表面加工塑性層對金屬柱殼剪切帶自組織單旋起始的影響1)

劉龍飛 劉煉煌 胡 力 楊智程

(湖南科技大學材料科學與工程學院,湖南湘潭 411201)

引言

絕熱剪切變形局部化是材料在高應變率變形條件下常見的微損傷形式之一,這種現象廣泛存在于許多高速變形及破壞過程中,包括彈丸撞擊和穿透、動態沖孔、爆炸破碎和高速切削等[1-3].這種微損傷的典型特征是在材料中形成了絕熱剪切帶(ASB),絕熱剪切的出現往往預示著材料或結構發生宏觀災變的開始.因此,關于絕熱剪切帶誘發機制、演變規律和敏感性因素及其物理圖像的研究一直是力學和材料科學領域重點關注的理論和實驗課題之一,并且已經取得了許多有價值的成果[4-18].

金屬柱殼作為武器戰斗部結構的典型代表,其在爆炸等強動載荷下的變形和破壞機理一直是軍事領域關注的重要研究課題[19-23].以往關于絕熱剪切變形局部化的研究,主要采用幾何特殊形狀試樣強制材料發生剪切局部化的方式對單個剪切帶(SB)的起始、擴展和開裂行為進行研究.如Nesterenko等[24-25]通過發展厚壁圓筒(thick-walled cylinder,TWC)實驗技術,研究材料自發在坍塌金屬柱殼試樣的截面上形成多重剪切帶,為材料絕熱剪切局部化敏感性的研究提供了另外一種實驗手段.此外,由于柱殼特有的對稱結構,觀察到的多重剪切帶行為具有明顯的自組織特征,即剪切帶沿最大剪切應力方向呈現周期性分布,并且在某些試樣中形成單螺旋排列現象[11].金屬柱殼在高速坍塌過程中多重剪切帶的自組織行為引起了國內外力學和材料科學工作者的廣泛關注,成為材料動態損傷研究的重要課題.Nesterenko等[26-27]還采用厚壁圓筒實驗裝置研究了工業純鈦、TC4 鈦合金和不銹鋼等材料中剪切帶自組織行為,他們發現剪切帶的自組織行為與材料的性能和微結構密切相關,局部化的起始與某些特定的晶粒取向有關.Xue等[27-28]研究了晶粒大小和表面硬化層對304 L 不銹鋼中剪切帶自組織的影響,發現在實驗確定的晶粒尺寸范圍內,柱殼材料晶粒尺寸的變化對剪切帶自組織間距的影響不大,剪切帶平均長度隨晶粒尺寸的增加而增加,加工硬化層顯著改變了剪切帶的起始條件,誘發了更多剪切帶的形核.Lovinger等[29]采用電磁壓縮厚壁圓筒技術,對鈦及鈦合金、不銹鋼、鋁合金和鎂合金等多種材料中的剪切帶自組織行為進行了研究,發現剪切帶間距主要受材料性能的影響,柱殼的幾何尺寸對剪切帶自組織行為影響不大,多重剪切帶的形成源自于材料的自發剪切失穩而不是柱殼結構.湯鐵鋼等[30-31]研究了內爆壓縮加載下HR-2 鋼和LY12 鋁圓管的剪切破壞過程,發現絕熱剪切帶首先在柱殼內表面形成,同時觀察到剪切帶單向占優的單螺旋現象.Yang等[15,32-35]通過實驗和數值模擬結合的方法,研究了相成份、晶體取向和預制缺口對鈦合金和鋁合金柱殼中剪切帶自組織行為的影響,發現相含量和晶體取向的差異影響剪切帶自組織特征,預制缺口引起的應力集中誘發剪切帶早期形核.胡海波等[11]研究和總結了金屬柱殼在內爆加載下的單旋裂紋現象后認為,在較強加載條件下,初始冶金學條件對絕熱剪切帶取向的影響不再是主導因素,需要深入到表面加工介觀狀態變化可能引起的對金屬柱殼絕熱剪切行為的影響.黃西成在柱殼破壞模式的數值模擬中發現,材料的初始缺陷分布對絕熱剪切發展非常重要[19].Liu等[36]采用周期性單方向螺旋擾動的方法重現了剪切帶自組織單旋現象,但是缺乏清晰的材料物理圖像.最近,通過特殊的機械加工工藝,研究內表面粗糙度對鈦合金柱殼中剪切帶自組織行為的影響[37].本文選擇具有較好塑性的20 鋼材,采用特殊工藝加工成內表面具有晶粒單方向拉伸和不同厚度塑性層的柱殼,結合厚壁圓筒實驗技術,研究了表面加工塑性層對絕熱剪切帶自組織單旋起始行為的影響,為理解金屬柱殼在高速塌陷過程中絕熱剪切帶占優取向現象提供有價值的參考.

1 實驗材料及研究方法

本文實驗研究材料采用商用20 鋼棒,經正火處理后加工成外徑21 mm、內徑15 mm 和高72 mm的圓管.對圓管外表面采用相同工藝參數進行機械加工和表面處理,確保外表面具有相同的組織和表面粗糙度.為了在圓管內表面獲得變形晶粒取向相同和厚度不同的塑性層,在LBR-370 型數控車床上進行相同方向不同切削速度下切削加工.為了消除表面粗糙度和殘余應力的影響,對機加工后的圓管打磨拋光到具有相同的表面粗糙度,并在真空爐中進行150 °C+60 min 去應力退火,經X 射線檢測法測得殘余應力小于30 MPa.獲得了具有不同表面加工塑性層的五組試樣,并在其一端切下約5 mm 長的試樣進行塑性層表征.

爆炸加載厚壁圓筒坍塌實驗裝置如圖1 所示.

圖1 實驗裝置示意圖Fig.1 Experimental configuration

試樣放置在高度相同、內外徑尺寸能彼此緊密相接的兩個銅管之間,圓管之間填充環氧樹脂,減少應力波在管壁之間界面上的反射.內銅管內、外徑分別為13 mm 和15 mm;外銅管內、外徑分別為21 mm 和23 mm.采用改性銨油炸藥,藥厚24 mm,裝填密度為0.8 g/cm3,爆速為3200 m/s.炸藥均勻地填裝在外銅管外圍,在起爆口采用雷管起爆炸藥,驅使銅管和試樣向內塌陷,實驗前后試樣照片如圖2所示.

圖2 實驗前后試樣照片Fig.2 Photos of samples before and after the experiment

在外部爆轟波驅動下,銅管和20 鋼圓管向內坍塌,最大剪應力和應變首先在試樣內表面形成.假設在中心孔外相對較遠的距離處,圓管材料整體沿徑向做軸對稱坍塌運動,對稱軸與圓筒同構型的圓柱體軸重合,圓管上任何一點在坍塌過程中的徑向應變可由其初始半徑r0和坍塌后的半徑rf計算

根據質量守恒,該點的等效應變εef為[19,38]

其中,r0為參考點的初始半徑,rf為塌陷后參考點的最終半徑.

對實驗后的樣品進行回收,采用線切割車床沿垂直軸向方向切割樣品,采用600CW 至2000CW金相砂紙打磨和拋光,并用濃度為4%的硝酸酒精溶液腐蝕,在金相顯微鏡上觀察、測量并記錄20 鋼管實驗前后塑性層、剪切帶位置和長度等信息.

2 實驗結果與分析

2.1 內表面加工塑性層表征

將經過熱處理和不同切削速度加工后的柱殼進行取樣表征,經過鑲樣、磨拋和腐蝕后觀察其截面的微觀組織形貌,結果如圖3 所示.

圖3 不同切削速度下柱殼內表面塑性層形貌Fig.3 Morphology of plastic layer on inner surface of cylindrical shells at different cutting speeds

圖3(a)是2.7 m/s 的切削速度下形成的塑性層截面形貌圖.此時塑性層較薄,晶粒沿切削方向發生了較小的拉伸變形.隨著切削速度降低到 2.2 m/s 時,塑性層厚度增加,晶粒沿切削方向明顯拉伸、偏轉和有序排列,如圖3(b) 所示.當切削速度降低到1.7 m/s 時,塑性層厚度進一步增加,晶粒拉伸變形更加劇烈,并在內表面開始出現晶粒拉伸細化現象,如圖3(c) 所示.隨著切削速度進一步降低到1.2 m/s和0.7 m/s 時,塑性層厚度也隨之增加,碎化晶粒數量增加,如圖3(d)和圖3(e).為了定量表征切削速度對內表面加工塑性層厚度的影響,以晶粒出現明顯拉伸和流動的位置開始,測量了不同切削速度下20 鋼管截面塑性層厚度,結果如表1 所示,內表面塑性層厚度隨著切削速度的降低而增大.

表1 表面塑性層厚度與切削速度的關系Table 1 Relationship between the thicknesses of surface plastic layer and cutting speed

一般地,在切削加工過程中,切削速度越高,材料剝離越迅速,擠壓現象越嚴重.本實驗中,在切削速度較大時(2.7 m/s),材料剝離迅速,擠壓現象明顯,表面塑性層厚度較小(圖3(a)).當切削速度降低時,擠壓現象減弱,拉伸效果增加,表面晶粒沿切削方向明顯拉長,表面塑性層厚度增加(圖3(b)),表面晶粒因拉伸而出現晶粒細化現象(圖3(d)和圖3(e)),同時塑性層厚度增大.由于切削過程中的擠壓、拉伸現象及材料剝離過程并不是隨著切削速度降低線性相關的,因而表面塑性層厚度也不是線性增加.

2.2 塑性層對剪切帶形核行為的影響

在厚壁圓筒向內高速坍塌過程中,由于最大剪應力和應變位于圓筒的內表面,將首先在圓筒內表面發生絕熱剪切變形失穩,誘發剪切帶形核.為研究內表面加工塑性層對柱殼絕熱剪切帶形核及剪切帶自組織行為的影響,對爆炸加載實驗后的回收樣品沿徑向切片,觀察具有不同表面加工塑性層柱殼樣品在相同等效應變下截面的變形情況,以期獲得塑性層變化對柱殼絕熱剪切行為影響的規律.圖4 是具有不同塑性層的五組樣品在等效應變為0.46 時發生塑性變形失穩時剪切帶形核的形貌圖.

圖4 塑性層對柱殼中剪切帶形核行為的影響Fig.4 Effect of plastic layer on shear band nucleation in cylindrical shell

為定量評價內表面塑性層對20 鋼絕熱剪切帶形核速率及取向的影響,在金相顯微鏡下觀察、測量并記錄試樣截面上所有剪切帶位置、長度和取向,繪制成剪切帶分布示意圖,結果如圖5 所示.

圖5 不同厚度塑性層圓管在同一等效應變(0.46)下剪切帶形核分布示意圖Fig.5 Schematics of shear band nucleation pattern in cylindrical shell under the same equivalent strain (0.46)

觀察結果圖5 表明,塑性層厚度較小時(圖5(a)),可識別的剪切帶僅2 條.隨著塑性層厚度的增加,剪切帶數量快速增加,并且逐漸出現某個方向剪切帶數量占優的現象.為了更好地表征塑性層厚度對剪切帶形核數量的影響,將剪切帶形核數量作為塑性層厚度的函數繪制成圖,結果如圖6 所示.結果表明,隨著塑性層厚度的增加,剪切帶形核的數量增加.圖4～圖6 表明,塑性層的存在,明顯影響坍塌柱殼樣品中剪切帶的形核行為,這與文獻[28]的報道一致.此外,隨著塑性層厚度的增加,剪切帶的形核和生長速率也隨之增加,表明柱殼加工過程中產生的塑性層影響塑性變形失穩條件,誘發剪切帶形核差異.Jia等[39]的研究表明,晶粒細化的鐵在塑性變形中更易發生絕熱剪切變形局部化.由于柱殼試樣中剪切帶形核在很大程度上取決于內部邊界條件,因此柱殼試樣內表面塑性層組織的差異為絕熱剪切變形失穩提供了不同的擾動條件.圖3 表明,較厚的塑性層包含劇烈拉伸和細化的晶粒.與塑性層較薄的試樣相比,細化的晶粒使塑性層較厚的試樣具有更高的絕熱剪切敏感性.因此,在塑性層較厚的樣品中,剪切帶的形核速率高于塑性層較薄的樣品.

圖6 塑性層厚度對剪切帶形核數的影響Fig.6 Effect of the plastic layer thickness on theshear bands nucleation number

2.3 塑性層對剪切帶取向行為的影響

為了研究塑性層變化對剪切帶取向行為的影響,在金相顯微鏡下觀察、記錄和測量了試樣等效應變為0.56 時截面上所有剪切帶位置、長度和取向(順時針或逆時針),繪制成剪切帶分布示意圖.圖7 是塑性層厚度為8.4 μm,14.7 μm,18.0 μm,23.2 μm 和27.5 μm 樣品的剪切帶分布示意圖,可見的剪切帶總數量分別為4,9,11,16 和19,即形成的剪切帶總數量隨著塑性層厚度的增加而增加.對具有不同塑性層厚度樣品中剪切帶取向分布進行統計分析發現,隨著塑性層厚度的增加,樣品中觀察到的剪切帶取向分布逐漸出現一列占優的現象.塑性層厚度最小(8.4 μm)的樣品中,如圖7(a),順時針(C)和逆時針(CC)方向分布的剪切帶數量均為2.在塑性層厚度為14.7 μm 的樣品中,逆時針方向分布的剪切帶 (CC-SBs) 和順時針方向分布的剪切帶 (C-SBs) 的數量分別為5 和4,如圖7(b)所示.在塑性層厚度為18.0 μm 的試樣中(圖7(c)),CC-SBs 剪切帶數量增加到7,C-SBs 剪切帶數量沒有增加,仍為4.在塑性層厚度為23.2 μm 的試樣中(圖7(d)),CC-SBs 剪切帶數量增加到11,C-SBs 剪切帶數量略微增加到5.當塑性層厚度增加到27.5 μm 時,試樣中CC-SBs 的數量增加到14,C-SBs 剪切帶數量仍保持不變.為了更好地定量表征塑性層厚度對柱殼中剪切帶自組織取向行為的影響,統計了不同塑性層厚度樣品中總剪切帶數T-SBs,CC-SBs 和C-SBs 數量,將其繪制成隨塑性層厚度變化的柱狀圖,結果如圖8 中所示.

圖7 等效應變為0.56 時不同塑性層樣品中剪切帶分布示意圖Fig.7 Schematic configurations of shear band pattern in samples with different plastic layer at εef of 0.56

圖8 試樣中T-SBs、CC-SBs 和C-SBs 數量隨塑性層厚度變化分布Fig.8 The number of total SBs,CC SBs and C SBs as a function of plastic layer thickness in samples

結果表明,隨著塑性層厚度的增加,CC-SBs 數量逐漸增加,而C-SBs 數量只略有增加,即逆時針方向分布的剪切帶數量所占比例越來越大,出現剪切帶單螺旋排列現象的趨勢越來越明顯.為了表征柱殼內表面塑性層厚度變化對其剪切帶在某個方向占優的單螺旋現象,將單方向占優的剪切帶數量(本實驗中是逆時針方向,nCC) 與剪切帶總數量(ntotal)的比例隨塑性層厚度的變化趨勢繪制成曲線圖,結果如圖9 所示.結果表明,隨著塑性層厚度的增加,逆時針方向排列的剪切帶所占比例越來越大,在本文的實驗范圍內,這一比例接近了75%,說明塑性層厚度對剪切帶取向占優-單螺旋現象具有重要的影響.然而,塑性層厚度是一個沒有方向的標量,難以解釋柱殼剪切帶取向占優的現象.

由不同切削速度下柱殼內表面塑性層形貌圖3可知,由較高切削速度形成的塑性層中,塑性層厚度較小,塑性層中晶粒取向不明顯,各向異性對剪切帶形核及擴展作用較弱(圖3(a)).隨著塑性層厚度的增加,晶粒取向變得越來越明顯,如圖3(b)～圖3(e)所示.在切削加工過程中,內表面塑性層晶粒沿切削方向偏轉和拉長.偏轉和拉伸使得晶粒沿切削方向規則排列,形成擇優取向,且晶粒的擇優取向隨著塑性層厚度的增加越來越明顯,對內表面剪切帶形核和擴展的影響越強.塑性層較厚的柱殼試樣中,如圖3(d)和圖3(e)所示,塑性層中的晶粒近似沿45°的最大剪應力方向拉伸并平行排列.在柱殼塌陷過程中,45°方向的最大剪應力使得塑性層中的拉長晶粒繼續拉長和沿晶界滑移,滿足塑性變形的發展.另一方面,135°方向的最大剪應力迫使塑性層中的拉長晶粒內部發生位錯聚集并形成亞晶粒.隨著塑性變形的增加,亞晶粒在剪應力作用下發生旋轉動態再結晶,誘發變形局部化,形成剪切帶.因此,剪切帶沿垂直于塑性層晶粒拉長方向形核和擴展,如圖4 所示.由表面加工形成的塑性層中晶粒拉伸規則排列誘發的剪切帶取向占優即單螺旋現象可以用基于Meyers等[9]提出的旋轉再結晶模型來解釋.

圖10 是柱殼中塑性層組織在最大剪切應力作用下剪切帶形核及取向的形成過程示意圖.為方便起見,將這一過程分為四個階段.在柱殼試樣的破壞過程中,柱殼面上任意一點均表現出兩個正交的最大剪應力.在本工作中,一個垂直于晶粒拉伸方向,另一個大致平行于晶粒拉伸方向,如圖10(a)所示.在平行于晶粒拉伸方向的剪應力作用下,拉伸晶粒被連續拉長并分解為亞晶粒(圖10(b)).亞晶粒的數量隨著塑性變形的增加而增加(圖10(c)).同時,這些亞晶粒在垂直于晶粒拉伸方向的剪切應力作用下旋轉發生動態再結晶,形成剪切帶(圖10(d)).因此,剪切帶優先沿垂直于塑性層中晶粒拉伸方向開始形核,并隨著塑性變形的增加向柱殼中擴展,形成剪切帶取向占優即單螺旋現象.可以想象,如果整個表面塑性層中的晶粒都沿著加工方向拉伸并規則排列,剪切帶的形核及擴展將沿著垂直于晶粒的相同拉伸方向開始,形成單一的螺旋結構.當表面塑性層較薄時,拉伸晶粒在亞晶粒形成過程中容易使加工形成的塑性層中晶粒取向破壞而消失.與柱殼基體組織相比,只發生了晶粒細化,難以誘發形成取向明顯的剪切帶形核,具有隨機性,如圖4(a)和圖4(b)所示.因此,剪切帶的形核和擴展方向是隨機的(平行或垂直于晶粒的拉伸方向).然而,具有較厚塑性層的柱殼試樣中,在塑性變形的早期,只有部分拉伸晶粒細化,整個塑性層組織仍然能在一定程度上保持加工形成的流線方向,在垂直于晶粒拉伸方向的剪切應力作用下,由于亞晶粒的旋轉再結晶發生局部弱化,發生剪切帶形核(圖4(c)),并在該方向剪切應力作用下向柱殼基體擴展(圖4(d)和圖4(e)),形成剪切帶取向占優即單螺旋現象.此外,圖8 和圖9 中的結果表明,塑性層越厚,垂直于晶粒拉伸方向的剪切帶越多.實驗和分析結果表明,金屬柱殼中剪切帶形成自組織單螺旋結構與柱殼內表面塑性層厚度及塑性層材料組織密切相關,塑性層越厚,塑性層晶粒單向排列越規則,越容易形成取向占優的剪切帶單螺旋結構.

圖10 塑性層內組織演化及其誘發剪切帶形核示意圖Fig.10 Schematic diagram of microstructure evolution in plastic layer and induced shear band nucleation

2.4 塑性層厚度對剪切帶形核和擴展速率的影響

在相同加載和應變條件下,剪切帶間距和長度的差異反映了材料或結構中剪切帶形核和擴展速率的變化.為了評價內表面塑性層厚度對柱殼中剪切帶形核和擴展速率的影響,繪制了與位置相關的剪切帶長度統計圖.圖11 是等效應變為0.56 時五組具有不同內表面塑性層厚度樣品的剪切帶分布圖.其中,H表示塑性層的厚度,表示剪切帶的平均長度,Lmax表示最大剪切帶長度.結果表明,隨著塑性層厚度的增加,剪切帶數量明顯增加,剪切帶平均間距減小,對形成的剪切帶平均長度和最大長度影響不大.

圖11 不同塑性層試樣剪切帶分布譜Fig.11 Spectra of shear band distributions in the five samples with different plastic layer

內表面塑性層厚度為8.4 μm 的樣品中,剪切帶平均長度為0.27 mm (圖11(a)),最大值為0.33 mm.在內表面塑性層厚度為13.7 μm 的樣品中,剪切帶平均長度為0.29 mm (圖11(b)),最大值為0.39 mm.隨著內表面塑性層厚度增加到18.0 μm,樣品中的剪切帶平均長度值為0.30 mm (圖11(c)),最大值同樣為0.39 mm.當樣品內表面塑性層厚度為23.2 μm時,剪切帶平均長度和最大值略有增加,分別為0.31 mm 和0.41 mm (圖11(d)).當樣品內表面塑性層厚度增加到27.5 μm 時,剪切帶平均長度略有下降,為0.30 mm (圖11(e)),最大值增加到0.43 mm.

圖11 表明,在應變為0.56 時,增加塑性層厚度,剪切帶的平均長度和最大值變化不大,說明這些樣品中的剪切帶仍處于形核階段.然而,由于剪切帶數量的增加,相應的剪切帶間距隨著塑性層厚度的增加而減小.根據形成的剪切帶數量和測量的內表面邊緣的半徑大小,剪切帶間距可用如下公示計算

其中,nb是剪切帶數量,Rfi是內表面邊緣半徑,Φb=2π.塑性層厚度對剪切帶間距的影響如圖10所示.為了更好地表達塑性層厚度對SBs 起始階段剪切帶間距的影響,圖12 中還繪制了等效應變為0.46 時相應樣品的剪切帶間距.

圖12 剪切帶間距隨塑性層厚度變化關系Fig.12 Shear band spacing related to the plastic layer thickness in the five samples

結果表明,在兩種等效應變下,剪切帶間距均隨塑性層厚度的增加而減小.在等效應變為0.46 和0.56 時,塑性層厚度為8.4 μm 的樣品中剪切帶間距分別為11.17 mm 和5.12 mm.隨著等效應變從0.46 增加到0.56,塑性層厚度為13.7 μm 的樣品中剪切帶間距從3.19 mm 減小到2.27 mm.隨著塑性層厚度的進一步增加,在相同的有效應變下,剪切帶間距略有減小.在等效應變為0.46 和0.56 時,塑性層厚度為27.5 μm 的樣品中,剪切帶最小間距分別為2.03 mm 和1.08 mm.這表明塑性層越厚,剪切帶的形核率越高.金屬柱殼高速變形塌陷時剪切帶的形核速率可由厚壁圓筒坍塌實驗數據估計.文獻[40]忽略圓筒塌陷過程中塑性變形功的影響,將炸藥的化學能轉換為圓筒坍塌的動能,獲得了圓筒塌陷的運動速率表達

其中,VC,E,M,Me,R和r分別為圓筒的坍塌速率、格尼系數、圓筒質量、炸藥裝藥量、填充炸藥的外半徑(等于36.5 mm)和圓筒的外半徑(等于12.5 mm).E由肯尼迪方程=D/3[41]得到,D是炸藥的爆速,等于3600 m/s.該公式計算得到的是圓筒塌陷時運動速率的最大值.為了簡化計算,假設塌陷過程中,運動速率線性減速,取其平均值為VC/2.因此,坍塌時間可以寫成

其中,R0和Rf分別為圓管外壁初始半徑和塌陷后最終半徑.同時,塌陷時平均剪切應變率為

其中ri和rfi分別是圓筒上任一點的初始和最終半徑.基于方程式(5)～式(7),代入測量的實驗數據,通過計算,內表面徑向應變率和剪切應變率分別為1.9 ×104s-1和3.8 × 104s-1.基于式(2),兩個等效應變(0.46 和0.56)之間的持續時間為

其中,下標1 和2 分別表示等效應變為0.46 和0.56時對應的徑向應變.

代入實驗數據,計算得到的持續時間為4.55 μs.基于實驗結果(圖5、圖7 和圖11)可以獲得等效應變0.46 增加到0.56 時剪切帶數量和長度增加值,剪切帶的平均形核速率和擴展速率為

代入實驗數據,結果如表2 所示.結果表明,在相同的加載和變形條件下,圓筒內表面塑性層厚度越厚,剪切帶的平均形核速率和擴展速率越大.

表2 不同塑性層厚度圓管中剪切帶形核速率和擴展速率Table 2 Shear band nucleation rate in cylindrical shells of different surface roughness

絕熱剪切帶的形成是材料在高速變形條件下的一種變形失穩現象,這種變形不穩定與材料組織或性能的變化即初始擾動密切相關.剪切帶起始位置上微觀結構或機械性能的差異將導致誘發變形失穩和發展的條件不同,這同樣是影響材料或結構中剪切帶間距或形核速率發生變化的重要原因.剪切帶的自組織行為在五個樣品中表現出差異,與內表面塑性層的微觀結構或機械性能有關,如晶粒取向和屈服強度.絕熱剪切帶的形核需要克服能量勢壘.能量勢壘越高,絕熱剪切帶形核越困難.能量勢壘的大小可通過文獻[42]提出的方程計算

其中,τy是屈服強度,是剪切應變率,α是熱軟化系數,c是熱容,λ是熱導率,ρ是密度.

從圖3 和式(11)可以看出,隨著圓筒內表面塑性層厚度的增加,塑性層中塑性變形加劇,并發生晶粒細化.因此,較厚的塑性層比較薄的塑性層由于塑性變形強化和細晶強化而具有更高的屈服強度和更低的勢壘,更容易誘發塑性層絕熱剪切變形失穩,發生剪切帶形核.因此,具有較厚塑性層的樣品具有較高的平均成核速率.類似地,剪切帶的擴展與變形時儲存的彈性能釋放密切相關.與薄塑性層樣品相比,具有厚塑性層的樣品塑性層具有較高的屈服強度,意味著更高的能量釋放率,絕熱剪切帶在厚塑性層中的傳播速度快于在薄塑性層中的傳播速度.然而,剪切帶的形核主要發生在內表面塑性層,其形核速率受塑性層的影響顯著.隨著剪切帶的擴展進入圓筒基體,與基體材料的組織和性能相關.由于塑性層厚度有限,因此其對剪切帶形核速率和傳播速度的影響是不同的,如剪切帶在塑性層厚度為27.5 μm的樣品中的形核速率是塑性層厚度為8.4 μm 的樣品中的塑性速率的4 倍(表2),而在塑性層厚度為27.5 μm 的樣品中,剪切帶的平均擴展速率小于塑性層厚度為8.4 μm 的樣品中剪切帶擴展速率的兩倍.Xue 等也在AISI 4030 鋼柱殼中觀察到了類似的結果,與沒有塑性層的樣品相比,有塑性層的樣品具有最高的塑性速率和更高的剪切帶擴展速度.同樣是由于塑性層厚度有限,剪切帶在塑性層中以較高的速率擴展后,它們都進入具有相同組織和性能的基體并具有相同的擴展速率.因此,塑性層厚度對絕熱剪切帶平均擴展速率的影響將隨著剪切帶擴展距離的增加而減小.

3 結論

采用厚壁圓筒實驗技術,對內表面具有不同塑性層的20 鋼柱殼中的剪切帶形核和擴展自組織特性進行了實驗研究和模型分析,探究了內表面塑性層變化對20 鋼柱殼剪切帶自組織單旋現象、形核和擴展行為的影響規律,得到了如下結果.

(1)與鑄造和線切割等柱殼加工技術相比,機械切削加工易在柱殼內表面形成晶粒組織規則排列的塑性變形層,并且塑性層越厚,晶粒排列越規則,剪切帶自組織行為越易誘發剪切帶單螺旋結構.

(2) 機械切削加工使柱殼內表面材料發生了劇烈的塑性變形,塑性層晶粒被拉長和細化,改變了柱殼內表面材料的組織和性能,影響了剪切帶的形核,表現為塑性層越厚,晶粒的拉伸變形和細化程度越劇烈,剪切帶形核速率越高,剪切帶間距越小.

(3)與柱殼基體材料相比,機械切削加工塑性層組織和性能的變化,同樣使柱殼中剪切帶的擴展速率發生了改變,隨著切削加工塑性層厚度的增加,剪切帶平均擴展速率增加,但是隨著剪切帶向基體擴展,塑性層厚度的影響減小.

(4) 表面規則排列的拉長晶粒,沿剪切應力方向的塑性變形以晶界滑移為主,而垂直于晶粒拉伸方向的剪切應力促使剪切帶形成,從而誘發單螺旋結構剪切帶的形成.