基于TA15鈦合金優(yōu)良特性和武器裝備輕量化戰(zhàn)術(shù)指標(biāo)，TA15 鈦合金艙段逐漸應(yīng)用于炮彈､導(dǎo)彈､裝甲和高聲速飛行器等高沖擊､高膛壓等惡劣､極端服役工況 [1-3]｡但TA15鈦合金復(fù)雜艙段傳統(tǒng)機(jī)加方式加工難度大､效率低､材料利用率低､產(chǎn)品合格率低，嚴(yán)重制約其生產(chǎn)進(jìn)度及成本控制｡選區(qū)激光熔化 (Selective Laser Melting,SLM) 技術(shù)是一種以激光為能量源的增材制造技術(shù)，具有高個性化制造､近凈成型､致密度高和力學(xué)性能優(yōu)異等優(yōu)點(diǎn) [4-6]｡目前針對增材制造TA15鈦合金的研究主要集中在組織及靜態(tài)力學(xué)性能，索葉龍 [7] 等人利用 SLM 技術(shù)制備了TA15沉積樣并研究了拉伸溫度對TA15鈦合金準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)性能的影響，研究表明隨著拉伸溫度升高，合金強(qiáng)度下降，斷后伸長率提高，500℃時抗拉強(qiáng)度､屈服強(qiáng)度和斷后伸長率分別為 890MPa､745MPa 和 11%｡王志敏 [8] 等人利用 SLM 技術(shù)制備了TA15鈦合金試樣，研究了不同熱處理溫度對TA15組織及性能影響，研究表明沉積態(tài)橫向 / 縱向試樣抗拉強(qiáng)度和延伸率分別為 1259MPa/1095MPa 和 7.3%/2.6%, 表現(xiàn)出一定的各向異性｡隨著熱處理溫度的升高，試樣抗拉強(qiáng)度降低延伸率升高，力學(xué)性能的各向異性得到明顯改善｡牟健偉 [9] 等人研究了激光增材連接TA15鈦合金結(jié)構(gòu)樣件結(jié)合區(qū)的組織及力學(xué)性能，研究表明連接區(qū)顯微組織與母體基本一致，為網(wǎng)籃組織｡結(jié)合區(qū)的室溫拉伸､沖擊和斷裂韌性與母材相當(dāng)｡目前對 SLM 技術(shù)制備的TA15鈦合金艙段不同位置下的力學(xué)性能尤其是動態(tài)力學(xué)研究極少，有必要對其高沖擊動態(tài)力學(xué)性能進(jìn)行深入研究，為未來 SLM 制備TA15合金在高沖擊環(huán)境下的廣泛應(yīng)用提供理論基礎(chǔ)｡因此，本文以TA15鈦合金粉末為原材料制備艙段毛坯，經(jīng)真空退火熱處理后從毛坯周身取樣，通過準(zhǔn)靜態(tài)拉伸力學(xué)試驗(yàn)和 SHPB 實(shí)驗(yàn)，研究不同取樣位置及方向在不同應(yīng)變率 ((10⁻²/s ~ 10³/s)) 下的動態(tài)響應(yīng)，得到不同取樣位置試樣在 1000/s 下的應(yīng)力 - 應(yīng)變曲線､屈服強(qiáng)度等關(guān)鍵力學(xué)參數(shù)，并對準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)和 SHPB 實(shí)驗(yàn)后的試樣進(jìn)行斷口形貌和金相組織分析，進(jìn)而為增材制造TA15鈦合金艙段生產(chǎn)提供理論指導(dǎo)｡

1、試驗(yàn)方法

1.1 試驗(yàn)材料及設(shè)備

本實(shí)驗(yàn)所用TA15鈦合金粉末采用 EIGA 氣霧化方法制備，由中國兵器科學(xué)研究院寧波分院生產(chǎn)，粉末化學(xué)成分如表 1 所示，所用粉末粒度為 20-63μm, 粉末粒度呈正態(tài)分布，其 SEM 形貌如圖 1 所示，粉末球形度較高，但仍有部分衛(wèi)星粉的存在｡為保證粉末流動性，實(shí)驗(yàn)前在 80℃真空條件下干燥粉末 2h; 同時用除濕機(jī)將環(huán)境濕度降至 45% 以下，以避免粉末干燥處理后取出時再次吸潮｡

表 1TA15鈦合金粉末化學(xué)成分 

Tab.1 Chemical composition ofTA15titanium alloy powder

化學(xué)成分	Al	V	Zr	Mo	Fe	Si	C	N	H	O	Ti
含量 (wt %)	6.22	1.71	1.94	1.25	0.045	0.010	0.012	0.011	0.0045	0.110	Bal.

TA15 鈦合金艙段打印所用設(shè)備為易加三維科技有限公司的 EP M650H 金屬打印機(jī)，打印所用基板材料為 TC4 鈦合金｡使用前用丙酮對基板表面進(jìn)行去油污處理并吹干｡TA15 鈦合金艙段經(jīng) 780℃真空退火熱處理后進(jìn)行周身解剖取樣，所取試樣進(jìn)行室溫準(zhǔn)靜態(tài)和動態(tài)壓縮力學(xué)測試｡常溫準(zhǔn)靜態(tài)拉伸力學(xué)實(shí)驗(yàn)所用設(shè)備為 E45.105 微機(jī)控制電子萬能材料試驗(yàn)機(jī)，檢測標(biāo)準(zhǔn)為 GB/T228.1-2021, 試樣平行段測試尺寸為Ф5mm×25mm; 室溫動態(tài)壓縮所用設(shè)備為Ф16mm 霍普金森壓桿，檢測標(biāo)準(zhǔn)為 GB/T 34108-2017｡如圖 2 所示，SHPB 設(shè)備壓桿材料為高強(qiáng)合金鋼，撞擊桿長度為 300mm, 入射桿和透射桿長度均為 1200mm, 撞擊桿存在炮管內(nèi)｡試驗(yàn)所用應(yīng)變率為 800/s~1600/s, 檢測試樣尺寸為Ф6mm×5mm 的圓柱｡測試時將試樣放在入射桿和透射桿之間，試樣沉積方向與試驗(yàn)加載方向一致，通過調(diào)節(jié)氣體壓力改變撞擊桿速度，實(shí)現(xiàn)高應(yīng)變率加載｡利用 EP-30P 型掃描電子顯微鏡對實(shí)驗(yàn)后的斷裂試樣進(jìn)行斷面形貌觀察，將 SHPB 試樣沿圓柱軸線方向剖開，利用 Keller 試劑腐蝕剖面后，利用 ZEISS Axio observer 金相顯微鏡進(jìn)行微觀組織觀察｡

1.2 試驗(yàn)方法

如圖 3 所示，SLM 制備的TA15鈦合金艙段毛坯外徑 158 mm, 高 620 mm, 壁厚 8~15 mm｡TA15 鈦合金艙段取樣如圖 4 所示，為研究打印艙段的各向異性，需要從TA15鈦合金艙段中取橫向沉積和縱向沉積試樣｡另外，側(cè)壁與隔板連接處存在結(jié)構(gòu)應(yīng)力集中，屬于危險截面｡結(jié)合準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)試樣尺寸及動態(tài)力學(xué)試樣尺寸，在艙段側(cè)壁剖切縱向沉積試樣､隔板上剖切橫向沉積試樣 (試樣編號 1-J~9-J) 用于準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)測試，在側(cè)壁､隔板､側(cè)壁與隔板連接處取橫向和縱向沉積試樣 (試樣編號 0-D~5-D) 用于動態(tài)壓縮力學(xué)測試｡

2、結(jié)果與討論

2.1 準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)性能分析

表 2 為TA15鈦合金艙段剖切準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)試樣室溫拉伸性能，所有試樣伸長率均大于 10%, 屈服強(qiáng)度最大為 1114MPa, 位于艙段 584mm 高度的側(cè)壁縱向沉積試樣；屈服強(qiáng)度最小為 1066MPa, 位于艙段 330mm 高度的隔板橫向沉積試樣，兩者屈服強(qiáng)度相差為 48MPa｡所有試樣屈強(qiáng)比在 0.96~0.98 之間，屈服強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)差為 14.71, 力學(xué)性能達(dá)到鍛件水準(zhǔn)｡

橫向沉積試樣伸長率 / 斷后收縮率平均值 11.67%/34%, 縱向沉積試樣伸長率 / 斷面收縮率平均值 13.75%/33.5%; 縱向沉積試樣在強(qiáng)度和塑性方面略優(yōu)于橫向沉積試樣，與文獻(xiàn) [10] 中的縱向沉積試樣較橫向沉積試樣強(qiáng)度差而塑性好的規(guī)律不同｡其原因如下：對于文獻(xiàn)中的試樣，其打印方式如圖 5 (a) 所示｡沿橫向沉積的試樣與基板的接觸面積大于沿縱向沉積的試樣，橫向沉積試樣產(chǎn)生了更高的溫度梯度，成形過程中產(chǎn)生的熱量在橫向沉積試樣中比縱向沉積試樣中更有效地通過基板傳導(dǎo)｡而對于本實(shí)驗(yàn)中的試樣，打印方式如圖 5 (b) 所示，隔板試樣為橫向沉積試樣，側(cè)壁試樣為縱向沉積試樣｡在打印過程中，為了更好地完成構(gòu)件打印，需要在隔板下方添加支撐，支撐一側(cè)連接到側(cè)壁上，支撐下方為粉末，這導(dǎo)致隔板并未直接與基板接觸，隔板下方的支撐和粉末導(dǎo)熱性差，成形過程中產(chǎn)生的熱量無法有效通過基板傳導(dǎo)｡而側(cè)壁下方直接與基板接觸，在打印過程中側(cè)壁產(chǎn)生了更高的溫度梯度，產(chǎn)生的熱量可更好地通過基板傳導(dǎo)，冷卻速率大于隔板試樣，這導(dǎo)致縱向沉積試樣較橫向沉積試樣產(chǎn)生更多細(xì)針狀 α' 馬氏體，馬氏體內(nèi)存在大量位錯與孿晶，因此側(cè)壁試樣具有更高的強(qiáng)度 [10,11]｡此外，側(cè)壁試樣中的 β 晶粒長軸平行于拉伸載荷，拉伸裂紋的傳播路徑在穿過不同 β 晶粒時會產(chǎn)生偏移并消耗更多能量，拉伸過程中裂紋擴(kuò)張較隔板試樣困難，容易沿晶斷裂，進(jìn)而表現(xiàn)出更好的塑性｡因此側(cè)壁 (縱向沉積試樣) 的強(qiáng)度和塑形均優(yōu)于隔板 (橫向沉積試樣)｡

利用抗拉強(qiáng)度差比 (TDR)､屈服強(qiáng)度差比 (YDR) 和伸長率差比 (EDR) 表征試樣的各向異性，計算公式如下｡本文所有試樣的 TSDR､YSDR 和 EDR 的范圍分別為 1.68%~2.71%､1.82%~4.50% 和 7.69%~50%｡本文試樣在強(qiáng)度方向上的各向異性不明顯，但在塑性方向上的各向異性較大，這主要是艙段的熱處理溫度和保溫時間較文獻(xiàn)相比較低，且隔板存在熱應(yīng)力集中現(xiàn)象｡

式中，TS､YS 和 EL 分別代表抗拉強(qiáng)度､屈服強(qiáng)度和伸長率，H 和 V 代表橫向沉積和縱向沉積方向｡

表 2TA15鈦合金艙段解剖件準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)性能 

Table 2 Quasi-static mechanical properties ofTA15titanium alloy cabin section specimens

編號	沉積方向	抗拉強(qiáng)度 Rm (MPa)	屈服強(qiáng)度 Rp0.2 (MPa)	伸長率 A (%)	斷面收縮率 Z (%)
1-J	橫向	1134	1101	11	31
2-J	縱向	1121	1088	12	31
3-J	橫向	1110	1069	13	37
4-J	縱向	1120	1088	13.5	34
5-J	縱向	1120	1088	13.5	34
6-J	橫向	1109	1066	11	34
7-J	縱向	1117	1085	16.5	37
8-J	縱向	1115	1081	15	32
9-J	縱向	1139	1114	12	33
鍛件 GJB2744A-2007	-	930~1130	≥855	≥10	≥25

圖 6 為TA15鈦合金艙段解剖件準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)試樣拉伸斷裂宏觀形貌及斷口微觀形貌，圖 6 (a) 中宏觀試樣有明顯頸縮現(xiàn)象，圖 6 (b)､(c) 中斷口微觀韌窩密集，裂紋擴(kuò)展途徑曲折，屬于韌窩聚集型斷裂，圖 6 (d) 存在極少量未熔粉末，激光能量密度適當(dāng)增加可減少未熔合､欠熔合粉末或球化現(xiàn)象的發(fā)生 [13]｡但由于 SLM 工藝成形過程能量輸入的特點(diǎn)，此現(xiàn)象難以避免｡

2.2 動態(tài)力學(xué)性能分析

圖 7 為艙段動態(tài)壓縮斷裂試樣，試樣在高應(yīng)變率下呈現(xiàn)剪切破壞，剪切破壞方向與壓縮載荷方向的夾角約為 45°, 該方向是試樣承載的剪應(yīng)力的最大方向 [14-16]｡

圖 8 為TA15鈦合金艙段解剖試樣在應(yīng)變率 1000/s 時的動態(tài)屈服強(qiáng)度，圖中屈服強(qiáng)度最大為 1494MPa, 位于艙段 584mm 高度的隔板縱向沉積試樣 (試樣編號 4-D); 屈服強(qiáng)度最小為 1090MPa, 位于艙段 229mm 高度的隔板縱向沉積試樣 (試樣編號 2-D), 兩者相差 395MPa｡與準(zhǔn)靜態(tài)下的試樣拉伸屈服強(qiáng)度相比，試樣動態(tài)屈服強(qiáng)度性能提高，表現(xiàn)出明顯的應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)｡所有試樣動態(tài)屈服強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)差為 115.98, 相較于準(zhǔn)靜態(tài)屈服強(qiáng)度數(shù)據(jù)波動性變大｡編號 1-D 和 2-D 的隔板與側(cè)壁連接處縱向沉積試樣均破碎，這主要是隔板與側(cè)壁連接處存在一定結(jié)構(gòu)應(yīng)力集中現(xiàn)象，即使相同工藝不同結(jié)構(gòu)下的動態(tài)力學(xué)性能存在一定差異｡為減小該處應(yīng)力集中，提高整體性能一致性，應(yīng)在打印工藝設(shè)計時加大該連接處的圓角｡

圖 11 為不同應(yīng)變率下不同取樣位置下的試樣金相顯微組織｡圖 11 (a) 表明在應(yīng)變率 700/s 時，因應(yīng)變率過小，側(cè)壁橫向試樣未出現(xiàn)絕熱剪切帶 (adiabatic shear band,ASB)｡圖 11 (b) 表明在應(yīng)變率 800/s 時，隔板橫向試樣出現(xiàn)明顯的白亮的細(xì)帶狀 ASB, 材料出現(xiàn)熱塑失穩(wěn) [17]｡ASB 兩側(cè)產(chǎn)生嚴(yán)重的非均勻塑性變形，在絕熱剪切帶內(nèi)部形成致密細(xì)小的再結(jié)晶晶粒 [18,19]｡剪切帶中間及周圍的晶粒在高速沖擊下細(xì)化，同時邊界處的晶粒沿加載方向拉長 [20]｡剪切帶寬度在 3~4μm 之間，剪切帶與基體之間存在較為明顯的邊界｡圖 11 (c) 中未見明顯 ASB, 證明在應(yīng)變率為 1200/s 側(cè)壁橫向試樣未出現(xiàn)熱塑失穩(wěn)｡圖 11 (b)､(c) 表明側(cè)壁試樣較隔板試樣更易產(chǎn)生 ASB, 這主要是打印過程中隔板下方主要是TA15鈦合金粉末支撐，粉末導(dǎo)熱系數(shù)僅為實(shí)體的百分之一，近似絕熱，極易造成熱應(yīng)力集中｡圖 11 (d) 中出現(xiàn)沿 45° 裂紋方向和其兩側(cè)共 3 條絕熱剪切帶｡圖 11 (e)､(f) 表明，側(cè)壁縱向試樣在動態(tài)壓縮過程中隨著應(yīng)變率的增加，形成 ASB, 應(yīng)變率繼續(xù)增大至 1400/s 時，在 ASB 內(nèi)形成微孔洞，微孔洞擴(kuò)展連接形成微裂紋和微裂紋合并 [21-23], 最后微裂紋沿 ASB 擴(kuò)展發(fā)生剪切破壞，最終材料剪切斷裂｡

圖 12 為動態(tài)壓縮試樣斷面形貌圖，在較高應(yīng)變率下的試樣斷口形貌均為大量因被拉長而呈現(xiàn)拋物線狀的剪切韌窩，材料發(fā)生動態(tài)破壞時以韌性斷裂為主｡隨著應(yīng)變率的增加韌窩變大，在高應(yīng)變率的動態(tài)壓縮過程中，鈦合金材料發(fā)生劇烈塑性變形，導(dǎo)致材料出現(xiàn)熱軟化現(xiàn)象，同時在材料內(nèi)部，其晶粒發(fā)生畸變､拉長和細(xì)化，孔洞和裂紋等缺陷開始萌生，導(dǎo)致材料熱塑失穩(wěn)最終形成宏觀斷裂｡

3、結(jié)論

本文從 SLM 制備的TA15鈦合金艙段周身取樣，對試樣進(jìn)行了常溫準(zhǔn)靜態(tài)拉伸測試和動態(tài)壓縮測試，并對動準(zhǔn)靜態(tài)試樣斷面形貌及動態(tài)試樣金相進(jìn)行了檢測，結(jié)論如下:

1) 室溫準(zhǔn)靜態(tài)拉伸下，所有試樣伸長率均大于 10%, 屈服強(qiáng)度最大為 1114MPa, 屈服強(qiáng)度最小為 1066MPa, 各向異性較小，所有試樣力學(xué)性能達(dá)到鍛件水準(zhǔn)｡試樣拉伸斷面韌窩密集，屬于韌窩聚集型斷裂｡

2) 在應(yīng)變率 1000/s 時，屈服強(qiáng)度最大為 1494MPa, 屈服強(qiáng)度最小為 1177MPa, 表現(xiàn)出明顯的應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)｡所有試樣動態(tài)屈服強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)差為 115.98, 相較于準(zhǔn)靜態(tài)屈服強(qiáng)度數(shù)據(jù)波動性變大，只有隔板與側(cè)壁連接處部分試樣發(fā)生破碎現(xiàn)象，主要是該處位置相較隔板和側(cè)壁存在更大的結(jié)構(gòu)應(yīng)力｡另外，試樣屈服強(qiáng)度增加值隨應(yīng)變率的增加而上下波動｡

3) 應(yīng)變率 800/s 時，隔板橫向試樣出現(xiàn)明顯的白亮的細(xì)帶狀 ASB, 材料出現(xiàn)熱塑失穩(wěn)；應(yīng)變率為 1200/s 時側(cè)壁橫向試樣未出現(xiàn)熱塑失穩(wěn)｡隔板試樣較側(cè)壁試樣更易產(chǎn)生 ASB, 這主要是打印過程中隔板下方主要是TA15鈦合金粉末，近似絕熱，造成熱應(yīng)力集中，而側(cè)壁下方主要是實(shí)體，導(dǎo)熱性相對粉末有極大提高｡側(cè)壁縱向試樣在應(yīng)變率 1400/s 時，在 ASB 內(nèi)形成微孔洞，微孔洞擴(kuò)展連接形成微裂紋和微裂紋合并，最后微裂紋沿 ASB 擴(kuò)展發(fā)生剪切破壞，最終材料剪切斷裂｡在較高應(yīng)變率下的試樣斷口形貌均為大量因被拉長而呈現(xiàn)拋物線狀的剪切韌窩｡

4、參考文獻(xiàn)

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（注，原文標(biāo)題：增材制造TA15鈦合金復(fù)雜艙段的性能研究）

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tag標(biāo)簽:TA15鈦合金,增材制造,霍普金森桿,動態(tài)壓縮,失效機(jī)制,微觀組織

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