態(tài)壓縮過程中，材料沒有明顯的應(yīng)變硬化效應(yīng)。

圖5 同一應(yīng)變率和不同固溶溫度下TC4 ELI合金的真實應(yīng)力- 真實應(yīng)變曲線Fig.5 Dynamic true stress-strain curves of TC4 ELI alloy at different solid solution temperatures and the same strain rate

由表4可以看出：HT3材料的平均流變應(yīng)力為1 558 MPa，塑性應(yīng)變?yōu)?9.9%，較之HT2材料強度增加6%，塑性降低了13.5%；HT2材料的平均流變應(yīng)力為1 467 MPa，塑性應(yīng)變?yōu)?3.0%，較之HT1材料強度增加8.6%，塑性降低了13.9%。同時通過對比表3、表4發(fā)現(xiàn)，當材料加載應(yīng)變率從10-3s-1提高到3 000 s-1時，HT1材料、HT2材料和HT3材料的強度分別增加了20.4%、30.2%以及25.9%，即材料均表現(xiàn)出應(yīng)變率硬化效應(yīng)。

2.4 絕熱剪切敏感性

在動態(tài)加載條件下，材料的動態(tài)變形過程可分為彈性變形階段，宏觀塑性變形階段，絕熱剪切帶萌生、擴展和斷裂4個階段。在動態(tài)力學性能測試過程中，3種不同片層厚度的TC4 ELI鈦合金均在3 000 s-1應(yīng)變率時發(fā)生斷裂，在室溫動態(tài)壓縮實驗過程中，絕熱剪切帶的形成是在應(yīng)變率和應(yīng)變的耦合作用下產(chǎn)生的，為精確獲得絕熱剪切帶，因此在臨界斷裂應(yīng)變率下進行限位環(huán)實驗，在此條件下通過精準地控制應(yīng)變以獲得絕熱剪切帶的形成及擴展過程，從而研究片層厚度對于TC4 ELI材料絕熱剪切敏感性的影響。圖6為TC4 ELI合金不同溫度固溶處理后限位環(huán)動態(tài)壓縮真實應(yīng)力- 真實應(yīng)變曲線，未使用限位環(huán)時的真實應(yīng)力- 真實應(yīng)變曲線與各材料在圖5中應(yīng)變率為3 000 s-1的曲線相同，其他曲線代表不同限位環(huán)的高度，分別為3.0 mm、3.2 mm、3.4 mm、3.8 mm等。

圖6 不同溫度熱處理后TC4 ELI合金限位環(huán)動態(tài)壓縮真實應(yīng)力- 真實應(yīng)變曲線Fig.6 Dynamic stress-strain curves of TC4 ELI alloy with stop ring under dynamic compression after different heat treatment

由圖6可以看出，在加載應(yīng)變率為3 000 s-1條件下，3種不同固溶溫度處理的TC4 ELI合金在各限位高度的動態(tài)壓縮下，獲得真實應(yīng)力- 真實應(yīng)變曲線，其變化規(guī)律基本一致。隨著限位環(huán)高度的降低，曲線逐漸向未使用限位環(huán)壓縮的真實應(yīng)力- 真實應(yīng)變曲線重合，這反映了限位環(huán)壓縮的基本特征，因此對應(yīng)階段的微觀組織特征能夠反映動態(tài)壓縮條件下材料變形到該應(yīng)變下材料的組織變化特征。

圖7 不同限位環(huán)高度時HT1材料的微觀形貌(放大200倍)Fig.7 Microscopic morphology of HT1 material with different heights of stop ring (200×)

圖8 不同限位環(huán)高度時HT2材料的微觀形貌(放大200倍)Fig.8 Microscopic morphology of HT2 material with different heights of stop ring (200×)

圖7為HT1材料在臨界斷裂應(yīng)變率下，不同限位環(huán)高度時的微觀形貌圖。當塑性應(yīng)變較小時(限位環(huán)高度為3.4 mm)，可以看出材料中并未出現(xiàn)明顯的絕熱剪切帶；隨著塑性應(yīng)變的增加(限位環(huán)高度為3.1 mm)，材料沿45°方向，即剪切應(yīng)力的最大方向出現(xiàn)了絕熱剪切帶，在剪切帶周圍的晶粒發(fā)生嚴重的變形；當塑性應(yīng)變接近自由變形時的塑性應(yīng)變時(限位環(huán)高度為3.0 mm)，剪切帶寬度和長度均顯著增加，同時在這些剪切帶內(nèi)觀察到微裂紋萌生，微裂紋的擴展最終導致了材料的失效破壞。HT2和HT3材料的微觀組織隨限位環(huán)高度變化規(guī)律與HT1材料相似(如圖8、圖9所示)，而3種材料產(chǎn)生絕熱剪切帶的限位環(huán)高度不同，分別為3.1 mm、3.2 mm和3.3 mm，換算為真實應(yīng)變分別為0.255、0.223和0.192．同時對比圖7(c)、圖8(c)、圖9(c)發(fā)現(xiàn)，當塑性應(yīng)變接近自由變形的塑性應(yīng)變時，3種片層厚度的TC4 ELI鈦合金絕熱剪切帶寬度分別為3.1 μm、4.1 μm和14.7 μm，長度分別為128 μm、680 μm和1 144 μm．這主要是由于隨著片層厚度的減小，較小的α相結(jié)構(gòu)內(nèi)更加容易導致位錯的塞積且不利于材料的塑性變形，導致材料局部變形嚴重，從而導致更加嚴重的絕熱剪切行為發(fā)生。因此，隨著片層組織TC4 ELI合金片層厚度的減小，絕熱剪切帶的寬度和厚度顯著增加，剪切帶產(chǎn)生的臨界應(yīng)變減小，即隨著片層厚度的減小，材料的絕熱剪切敏感性增加。

圖9 不同限位環(huán)高度時HT3材料的微觀形貌(放大200倍)Fig.9 Microscopic morphology of HT3 material with different heights of stop ring (200×)

3 結(jié)論

本文對不同片層厚度的TC4 ELI鈦合金準靜態(tài)力學性能、動態(tài)壓縮性能及絕熱剪切敏感性進行研究，得到結(jié)論如下：

1) 隨著熱處理溫度提高，片層組織TC4 ELI鈦合金的厚度明顯減小，由大概3.1 μm減小至1.0 μm．

2) 3種片層厚度的TC4 ELI鈦合金在準靜態(tài)壓縮和動態(tài)壓縮實驗中均表現(xiàn)出隨著片層厚度減小，強度增加并且塑性減小的規(guī)律；同時3種材料均有明顯的應(yīng)變率硬化效應(yīng)。

3) 在限位環(huán)實驗中，不同片層厚度的TC4 ELI鈦合金均發(fā)生了絕熱剪切破壞，在同一實驗條件下，HT1材料、HT2材料和HT3材料的絕熱剪切帶臨界產(chǎn)生應(yīng)變分別為0.255、0.223和0.192；絕熱剪切帶寬度和長度隨片層厚度的減小而顯著增加，即隨著片層厚度減小，片層組織的TC4 ELI鈦合金絕熱剪切敏感性提高。