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(gè)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(duì)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(duì)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(zhǎng)率提高，500℃時(shí)抗拉強(qiáng)度､屈服強(qiáng)度和斷后伸長(zhǎng)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(duì)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(duì) 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(dòng)態(tài)力學(xué)研究極少，有必要對(duì)其高沖擊動(dòng)態(tài)力學(xué)性能進(jìn)行深入研究，為未來(lái) 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(guò)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(dòng)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(xiàn)､屈服強(qiáng)度等關(guān)鍵力學(xué)參數(shù)，并對(duì)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(guó)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(dòng)性，實(shí)驗(yàn)前在 80℃真空條件下干燥粉末 2h; 同時(shí)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(shí)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(duì)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(dòng)態(tài)壓縮力學(xué)測(cè)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(wàn)能材料試驗(yàn)機(jī)，檢測(cè)標(biāo)準(zhǔn)為 GB/T228.1-2021, 試樣平行段測(cè)試尺寸為Ф5mm×25mm; 室溫動(dòng)態(tài)壓縮所用設(shè)備為Ф16mm 霍普金森壓桿，檢測(cè)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(zhǎng)度為 300mm, 入射桿和透射桿長(zhǎng)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(cè)試樣尺寸為Ф6mm×5mm 的圓柱｡測(cè)試時(shí)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(guò)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(duì)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(xiàn)方向剖開(kāi)，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(xiǎn)截面｡結(jié)合準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)試樣尺寸及動(dòng)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(hào) 1-J~9-J) 用于準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)測(cè)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(hào) 0-D~5-D) 用于動(dòng)態(tài)壓縮力學(xué)測(cè)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T(mén)A15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(zhǎng)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(zhǎng)率 / 斷后收縮率平均值 11.67%/34%, 縱向沉積試樣伸長(zhǎng)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?xún)?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(duì)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(guò)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(guò)基板傳導(dǎo)｡而對(duì)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(guò)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(guò)程中產(chǎn)生的熱量無(wú)法有效通過(guò)基板傳導(dǎo)｡而側(cè)壁下方直接與基板接觸，在打印過(guò)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(guò)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(cuò)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(zhǎng)軸平行于拉伸載荷，拉伸裂紋的傳播路徑在穿過(guò)不同 β 晶粒時(shí)會(huì)產(chǎn)生偏移并消耗更多能量，拉伸過(guò)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(zhǎng)率差比 (EDR) 表征試樣的各向異性，計(jì)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(shí)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(zhǎng)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(hào)	沉積方向	抗拉強(qiáng)度 Rm (MPa)	屈服強(qiáng)度 Rp0.2 (MPa)	伸長(zhǎng)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T(mén)A15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(guò)程能量輸入的特點(diǎn)，此現(xiàn)象難以避免｡

2.2 動(dòng)態(tài)力學(xué)性能分析

圖 7 為艙段動(dòng)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T(mén)A15鈦合金艙段解剖試樣在應(yīng)變率 1000/s 時(shí)的動(dòng)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(hào) 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(hào) 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(dòng)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(dòng)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(dòng)性變大｡編號(hào) 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(dòng)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(jì)時(shí)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(shí)，因應(yīng)變率過(guò)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(shí)，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?chē)�的晶粒在高速�(zèng)_擊下細(xì)化，同時(shí)邊界處的晶粒沿加載方向拉長(zhǎng) [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(jiàn)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(guò)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(dòng)態(tài)壓縮過(guò)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(shí)，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(dòng)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(zhǎng)而呈現(xiàn)拋物線(xiàn)狀的剪切韌窩，材料發(fā)生動(dòng)態(tài)破壞時(shí)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(dòng)態(tài)壓縮過(guò)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(shí)在材料內(nèi)部，其晶粒發(fā)生畸變､拉長(zhǎng)和細(xì)化，孔洞和裂紋等缺陷開(kāi)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(duì)試樣進(jìn)行了常溫準(zhǔn)靜態(tài)拉伸測(cè)試和動(dòng)態(tài)壓縮測(cè)試，并對(duì)動(dòng)準(zhǔn)靜態(tài)試樣斷面形貌及動(dòng)態(tài)試樣金相進(jìn)行了檢測(cè)，結(jié)論如下:

1) 室溫準(zhǔn)靜態(tài)拉伸下，所有試樣伸長(zhǎng)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(shí)，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(dòng)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(dòng)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(dòng)｡

3) 應(yīng)變率 800/s 時(shí)，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(shí)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(guò)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(duì)粉末有極大提高｡側(cè)壁縱向試樣在應(yīng)變率 1400/s 時(shí)，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(zhǎng)而呈現(xiàn)拋物線(xiàn)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(dòng)態(tài)壓縮,失效機(jī)制,微觀組織

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