The coupled thermal-plastic behavior of TC11 titanium alloy
-
摘要: 利用分离式霍普金森压杆对TC11钛合金平板帽形试样进行动态加载，基于高频红外点阵测温技术捕捉了剪切区温升随加载时间变化的历程，结合热传导理论分析和动态剪切数值模拟，分析了动态剪切过程中剪切区温升随时间和空间的分布规律。研究结果表明，在动态剪切加载下，TC11钛合金表现出脆性的变形行为，剪切区最高温升为430 ℃，且在实验所覆盖的加载速率范围内，加载速率对动态剪切温升影响不明显；显著的温升主要集中在剪切区中心附近100 μm量级区域内，温升区具有高度局部化的特征，且剪切区维持较高温度所持续的时间在10 μs量级。理论研究和数值模拟发现，动态加载下剪切区内最高温度可达751 ℃，剪切区温度时空分布规律与实验结果保持一致。实验和数值模拟结果均显示，剪切区最高温升发生在材料断裂时刻，表明剪切区显著温升应来源于剪切变形造成的应变高度集中发展。Abstract: Understanding the role of temperature rise in dynamic shear is of great significant, as it helps us to predict accurately the dynamic failure of materials and structures. In order to obtain the temperature rise and the distribution of temperature in the shear zone of TC11 titanium alloy, dynamic shear tests were conducted on the “flat-hat” shaped specimens of TC11 titanium alloy by using a split Hopkinson pressure bar. Based the high-speed infrared InSb detecting technology, the evolution of temperature rise in the shear zone with time was obtained. Theoretical analysis of the distribution of temperature rise in the shear zone with time and space is carried out by solving the one dimensional thermal conduction equation. The initiation and propagation of shear band and the relative distribution of temperature fields in the shear zone are obtained by FEM simulation analysis. It was found from the experimental results that the TC11 titanium alloy behaves brittlely under dynamic shearing. The fracture morphologies demonstrate that significant temperature rise occurs during dynamic shearing. The temperature rise test results demonstrate that the maximal temperature rise in the shear zone achieved 430 ℃. Furthermore, the loading rate plays insignificant effect on the temperature rise in the shear zone. The temperature rise in the shear zone is highly localized, the significant temperature rise distributes several micro-meters around the center of the shear zone, and the significant temperature rise maintains several tens of micro-seconds. The results of the theoretical analysis and FEM simulation demonstrate that the maximal temperature rise can achieve 751 ℃, and the distribution laws of the temperature are consistent with the experimental results. It is found from the experimental and FEM simulation results that the maximum temperature rise occurs at the time of failing of material, indicating that the temperature rise in the shear zone results from the highly localized shear deformation.
-
Key words:
- dynamic shear /
- titanium alloy /
- temperature rise /
- thermal conduction /
- split Hopkinson pressure bar
-
TC11为一种典型的α+β型钛合金，其化学成分为Ti-Al(5.8～7.0)-Mo(2.8～3.8)-Zr(0.8～2.0)-Si(0.2～0. 35)。该合金显现出优良的高温性能、低密度、高的室温强度以及高的损伤容限等，这些优异的性能促使TC11钛合金被广泛应用于航空航天、安全与防护以及生物等领域[1-5]。在实际的工程应用中，材料可能会经历诸如高速撞击等动态加载环境。局部化剪切变形是钛合金在动态加载下的一种典型变形形式，局部剪切变形包括剪切带的起始、扩展、演化成剪切裂纹以及最终断裂等阶段。在冲击加载下，钛合金中的塑性变形往往高度集中在一条或多条带状区域内，而材料在带状区域外的塑性变形很少甚至可以忽略不计。一方面，剪切带内容纳了大量的塑性变形，由塑性功转化产生大量的热量；另一方面，剪切带扩展的速度非常快，热量不能及时扩散到周围的介质中，这两方面将导致剪切带内产生较高的温升。已有的研究[6-10]表明，材料在动态加载下剪切带的起源与变形过程中材料的温升相关，此外，TC11钛合金作为工程结构材料，过高的动态剪切温升可能会对结构的冲击安全性造成影响。因此，研究冲击加载下TC11钛合金剪切温升随时间的变化规律以及在空间上的分布不仅具有学术价值，还具有重要的工程意义。
温度升高是材料在冲击载荷下剪切变形过程中最重要的特点，由于剪切带具有10 μm量级的特征空间尺度以及微秒或10 μs量级的时间尺度，使得剪切带温升研究具有极大的挑战性。在过去的几十年里，对剪切带温升的研究主要集中在高速测温实验技术、理论分析和多尺度数值模拟方面。实验研究方面，大多数的动态剪切温升实验研究都是针对Ti-6Al-4V (TC4)这种最广泛应用的钛合金开展的[11-14]。Zhou等[11]于1996年对TC4钛合金在动态加载下的绝热剪切温升进行了实验研究，他们利用16个InSb红外探头组成的直线阵列对冲剪加载下的TC4钛合金材料动态剪切温升进行了测量，发现剪切带内所测的最高温度为450 ℃，并且剪切带内最大温升随着撞击速度的增加近似呈线性增加。Liao等[12]利用霍普金森扭杆进行了TC4动态扭转实验，利用InSb红外探头对动态扭转中产生的绝热剪切温升进行了测量，在剪切应变率为1400 s−1时，测得剪切带内的最高温度为550 ℃。Ranc等[13]同样利用霍普金森扭杆对TC4材料进行了动态扭转实验，在低温区域(0～300 ℃)采用32个InSb红外探头组成的直线点阵进行测温，在高温区域(800～1700 ℃)采用增强型红外CCD，发现剪切带内最高温度高达1100 ℃。受测试方法、测试精度和加载方式的影响，TC4钛合金动态剪切温升的测量结果存在很大的分散性。数值模拟方面，Zhou等[11]用有限元方法研究了冲击载荷下TC4预制缺口平板剪切带的产生和扩展，得到了一定冲击速度下不同时刻沿剪切带方向的温度分布曲线。Chichili等[15]对有缺口的不锈钢圆筒试样在动态复合载荷下的剪切带行为进行了数值模拟，得到了试样中面的温度分布云图。李继承等[16]对冲击载荷下921A钢纯剪切帽状试件的SHPB（split Hopkinson pressure bar）进行了数值模拟，研究了试件的绝热剪切行为，分析了试件内绝热剪切带的产生、发展以及相应试件温度场分布。相比于TC4，TC11钛合金具有更高的强度和更低的拉伸断裂应变，在动态加载下其剪切变形温升以及温度随时间和空间的变化规律仍需进一步研究。
本文中利用分离式霍普金森压杆加载装置和高频红外点阵测温装置对TC11钛合金的动态剪切温升进行实验研究，进一步结合理论分析和数值模拟方法，获得TC11钛合金在动态加载下剪切带内的最高温度以及温度在时间和空间上的分布规律。
1. 实 验
1.1 实验设计
为实现动态加载过程中剪切带温升的测量，对传统的帽形试样构型进行改进，设计了平板剪切试样。此外，为防止平板试样在压缩载荷作用下发生面内失稳，设计了试样夹持装置。试样和夹持装置的照片如图1所示，所有测试试样的厚度均为2 mm，剪切区高度1.0 mm，宽度0.2 mm。
动态剪切实验采用霍普金森压杆来完成，温度测量采用高频红外点阵测温装置来完成，实验加载和测试装置的主要构成示意图如图2所示。霍普金森压杆装置主要包括：撞击杆驱动装置、测速仪、撞击杆、输入杆、输出杆、吸收杆、动态应变仪、数据采集仪等。实验过程中，平板剪切试样夹持在输入杆和输出杆之间，实验开始时，由压缩空气驱动撞击杆以一定的速度撞向输入杆，在输入杆中产生压缩应力波，当压缩应力波到达试样时，帽形凸起部分向下以一定速度运动，从而对帽形凸起部分与两边支撑部分之间的材料形成剪切加载。输入杆中的压缩应力波在试样两端产生反射和透射，利用应变计、动态应变仪等装置对输入杆上的入射波、反射波和输出杆上的透射波进行测试。然后依据一维应力波理论处理测得的数据，导出试样在特定应变率下的剪切载荷-位移曲线。试样中的剪切载荷和位移分别由下式得到：
图 2 动态剪切温升实验加载和测试装置示意图Figure 2. The schematic graph of the loading and testing devicesF=A0Eεt(t) (1) ΔL=2c0∫t0[εi(t)−εt(t)]dt (2) 式中：A0、E、c0分别为波导杆的横截面面积、弹性模量和弹性波波速，εt(t)和εi(t)为透射和入射信号。
在实验中，可以通过调节撞击杆的驱动气压实现对试样加载速度的调节。为保证实验结果的可靠性，在每种加载条件下，至少测试4个试样。测试完后，利用光学显微镜和扫描电镜对试样的宏微观断裂形貌进行观察和表征。动态剪切温度测量采用高频InSb红外8通道点阵测温装置来完成，InSb红外探测器经汇聚的红外光照射后产生电压信号，测温装置采样频率为10 MHz，每个测温点的大小为150 μm×150 μm，相邻测温点中心间距为200 μm。
1.2 测温系统标定
在正式实验前，需对试样进行温度标定，以建立温度和输出电压之间的函数关系。实验时，依据获得的电压和温度之间的关系，即可通过转换输出的电压信号得到试样表面的温度信息。标定时，对试样进行加热，利用热电偶记录试样表面温度，同时记录测温装置每个通道的输出电压。为保证标定结果的有效性，对于试样重复标定2次。2次记录的电压和温度之间的关系如图3所示，图中A和B分别表示第1次和第2次标定。从图中可以看出，2次标定的结果之间有很好的重复性。利用5次多项式来拟合每个测温通道中温度和电压之间的关系：
图 3 温度与电压之间关系的标定结果Figure 3. Calibration results of the relationship between temperature and voltageT=B1x+B2x2+B3x3+B4x4+B5x5 (3) 式中：B1～B5为待定系数，依据图3可以拟合得到不同通道B1～B5的值，如表1所示。
表 1B1 ～B5 标定值Table 1. The calibration values ofB1 −B5 通道 B1 B2 B3 B4 B5 ch1 64162 −5.21×106 2.13×108 −3.96×109 2.72×1010 ch2 167086 −3.26×107 3.14×109 −1.36×1011 2.16×1012 ch3 199221 −4.59×107 5.22×109 −2.67×1011 5.03×1012 ch4 42706 −4.52×106 2.89×108 −8.33×109 9.16×1010 ch5 42263 −4.45×106 2.91×108 −8.65×109 9.81×1010 ch6 32925 −2.32×106 9.39×107 −1.73×109 1.20×1010 ch7 37901 −2.19×106 6.70×107 −9.42×108 4.98×109 ch8 46777 −5.31×106 3.62×108 −1.12×1010 1.31×1011 1.3 实验结果
1.3.1 应力-应变曲线及宏微观断裂形貌
在获取材料载荷-位移/应力-应变曲线之前，对试样两端的力平衡状态进行分析，典型撞击速度17 m/s下三波对齐以及入射波与透射波和反射波之和的对比分析如图4所示，从图4中可以看出，动态剪切实验中，试样两端的力基本是处于平衡状态的。
图 4 17 m/s撞击速度下试样两端的力平衡分析Figure 4. Force equilibrium analysis of the sample under the impact velocity of 17 m/s试样在3种不同驱动气压下的载荷-位移曲线如图5～7所示。从图中可以看出，在不同的驱动气压下，TC11钛合金表现出相似的力学行为，加载后，载荷随着位移近似成线性增加，当达到最大值时，载荷开始下降，这意味着试样发生了断裂。在子弹撞击速度为17 m/s时，试样剪切应变率为8.5×104 s−1，在该应变率下试样所承受的平均最大载荷为1.78 kN；撞击速度为14 m/s时，试样的剪切应变率为4.2×104 s−1，试样的平均最大载荷为1.65 kN；在撞击速度为5.6 m/s时，试样的剪切应变率为2.2×104 s−1，平均最大载荷为1.67 kN。这说明加载速率对试样所承受的最大载荷影响不大。将载荷除以剪切面积(剪切区高度与试样厚度的乘积)可得到试样的名义剪切应力，将位移除以剪切区宽度可得到试样的名义剪切应变，据此可将载荷-位移曲线转化为剪切应力-应变曲线，如图8所示。从图中可以看出，材料的平均剪切强度为422 MPa。
图 5 17 m/s撞击速度下TC11钛合金载荷-位移曲线Figure 5. The force-displacement curves of TC11 titanium under the impact velocity of 17 m/s
图 6 14 m/s撞击速度下TC11钛合金的载荷-位移曲线Figure 6. The force-displacement curves of TC11 titanium under the impact velocity of 14 m/s
图 7 5.6 m/s撞击速度下TC11钛合金的载荷-位移曲线Figure 7. The force-displacement curves of TC11 titanium under the impact velocity of 5.6 m/sTC11钛合金动态剪切试样的典型断裂宏观形貌如图9所示，动态加载下，平板剪切试样沿剪切区发生断裂。剪切区典型断面微观形貌如图10所示，从图10中可以观察到不同的断裂形式，一种为光滑区域(图10(a))，这是断开时两个面相互摩擦造成的，意味着断口表现出脆性断裂特征；另一种为韧窝断口(图10(b))，这种断口形貌在准静态实验中也能观察到，zhang等[17]认为韧窝断口是由于微孔洞形核、长大并最终连接形成的，表现出韧性断裂特征；还有一种为瘤状凸起附着(图10(d)), Giovanola等[18]认为这种形貌发生在变形后期，是材料在经历大变形后发生了明显的热软化造成的。从以上分析可以得出，韧性和脆性两种断裂模式共同作用导致TC11剪切断裂，并且在断裂过程中产生了显著温升。
1.3.2 温度时空分布规律
TC11钛合金动态剪切测温结果如表2所示，表中所列的测量的最高温度为每次实验中8个测点测量温度的最高值。在实验中，每个测温点的位置相对固定不变，但剪切带扩展的路径在不同实验中可能不一样，因此，在相同的撞击速度下，测量的最高温度也可能存在差异。从表2中可以看出，在实验所覆盖的加载速率范围内，加载速率对TC11钛合金测量的动态剪切最高温度影响不明显。实验测量得到的最高动态剪切温度范围为180～430 ℃。
表 2 剪切带温度测量结果Table 2. Test results of temperature rise at shear bands试样编号 子弹撞击速度/（m∙s−1） 测量的最高温度/℃ 1-1 17 180 1-2 250 1-3 340 1-4 343 2-1 5.6 200 2-2 425 2-3 430 2-4 180 2-5 330 典型的测量温度随时间变化的曲线如图11所示，为分析方便，将载荷随时间变化的曲线画在同一幅图中。从图中可以看出，ch3所测的温度最高，为430 ℃，这与Zhou等[11]关于TC4的测试结果接近。其次是ch5，所测得的最高温度为377 ℃。接着是ch6，最高温度为247 ℃。其他通道均无显著温升。根据图9，3个相邻测试点所覆盖的长度为550 μm，因此，可推断出剪切带附近550 μm范围内的材料才有较为显著的温升。在23.6 μs时刻，ch3所测的温度为77 ℃，在29.7 μs，温度已经上升到最大值430 ℃，平均温升率高达5.8×107 ℃/s。在达到最高温度后，温度先随时间快速下降，在49.1 μs时刻，温度已经下降为253 ℃，平均降温速率9.1×106 ℃/s，随后温度下降速率变缓，剪切带附近材料温度维持在较高值所持续的时间在10 μs量级。此外，从图11还可以看出，在载荷起始点，剪切区并未产生温升，而在载荷达到最高点时，即试样开始发生断裂时，剪切区的温度最高。
2. 讨论与分析
从材料断面微观形貌以及测温结果可以得到，动态剪切加载下，TC11材料剪切区内产生了显著的温升，且显著的温升主要集中在剪切区中心附近100 μm量级区域内，温升区具有高度局部化的特征，剪切区维持较高温度所持续的时间在10 μs量级。虽然实验测量是获取剪切过程中温升的最直接方法，但受测温装置空间分辨率制约以及实验中材料剪切变形与破坏路径具有不可控等因素的影响，实验结果需进一步确认。本质上，剪切变形过程中温升是塑性功转化热与热量扩散两者相互竞争的结果，温升特性确定的关键在于求解热力耦合问题。此外，通过有限元分析获取包括温升在内的应变局部化现象和材料内部应力状态等。基于此，可借助于基于功热转化的理论估算和有限元分析手段来获取更为详细的剪切区温升时空分布特性。
2.1 剪切温升理论分析
在冲击载荷作用下，材料中一旦形成剪切带，剪切带会容纳绝大部分的塑性变形，而剪切带外材料的塑性变形很小，结果导致剪切带内的温度明显高于剪切带外材料的温度，即沿着剪切带宽度方向存在温度梯度。因此，剪切带温度分布规律可以近似用一维热传导方程来描述，该方程形式如下：
∂T∂t=α∂2T∂2x+κσ˙ερpcp (4) 式中： T为温度，α为材料热扩散系数，κ为材料功热转化系数，ρp和cp分别为材料的密度和比定压热容，σ和
˙ε 分别为材料中的流动应力和应变率。等式右边的第1项为热扩散项，第2项为热的产生项。若忽略热扩散的作用，将剪切带扩展过程看成是绝热过程，则等式右边第1项可省略，式(4)从偏微分方程退化成常微分方程，可通过求解该方程得到剪切带温度分布的解析表达。但剪切带的扩展并不是一个绝热的过程，热扩散现象贯穿于材料动态加载的整个塑性变形和失效过程，从已有的实验研究[19]中可以看出，虽然剪切带扩展速度很快，但剪切带扩展过程中沿剪切带宽度方向仍然存在热扩散。若将剪切带看成一无厚度的瞬时热源，则式(4)有如下解析解[19]：
T=(H2ρpcp√π α)1√texp(−x24αt) (5) 式中：H为剪切产生的材料单位面积热含量，可以表示为H=κτyψc，τy为材料剪切屈服强度，ψc为材料临界剪切位移。
从TC11钛合金动态拉伸实验结果[20]可以得到，τy取0.55 GPa，103 s−1应变率下，ψc取值为100 μm，取材料功热转化系数为0.9，可得到热含量H为49.5 kJ/m2。此外，从文献[20]中可得，TC11密度ρp为4480 kg/m3，比定压热容cp为605 J/（kgˑK），热扩散系数α为2.32×10−6 m2/s，将这些值代入式(5)，即可得到剪切带温升在不同时间尺度下随空间距离x的分布，如图12所示。
图 12 不同时间尺度下剪切带温升随距离的变化规律Figure 12. Temperature rise vs. distance at different time scales剪切带的时间尺度很难准确估计，从Liao等[12]的工作可以看出，在1400 s−1剪切应变率下，剪切带内温度上升到最大值所经历的时间为20 μs。从图12中可以看出，剪切带内最高温度为751 ℃，高于实验测得的最高温度430 ℃，这是因为实验中所用红外探头具有一定的面积，实际测得的温度为探头覆盖面积区域内的平均温度。此外，在距离剪切带中心50 μm处，温度小于100 ℃，在距离剪切带中心更远的100 μm处，温度更低，小于60 ℃。这表明剪切带的温升具有高度局部化的特征，显著的温升主要集中在剪切带中心附近100 μm量级区域内。此外，剪切带内最高温度随时间变化的曲线如图13所示，从图中可以看出，温度最开始下降较快，从1081 ℃下降到500 ℃仅用了40 μs，平均冷却速率为1.4×107 ℃/s，温度维持在较高温度所持续的时间仅在10 μs量级， 1 ms后，TC11剪切带内最高温度已下降到了129 ℃。由理论分析得到的剪切带温升时间和空间分布规律与实验测得的是一致的。
2.2 剪切温升数值模拟分析
为获取剪切变形过程中更为详细的剪切区应变分布规律以及温升演化过程，对TC11动态剪切实验进行热力耦合有限元数值模拟分析。有限元分析中建立的几何模型和加载条件与1.1节中所述的实验保持一致，试样与部分入射杆和透射杆的有限元模型如图14(a)所示。分别采用Johnson-Cook本构模型和失效模型来描述TC11钛合金本构与失效行为，Johnson-Cook模型本构关系为：
σ=(A+Bεnp)(1+Cln˙ε)[1−(T∗)m] (6) 式中：A、B、C、n和m为材料常数，B为应变硬化系数，C为应变率敏感系数，m为温度敏感系数，
˙ε 为归一化应变率，T*为归一化温度。Johnson-Cook模型失效关系为：
εf=[D1+D2exp(D3σ∗)](1+D4ln˙ε)(1+D5T∗) (7) 式中：
σ∗ 为应力三轴度，εf为材料失效应变，D1～D5为材料参数。Johnson-Cook模型本构参量和损伤失效参量来源于文献[20-23]，试样材料参数分别为：A=983.38 MPa，B=564.32 MPa，n=0.454，C=0.025，D1=1.1，D2=0，D3=0，D4=0，D5=0。剪切区温升主要来源于材料塑性功转化的热量，计算中功热转化系数设置为0.9。选取剪切区内不同位置的8个单元1～8作为特征分析单元，来获取等效塑性应变和温升沿剪切区厚度方向的分布规律，如图14(b)所示。5.6 m/s子弹撞击速度下各特征分析单元的等效塑性应变随时间的变化曲线如图15所示，剪切区内等效塑性应变分布呈现出中间大边缘小的特征，即大塑性变形主要发生在剪切区中部。图16给出了各特征分析单元温升随时间的变化规律，与等效塑性应变分布类似，最高温升为540 ℃，发生在剪切区中部。图17给出了实验测得的剪切区温升与数值模拟温升结果对比。从图16～17可以看出，一方面，数值模拟得到的最大温升高于实验测得的最大温升，另一方面，达到最高温度后温度变化趋势存在不同，实验测得的温升呈快速下降趋势，而数值模拟显示剪切区中间区域温度在下降，而剪切带边缘曲线温度略有上升。在理论、数值模拟和实验中，所得的温升为测点覆盖区域或分析区域内的平均温度，有限元分析中剪切区网格尺寸比实验中红外探头尺寸小而比理论分析点(无穷小)大，从而导致在有限尺寸的网格单元上平均温升处于实验值和理论值之间。达到最高温度时，试样剪切区上下边缘处已经出现了破坏，随着变形继续发展，剪切带区中心热量向两边传递，造成中心温度下降，两边热量传入大于热量传出，导致剪切区边缘区温度略有上升。图18给出了剪切区温升分布云图随时间的演化规律，从图中可以看出，显著温升区起源于剪切区角落，随着变形发展，显著温升区逐渐向剪切区中部扩展，在材料发生断裂之前，剪切区温升达到最高，此外，剪切区中显著温升区呈现出高度局部化特性，断裂前，显著温升区(大于400 ℃)宽度仅为133 μm。
图 16 剪切区温升随时间的变化曲线Figure 16. The variation of temperature rise in the shear zone with time
图 17 实验测温结果与数值模拟结果的对比Figure 17. The comparison of temperature rise between experiment and simulation results3. 结 论
采用平板剪切实验、热传导方程理论分析和动态剪切过程有限元数值模拟对TC11钛合金动态剪切行为进行了分析，得到了材料动态剪切强度等力学特性，并重点关注了材料动态剪切过程中的温度时空分布规律，得到如下结论。
(1) 实验发现，动态加载下TC11钛合金表现出脆性的变形行为， TC11钛合金的平均动态剪切强度为433 MPa。从微观端面形貌推断材料在动态剪切过程中产生了显著的温升。
(2) 实验、理论和有限元分析结果均显示TC11钛合金在动态剪切过程中产生了明显的温升，但最高温升与所观察区域大小相关，利用高频红外探头(测温区域尺寸150 μm×150 μm)测得的最高温升为430 ℃，有限元分析(网格尺寸33 μm×33 μm)所得到的最高温升为570 ℃，理论分析(测点尺寸无穷小)的最高温升为751 ℃。
(3)剪切带温升在空间上的分布呈现出高度局域化的特性，实验、理论和有限元分析结果均表明显著的温升主要集中在剪切带中心附近100 μm量级区域内。
(4) 随着剪切区开始发生塑性变形，剪切区温度开始快速上升，显著温升区起源于剪切区角落，随着变形发展，显著温升区逐渐向剪切区中部扩展，在材料发生断裂前达到最大值，实验显示温升速率高达107 ℃/s量级。材料发生断裂后，即温升达到最大后，剪切区温升开始快速下降，实验和理论分析结果表明，温降速率约为106～107 ℃/s量级。
-
图 2 动态剪切温升实验加载和测试装置示意图
Figure 2. The schematic graph of the loading and testing devices
图 3 温度与电压之间关系的标定结果
Figure 3. Calibration results of the relationship between temperature and voltage
图 4 17 m/s撞击速度下试样两端的力平衡分析
Figure 4. Force equilibrium analysis of the sample under the impact velocity of 17 m/s
图 5 17 m/s撞击速度下TC11钛合金载荷-位移曲线
Figure 5. The force-displacement curves of TC11 titanium under the impact velocity of 17 m/s
图 6 14 m/s撞击速度下TC11钛合金的载荷-位移曲线
Figure 6. The force-displacement curves of TC11 titanium under the impact velocity of 14 m/s
图 7 5.6 m/s撞击速度下TC11钛合金的载荷-位移曲线
Figure 7. The force-displacement curves of TC11 titanium under the impact velocity of 5.6 m/s
图 12 不同时间尺度下剪切带温升随距离的变化规律
Figure 12. Temperature rise vs. distance at different time scales
图 16 剪切区温升随时间的变化曲线
Figure 16. The variation of temperature rise in the shear zone with time
图 17 实验测温结果与数值模拟结果的对比
Figure 17. The comparison of temperature rise between experiment and simulation results
表 1
B1 ～B5 标定值Table 1. The calibration values of
B1 −B5 通道 B1 B2 B3 B4 B5 ch1 64162 −5.21×106 2.13×108 −3.96×109 2.72×1010 ch2 167086 −3.26×107 3.14×109 −1.36×1011 2.16×1012 ch3 199221 −4.59×107 5.22×109 −2.67×1011 5.03×1012 ch4 42706 −4.52×106 2.89×108 −8.33×109 9.16×1010 ch5 42263 −4.45×106 2.91×108 −8.65×109 9.81×1010 ch6 32925 −2.32×106 9.39×107 −1.73×109 1.20×1010 ch7 37901 −2.19×106 6.70×107 −9.42×108 4.98×109 ch8 46777 −5.31×106 3.62×108 −1.12×1010 1.31×1011 
下载: 导出CSV
表 2 剪切带温度测量结果
Table 2. Test results of temperature rise at shear bands
试样编号 子弹撞击速度/（m∙s−1） 测量的最高温度/℃ 1-1 17 180 1-2 250 1-3 340 1-4 343 2-1 5.6 200 2-2 425 2-3 430 2-4 180 2-5 330
下载: 导出CSV
-
[1] GORYNIN I V. Titanium alloys for marine application [J]. Materials Science and Engineering: A, 1999, 263(2): 112–116. DOI: 10.1016/S0921-5093(98)01180-0. [2] PETERS M, KUMPFERT J, WARD C H, et al. Titanium alloys for aerospace applications [J]. Advanced Engineering Materials, 2003, 5(6): 419–427. DOI: 10.1002/adem.200310095. [3] GURRAPPA I. Characterization of titanium alloy Ti-6Al-4V for chemical, marine and industrial applications [J]. Materials Characterization, 2003, 51(2/3): 131–139. DOI: 10.1016/j.matchar.2003.10.006. [4] LEYENS C, PETERS M. Titanium and titanium alloys [M]. Weinheim: Wiley-VCH, 2003. [5] RACK H J, QAZI J I. Titanium alloys for biomedical applications [J]. Materials Science and Engineering: C, 2006, 26(8): 1269–1277. DOI: 10.1016/j.msec.2005.08.032. [6] RITTEL D, OSOVSKI S. Dynamic failure by adiabatic shear banding [J]. International Journal of Fracture, 2010, 162(1): 177–185. DOI: 10.1007/s10704-010-9475-8. [7] BAI Y L. Thermo-plastic instability in simple shear [J]. Journal of the Mechanics and Physics of Solids, 1982, 30(4): 195–207. DOI: 10.1016/0022-5096(82)90029-1. [8] GRADY D E, KIPP M E. The growth of unstable thermoplastic shear with application to steady-wave shock compression in solids [J]. Journal of the Mechanics and Physics of Solids, 1987, 35(1): 95–119. DOI: 10.1016/0022-5096(87)90030-5. [9] GUO Y Z, RUAN Q C, ZHU S X, et al. Temperature rise associated with adiabatic shear band: causality clarified [J]. Physical Review Letters, 2019, 122(1): 015503. DOI: 10.1103/PhysRevLett.122.015503. [10] GUO Y Z, RUAN Q C, ZHU S X, et al. Dynamic failure of titanium: temperature rise and adiabatic shear band formation [J]. Journal of the Mechanics and Physics of Solids, 2020, 135: 103811. DOI: 10.1016/j.jmps.2019.103811. [11] ZHOU M, ROSAKIS A J, RAVICHANDRAN G. Dynamically propagating shear bands in impact-loaded prenotched plates—Ⅰ. experimental investigations of temperature signatures and propagation speed [J]. Journal of the Mechanics and Physics of Solids, 1996, 44(6): 981–1006. DOI: 10.1016/0022-5096(96)00003-8. [12] LIAO S C, DUFFY J. Adiabatic shear bands in a Ti-6Al-4V titanium alloy [J]. Journal of the Mechanics and Physics of Solids, 1998, 46(11): 2201–2231. DOI: 10.1016/S0022-5096(98)00044-1. [13] RANC N, TARAVELLA L, PINA V, et al. Temperature field measurement in titanium alloy during high strain rate loading—adiabatic shear bands phenomenon [J]. Mechanics of Materials, 2008, 40(4/5): 255–270. DOI: 10.1016/j.mechmat.2007.08.002. [14] 苏冠龙, 龚煦, 李玉龙, 等. TC4在动态载荷下的剪切行为研究 [J]. 爆炸与冲击, 2015, 35(4): 527–535. DOI: 10.11883/1001-1455(2015)04-0527-09.SU G L, GONG X, LI Y L, et al. Shear behavior of TC4 alloy under dynamic loading [J]. Explosion and Shock Waves, 2015, 35(4): 527–535. DOI: 10.11883/1001-1455(2015)04-0527-09. [15] CHICHILI D R, RAMESH K T, HEMKER K J. Adiabatic shear localization in α-titanium: experiments, modeling and microstructural evolution [J]. Journal of the Mechanics and Physics of Solids, 2004, 52(8): 1889–1909. DOI: 10.1016/j.jmps.2004.02.013. [16] 李继承, 陈小伟, 陈刚. 921A钢纯剪切帽状试件绝热剪切变形的数值模拟 [J]. 爆炸与冲击, 2010, 30(4): 361–369. DOI: 10.11883/1001-1455(2010)04-0361-09.LI J C, CHEN X W, CHEN G. Numerical simulations on adiabatic shear deformations of 921A steel pure shear hat-shaped specimens [J]. Explosion and Shock Waves, 2010, 30(4): 361–369. DOI: 10.11883/1001-1455(2010)04-0361-09. [17] ZHANG J, TAN C W, REN Y, et al. Adiabatic shear fracture in Ti-6Al-4V alloy [J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2011, 21(11): 2396–2401. DOI: 10.1016/S1003-6326(11)61026-1. [18] GIOVANOLA J H. Adiabatic shear banding under pure shear loading. part Ⅱ: fractographic and metallographic observations [J]. Mechanics of Materials, 1988, 7(1): 73–87. DOI: 10.1016/0167-6636(88)90007-5. [19] LEWANDOWSKI J J, GREER A L. Temperature rise at shear bands in metallic glasses [J]. Nature Materials, 2006, 5(1): 15–18. DOI: 10.1038/nmat1536. [20] CHEN J H, XU W F, ZHANG F J, et al. Strain rate dependent tension behavior of TC11 titanium alloys [J]. Rare Metal Materials and Engineering, 2021, 50(6): 1883–1889. DOI: 10.12442/j.issn.1002-185X.E20200020. [21] 陈军红, 徐伟芳, 张方举, 等. 冲击载荷作用下TC11钛合金失效模型中关键参数测试方法研究 [J]. 中国测试, 2018, 44(10): 164–168. DOI: 10.11857/j.issn.1674-5124.2018.10.028.CHEN J H, XU W F, ZHANG F J, et al. The measurement of the key parameters in the dynamic failure mode of TC11 titanium alloy [J]. China Measurement & Test, 2018, 44(10): 164–168. DOI: 10.11857/j.issn.1674-5124.2018.10.028. [22] 《中国航空材料手册》编辑委员会. 中国航空材料手册. 第4卷: 钛合金 铜合金[M]. 2版. 北京: 中国标准出版社, 2002: 172–198.Editorial Committee of China Aviation Materials Manual. China aeronautical materials handbook. volume 4: titanium alloy and copper alloy [M]. 2nd ed. Beijing: Standards Press of China, 2002: 172–198. [23] ZHANG J, WANG Y, ZAN X, et al. The constitutive responses of Ti-6.6Al-3.3Mo-1.8Zr-0.29Si alloy at high strain rates and elevated temperatures [J]. Journal of Alloys and Compounds, 2015, 647: 97–104. DOI: 10.1016/j.jallcom.2015.05.131. 期刊类型引用(1)
1. 朱宁远，卢苇，赖文坤. 基于响应面法的TC11钛合金振动热摆辗损伤预测及工艺优化. 机电工程技术. 2025(01): 22-27 . 
百度学术其他类型引用(0)
-
下载:
百度学术
计量
- 文章访问数: 217
- HTML全文浏览量: 76
- PDF下载量: 83
- 被引次数: 1