不同组织Ti6321合金的绝热剪切行为研究

李严星，王 琳，2，3，闫志维，周 哲，宁子轩，刘安晋

(1. 北京理工大学， 北京 100081) (2. 冲击环境材料技术国家级重点实验室， 北京 100081) (3. 爆炸科学与技术国家重点实验室， 北京 100081)

钛合金具有密度小、比强度高、组织稳定性好等优点，被广泛应用于船舶和航空工业等领域[1-3]。作为结构件材料, 钛合金在使用过程中经常会受到冲击载荷的作用[4,5]。绝热剪切是材料在冲击载荷作用下的一个重要现象, 普遍存在于高速冲击、侵彻、高速成形、冲蚀等高速变形过程中[6-9]。从热力学角度来说，高速冲击载荷作用下材料变形塑性功转化成热能，大量热能短时间难以疏散将引起绝热升温，导致热塑性失稳，从而引起绝热剪切带(adiabatic shear band)的形成和扩展[10]。在绝热剪切带内可产生应变率高达105～107s-1的剪切应变，温升达到102～103K[5]。

钛及钛合金具有比较低的比热容和热导率，是一种绝热剪切敏感性较高的材料[8,11]。关于钛及钛合金的绝热剪切敏感性，国内外已经进行了大量研究。董新龙等[11]采用分离式霍普金森压杆(split Hopkinson pressure bar，SHPB)技术对圆柱形TA2纯钛试样的绝热剪切破坏特性进行了研究，发现动态压缩后试样中产生了对称的双圆锥形剪切带。王丁等[12]对圆柱形、帽形TB2钛合金试样进行了室温动态压缩实验。结果表明，β单相组织的TB2钛合金试样绝热剪切敏感性较高；双相组织的绝热剪切敏感性较低，承载能力更强。付应乾等[13]以扁平闭合帽形TA2纯钛试样为研究对象，研究了准静态和动态加载下试样绝热剪切的破坏特征和力学响应行为。研究发现，准静态加载下，剪切变形区始终保持一定宽度；而动态加载下，剪切变形区的宽度逐渐减小，直至高度局部化的绝热剪切带形成，且其剪切区宽度明显小于准静态加载。

Ti6321合金是上海钢铁研究所于20世纪80年代研制的一种新型中强高韧近α钛合金，除了具有密度小、强度高、无磁性等优良性能外，还具有高的冲击韧性和断裂韧性[14-16]。目前，关于Ti6321合金的研究多集中于热处理对其力学性能的影响，而关于合金中相含量和分布对其绝热剪切敏感性的影响鲜有报道。本研究通过不同热处理工艺得到等轴组织、双态组织和魏氏组织的Ti6321合金，利用SHPB作为加载装置，研究不同组织的Ti6321合金的绝热剪切行为，以期掌握Ti6321合金在动态载荷下的服役性能。

1 实 验

实验对象为Ti6321合金，名义成分为Ti-6Al-3Nb-2Zr-1Mo，利用升温金相法测得其(α+β)/β相变点为990～1000 ℃。Ti6321合金经过表1所示4种工艺热处理后，获得显微组织不同的4组试样，分别编号为EM、BM1、BM2和WM。

表1 Ti6321合金的热处理工艺Table 1 Heat treatment processes of Ti6321 alloy

图1为Ti6321合金经不同工艺热处理后的微观组织。试样经800 ℃/1 h/AC热处理后，组织中晶粒分布均匀，为等轴组织(图1a)。热处理温度为960、980 ℃时，得到双态组织，并且随着热处理温度升高，双态组织中初生α相体积分数减少(图1b、1c)。选取5个区域，通过Image-Pro Plus 6.0软件定量统计经不同温度热处理后组织中初生α相的含量。结果显示，热处理温度从960 ℃增加到980 ℃时，初生α相体积分数从48.9%下降到25.8%，说明热处理温度对Ti6321合金α相含量有较大影响。图1d为相变点以上热处理后得到的由片层α相以及残余β相构成的魏氏组织，该组织中不含等轴α相。

图1 Ti6321合金经不同工艺热处理后的微观组织Fig.1 Microstructures of Ti6321 alloy heat treated by different processes：(a) 800 ℃/1 h/AC;(b) 960 ℃/1 h/AC;(c) 980 ℃/1 h/AC； (d) 1000 ℃/1 h/AC

采用圆柱帽形受迫剪切试验方法研究材料绝热剪切变形及其破坏特性。试样采用优化后的强迫剪切结构[12]，具体尺寸如图2所示。在冲击环境材料技术国家级重点实验室进行Ti6321合金在高应变率(103s-1量级)下的绝热剪切试验，利用SHPB对帽形试样进行加载。通过粘贴在入射杆和透射杆上的应变片记录脉冲信号，依据应力波理论和均匀性假定[17-20]，利用D-Wave软件分析试样电压随时间的变化历程。

图2 帽形试样尺寸示意图Fig.2 Schematic diagram of hat sample size

不同于圆柱形试样，帽形试样在压缩过程中处于压剪复合的强迫剪切应力状态[21]。由于帽形试样尺寸不规则，通过计算得到的应变率不能作为准确的参考数据。为此，利用激光测速仪测量实验中的压杆速度并作为冲击速度，同时记录电压-时间曲线，观察应力塌陷的时间节点，最终得出不同冲击速度(15～25 m/s)下材料的承载时间和电压幅值，以此反映材料的绝热剪切敏感性。

根据应力波基础理论与SHPB加载原理计算试样中应力波的加载时间。假定试样在加载过程中无剪切破坏，根据式(1)计算纵波在试样中的传播速度(v)。

(1)

式中：E为压杆(压杆材质为55CrSi钢)弹性模量，205 000 MPa；ρ为压杆密度，7.85 g·cm-3。根据式(2)计算应力波加载时间(t)。

t=2l/v

(2)

式中：l为压杆长度，200 mm。

计算可得透射脉冲宽度(即加载时间)约为78 μs。若加载过程中出现剪切破坏，试样承载能力下降，透射脉冲宽度在不到78 μs就提前下降，出现应力塌陷。承载时间越长，表明材料的绝热剪切敏感性越低，反之则绝热剪切敏感性越高。

利用电火花切割机沿剪切试样轴向切取金相试样，经打磨抛光后，对其表面进行化学腐蚀。腐蚀剂由氢氟酸、硝酸和去离子水按体积比1∶5∶44混而成，腐蚀时间为6～8 s。利用光学显微镜观察绝热剪切试验后试样的微观组织。利用扫描电子显微镜(SEM)观察试样的绝热剪切带形貌。

2 结果与分析

2.1 不同组织的绝热剪切敏感性

图3为冲击速度25 m/s条件下4组试样受冲击后的宏观照片。从图3可观察到每个试样都受到了不同程度的压缩。在魏氏组织试样(图3d)表面可观察到扩展方向与轴向基本一致的宏观裂痕。等轴和双态组织试样(图3a～3c)的表面未观察到开裂现象。

图3 绝热剪切试验后4组试样的宏观照片Fig.3 Macro photos of four specimens after adiabatic shear test：(a) EM;(b) BM1;(c) BM2;(d) WM

图4为冲击速度25 m/s条件下4组试样受冲击后的微观组织。由图4可知，4组试样中均存在沿强迫剪切方向发展的绝热剪切带，其长度分别为1.050、1.079、0.965、0.697 mm。帽形试样发生绝热剪切后，绝热剪切带的长短反映了裂纹的扩展情况。双态组织试样BM1中绝热剪切带最长，裂纹扩展得较浅，魏氏组织试样WM中绝热剪切带最短，裂纹扩展较为严重。通过对微观组织放大观察，发现试样端口处均已出现撕裂痕。其中，等轴和双态组织试样的撕裂痕较为光滑，而魏氏组织试样的撕裂痕扩展较深，且出现高低不平的微小凸起，这是魏氏组织中大量纵横交错的初生α片层组织在裂纹扩展过程中被撕裂所造成的。

图4 绝热剪切试验后4组试样的微观组织Fig.4 Microstructures of four specimens after adiabatic shear test：(a,b) EM;(c,d) BM1;(e,f) BM2;(g,h) WM

图5为冲击速度25 m/s条件下4组试样受冲击后的绝热剪切带形貌。从图5可以看出，不同组织试样的绝热剪切带形貌存在明显差异。EM、BM1、BM2、WM试样的绝热剪切带宽度分别约为 11.4、13.0、13.6、14.8 μm。绝热剪切带的宽度反映了试样的变形程度，剪切带越宽变形越严重。观察剪切带与周围基体的变形情况，等轴组织试样的绝热剪切带周围晶粒发生了严重的拉长变形，形成变形流线；双态组织试样的绝热剪切带与基体有着明显的界限，周围的片层组织沿着剪切带拉伸，并且双态组织BM2试样的拉伸变形程度大于BM1试样；魏氏组织WM试样的剪切带周围基体没有方向性的流线，剪切带的扩展路径与一侧基体的片层方向大致相同，剪切带所在基体中的片层组织也出现了小部分的塑性流动。

图5 4组试样的绝热剪切带形貌Fig.5 Morphologies of adiabatic shear band of four specimens： (a) EM;(b) BM1;(c) BM2;(d) WM

图6为冲击载荷作用下4组试样的电压-时间曲线(冲击速度为25 m/s)。从图6可以看出，魏氏组织试样的承载时间和电压幅值都明显低于双态组织和等轴组织试样，结合绝热剪切带长度、宽度及裂纹尖端扩展情况，说明魏氏组织试样的绝热剪切敏感性高于双态和等轴组织试样。这是因为魏氏组织的塑性变形能力较差，且纵横交错的片状组织间的协调变形能力也较差。而双态和等轴组织的晶粒细小，在受到外界作用时有更好的变形协调能力，冲击强度高于魏氏组织。另外，双态组织和等轴组织试样的电压-时间曲线比较接近，说明二者的绝热剪切敏感性较为接近。

图6 冲击载荷作用下4组试样的电压-时间曲线(冲击速度为25 m/s)Fig.6 Voltage-time curves of four specimens under impact load at velocity of 25 m/s

2.2 冲击速度对绝热剪切行为的影响

图7为不同冲击速度下4组试样的电压-时间曲线。从图7可以看出，Ti6321合金承载能力并非瞬时下降，而是存在一个逐步破坏的过程，尽管这个过程很短(10-2s数量级)。绝热剪切是造成材料承载能力下降的主要原因，且材料的绝热剪切敏感性越高，越容易发生绝热剪切[12]。

由图7还可以看出，不同冲击速度下4组试样在应力波加载时间(78 μs)内均出现了应力塌陷，说明均发生了剪切失效，且其加载时间呈现出一致的规律性，即随着冲击速度的升高而减小，表明随着冲击速度提高绝热剪切敏感性提高。冲击速度从16 m/s提高到21 m/s时，加载时间的下降幅值明显高于冲击速度从21 m/s提高到25 m/s的下降幅值。这是因为Ti6321合金存在应变率强化效应，随着冲击速度增加(也即应变率增加)，材料产生明显的强化作用，由此出现承载时间减少量缩小的现象。

图7 不同冲击速度下4组试样的电压-时间曲线Fig.7 Voltage-time curves of four specimens at different impact velocities： (a) EM;(b) BM1;(c) BM2;(d) WM

图8为不同冲击速度下4组试样的加载时间对比图。从图8可以看出，BM1试样的加载时间最长，WM试样的加载时间最短。说明在该条件下BM1试样具有最低的绝热剪切敏感性，WM试样具有最高的绝热剪切敏感性。在高速冲击下，4组试样的绝热剪切敏感性相差不大，当冲击速度降低时，WM试样表现出更高的绝热剪切敏感性。

图8 不同冲击速度下4组试样的加载时间Fig.8 Loading time of four specimens at different impact velocities

对比2种α相含量不同的双态组织试样，BM2试样在3种冲击速度下的加载时间都低于BM1试样。说明对于双态组织，随着初生α相含量降低，绝热剪切敏感性增大。其原因在于热处理温度越低，Ti6321合金含有的初生α相越多，由于等轴状α相较片层α相有更好的塑性，且增加α相尤其是球状α相的含量会减少晶界数量。这些因素使得BM1试样在受到外界作用时表现出更好的变形协调能力，材料内部产生的能量更容易向四周扩散，而不至于在局部位置产生较大温升，发生绝热剪切。因此，BM1试样具有更低的绝热剪切敏感性。

3 结 论

(1) 组织类型对Ti6321合金的绝热剪切行为影响较大。相比等轴组织和双态组织，魏氏组织的绝热剪切敏感性更高。

(2) 随着热处理温度的升高，双态组织中初生α相含量下降，纵横交错的片状组织间协调变形能力较差，绝热剪切敏感性增大。

(3) 在冲击载荷作用下，Ti6321合金试样的承载能力并非瞬时下降，存在逐渐破坏的过程。相的组成和分布对此破坏过程产生较大的影响。