高柏森, 黃瑋, 王生楠, 張霜銀, 陳先民

(1.西北工業(yè)大學 航空學院, 陜西 西安 710072; 2.中國飛機強度研究所 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,從數字模型直接構造復雜實體的制造技術[1]。增材制造技術作為一種新型的先進制造技術,較傳統(tǒng)的成型工藝有著制造時間短、材料利用率高、所需設備少的優(yōu)點。按照成型原理,增材制造技術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)。而得益于近年來工藝設備等的成熟和進步,LAM中的選區(qū)激光熔融(selective laser melting,SLM)技術制造的鈦合金(Ti-6Al-4V)構件在航空、航天、生物醫(yī)療等領域得到了較為廣泛的應用[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的粗大β柱狀晶組成。由于增材制造成型過程中伴隨著復雜的物理化學變化和多個物理場的耦合作用,增材制造鈦合金構件較鈦合金鍛造件有著更多的內部初始缺陷,如激光參數、掃描方式、熔池厚度等均會影響如氣孔、融合不良、未熔融粉末等缺陷的形成[3]。而這些缺陷導致了增材制造鈦合金構件的塑性顯著降低。實際使用中,多通過退火處理等方式使組織均勻化,去除殘余應力,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熱處理等手段完全消除,導致增材制造鈦合金構件在復雜載荷下的力學行為與傳統(tǒng)工藝制備的鈦合金構件有著一定的差異,難以進行準確預測[4]。Wang等[5]通過CT掃描、顯微鏡等方式觀察了增材制造鈦合金材料中的孔洞形貌及尺寸數量分布,Sames、Vilaro等[6-7]發(fā)現,通過SLM得到的構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]通過掃描電子顯微鏡(scanning electron microscope,SEM)和CT掃描等方式對WAAM得到的構件進行了研究,發(fā)現與傳統(tǒng)制造方法相比,材料的孔隙率有顯著提升。而這些初始缺陷對構件服役期的安全性造成了嚴重影響,限制了增材制造材料在更多領域的進一步應用。

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力狀態(tài)下的斷裂應變將有助于研究其斷裂行為,為材料在實際工程中的應用提供幫助[10]。在三維應力空間中,一點的應力狀態(tài)可以由應力三軸度和洛德角參數來共同描述。在拉伸載荷作用下,應力三軸度對材料的斷裂應變起主導作用。得益于有限元仿真技術的廣泛應用,一些學者使用試驗與數值模擬相結合的方法,利用含有缺口的平板或圓棒等試樣[11],研究了應變與應力三軸度間的關系。衣海嬌等[12]通過數值仿真與DIC試驗方法結合,使用缺口圓棒試件研究了6061-T6鋁合金在不同應力三軸度下的斷裂應變,采用Johnson-Cook模型描述了6061-T6鋁合金的斷裂行為。對于鈦合金板材的室溫拉伸試驗,張霜銀等[13]使用掃描電鏡對增材制造材料的斷口及金相進行了觀察,分析了斷裂發(fā)生的機理。

目前,國內外學者主要對傳統(tǒng)加工方式的金屬材料在不同應力狀態(tài)下的斷裂行為開展了大量研究,而對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域內的廣泛應用,其韌性斷裂行為與應力三軸度的關系亟待研究。本文通過光滑圓棒試件(smooth round bar,SRB)和缺口圓棒試件(notched round bar,NRB)的準靜態(tài)單軸拉伸試驗,借助有限元方法得到斷裂時刻試件的應力三軸度和斷裂應變,討論了應力三軸度對增材制造鈦合金斷裂應變的影響規(guī)律;通過掃描電子顯微鏡觀察了斷口形貌,研究了試件的起裂位置和斷裂機理是否屬于孔洞聚合造成的韌性斷裂,并對斷裂的起始位置與應力三軸度的關系進行了討論。

1 增材制造鈦合金的拉伸斷裂試驗

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EP-M250 SLM 3D打印機制造得到,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,并在氬氣保護下冷卻至室溫以消除試件內部的殘余應力,然后經機加工得到所需的試件構型和尺寸并對試件表面進行拋光處理。

表1 Ti-6Al-4V粉末成分 %

制備的試件分為2大類。第一類為光滑圓棒試件,通過單軸拉伸試驗測量增材制造Ti-6Al-4V鈦合金的基本力學性能,得到材料的本構關系用于有限元仿真。第二類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單軸拉伸斷裂試驗用于研究增材制造鈦合金在不同應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在陜西省分析測試中心進行,在室溫環(huán)境下使用Instron-8802液壓材料試驗機進行試驗,為保證準靜態(tài)加載,設定試驗機的加載速率為1 mm/min。試驗的位移-載荷曲線由試驗機直接輸出,位移采用引伸計測量,量程均為5 mm。對于光滑圓棒試件,引伸計的標距為50 mm;對于缺口圓棒試件,引伸計的標距為25 mm。試件在外載荷作用下經過彈性段后,撤下引伸計繼續(xù)加載直至試件發(fā)生斷裂。試驗過程全程錄像,試驗后測量試件的斷口直徑。

1.3 光滑圓棒試驗結果

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。如圖3所示,5件光滑圓棒的位移載荷曲線較為接近,說明本文的增材制造鈦合金材料力學性能具有較好的一致性。表2給出了本文測得的增材制造鈦合金的基本力學性能,彈性模量為119 GPa,屈服應力為896 MPa,極限強度為1 102 MPa,密度為4 430 kg/m3,泊松比的取值來自于艾霄鵬的試驗測定結果[14],設定為0.34,這些參數將用于后續(xù)的有限元仿真分析。

圖3 光滑圓棒試件的位移載荷曲線

表2 增材制造鈦合金的基本性能

1.4 缺口圓棒試驗結果

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。在拉伸斷裂試驗結束后,記錄4組12件缺口圓棒試件在破壞時的位移和斷裂后的斷口直徑?；谟邢拊M,試驗得到的斷裂位移可以用于確定試件在斷裂時的缺口處直徑,斷口直徑將用于計算材料在當前應力三軸度下的斷裂應變。

圖4 不同缺口半徑的缺口圓棒試件位移載荷曲線

2 拉伸試驗的數值模擬

2.1 有限元模型

缺口試件內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鍵的作用,因此需要對試件內部的應力場和應變場進行研究。通過引伸計或DIC方法均難以獲得試件內部的應力應變場分布,需要對缺口圓棒的拉伸試驗進行有限元仿真,以得到準確的內部應力三軸度和應力應變分布。

本文使用Abaqus有限元軟件對缺口圓棒試件的單軸拉伸進行數值仿真,采用C3D8R三維八節(jié)點縮減積分單元對試件模型進行劃分,并在應力集中的缺口處進行網格細化,缺口處單元尺寸為0.5 mm,對于試件其他部分,單元尺寸為2 mm。根據實際的加載情況,在數值仿真中采用一端固支,一端通過參考點耦合施加位移載荷的加載方式。數值模擬的本構關系采用Mises屈服準則、關聯(lián)流動法則和各向同性硬化,使用試驗測得的塑性應變-真實應力曲線進行輸入。然而材料的塑性應變-真實應力響應有一定的應力狀態(tài)依賴性,需要使用迭代的方法對本構關系進行一定的修正,以消除這種應力狀態(tài)依賴性。圖5給出了經迭代修正后的塑性應力-真實應變曲線和試驗值的對比圖。將迭代修正后的塑性應力-真實應變曲線輸入仿真,得到位移載荷曲線與試驗的曲線相對比(如圖6所示),擬合效果較好,說明迭代修正獲得的本構關系較為合適。表3給出了通過試驗和有限元方法測得的斷口直徑。其中,斷口直徑使用游標卡尺多次測量后取平均值,游標卡尺的精度為0.03 mm。多次測量的斷口直徑數值較為接近,說明斷口仍保持為圓形。

圖5 迭代修正和試驗獲得的塑性應變-真實應力曲線

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與數值仿真結果比較

表3 試驗和數值仿真得到的斷口直徑

2.2 應力三軸度和應力應變分布

Bridgman(1952)[15]經推導得到,缺口圓棒的應力三軸度最大值出現在最小截面的中心處,應力三軸度的數值可由Bridgman公式(1)得到

(1)

式中：T為應力三軸度；a0為最小截面半徑;R0為缺口半徑。

通過缺口圓棒試件在單軸拉伸載荷作用下的數值模擬可以發(fā)現,應力三軸度的最大值總是出現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力三軸度越大。如表4所列,對于不同缺口半徑試件的應力三軸度,在拉伸的初始階段,有限元仿真結果與Bridgman公式吻合較好。

表4 基于公式和數值模擬的最小截面中心處應力三軸度

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,塑性應變的累計對應力三軸度的分布有明顯影響[16],缺口圓棒試件中心處的應力三軸度也顯著逐漸提高,如圖7所示。因此,需要借助有限元數值仿真并與試驗相結合,以獲得增材制造鈦合金缺口圓棒試件在斷裂時刻的應力三軸度分布。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,試件缺口附近的應力三軸度分布。

圖7 缺口圓棒試件中心處的應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力三軸度如圖8和表4所示。斷裂時刻對應的應力三軸度相比公式(1)的結果有顯著增加,這是由缺口附近的塑性變形造成的。因此使用公式(1)得到的應力三軸度結果有一定誤差,只在加載初期較為準確,真實的斷裂時刻對應的應力三軸度需要通過有限元方法得到。

塑性應變在初始階段主要集中于缺口邊緣,隨著加載的進行,塑性應變集中的位置逐漸轉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程中等效應力分布。有限元結果發(fā)現對于較大缺口半徑的試件,斷裂時塑性應變集中于最小截面中心處;對于缺口半徑較小的試件,斷裂時塑性應變集中于缺口的邊緣處。等效應力的分布與塑性應變類似。對于缺口較小的試件,斷裂時的應力三軸度與應力不再同時集中于最小截面中心處,由于應力三軸度與應力集中同時決定著裂紋的萌生擴展,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力分布圖

2.3 斷裂應變的確定

缺口圓棒在單軸拉伸載荷下的斷裂應變可以由公式(2)確定

(2)

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

在實際試驗中,斷裂時刻的斷口直徑難以準確獲得,因此將試驗和數值模擬相結合,分別采用3種方法確定缺口圓棒試件在準靜態(tài)拉伸載荷下的斷裂應變。①完全基于拉伸斷裂試驗得到試件的斷口直徑,然后通過公式(2)計算得到;②基于試驗和有限元模擬相結合,當數值模擬中加載位移等于拉伸試驗斷裂時刻的位移,獲得斷裂時數值模擬中試件的斷口直徑,然后再通過公式(2)計算得到;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到斷裂位移時的最大等效應變。

以上3種方式獲得的不同缺口半徑試件的斷裂應變值分別列于表5中。可見隨著缺口半徑的降低,應力三軸度不斷增加,對應的斷裂應變值不斷降低。試驗值與有限元值在缺口較大時差異較小,在缺口較小時差距較大。

表5 不同方法得到的斷裂應變值

3 斷口形貌分析

將試驗后的缺口圓棒試件在保護好斷口的前提下進行線切割,對斷口部分使用TESCAN VEGA 3掃描電子顯微鏡進行觀察。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形貌,左側為斷裂起始區(qū)域的局部放大圖片,右側為剪切唇的局部放大圖片,放大位置在中間宏觀形貌圖中用紅色圓圈進行了標注。

圖10 掃描電鏡下缺口圓棒試件的拉伸斷口形貌

通過對整個斷面的觀察可以發(fā)現,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。觀察斷裂起始的區(qū)域,可以發(fā)現大量韌窩和擴張后的孔洞,這些孔洞包括氣孔、融合不良等。這說明斷裂起始于微孔洞的擴張、聚合,最終形成裂紋導致斷裂。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,說明這一位置是斷裂的快速擴展區(qū)。這些特征說明全部的缺口圓棒試件都屬于韌性斷裂。

對于缺口半徑較小的試樣(R=2.5 mm),斷裂起始于應力集中的邊緣處,而非應力三軸度較高的最小截面中心處。裂紋從邊緣處萌生,并逐漸擴展,直至發(fā)生斷裂失效。對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展,最終在邊緣處形成剪切唇。

4 結 論

本文通過對光滑圓棒和缺口圓棒試件的準靜態(tài)拉伸試驗與有限元仿真相結合,得出了應力三軸度對增材制造鈦合金斷裂行為的影響規(guī)律。通過掃描電鏡對試件拉伸斷口形貌進行了觀察,分析了斷裂的機理。研究發(fā)現,本文使用的增材制造鈦合金構件力學性能較為穩(wěn)定,斷裂形式均為韌性斷裂,斷口上發(fā)現了如氣孔、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的應力三軸度和斷裂應變,其中缺口半徑越小的試件中心處的應力三軸度越高。在中高應力三軸度范圍內,增材制造鈦合金材料的斷裂應變隨應力三軸度的升高而降低;對于缺口半徑較大的試件,斷裂行為均由應力三軸度主導的,斷裂也都是從應力三軸度最高的最小截面中心處開始;對于缺口半徑較小的試件,應力集中在缺口邊緣處,此時應力集中主導試件斷裂的發(fā)生,斷裂將從試件邊緣而非試件中心開始。因此,通過不同缺口半徑圓棒試件研究不同應力三軸度對材料斷裂應變的影響時,試件的缺口半徑不能一直減小,應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力三軸度主導的,而且初始破壞位置也是在試件的應力三軸度最大處。