引言

鈦鋼復(fù)合板作為一種耐腐蝕，可焊性、導(dǎo)熱性及成形性良好的金屬材料，被廣泛應(yīng)用在水下、石化、能源等領(lǐng)域。

鈦金屬因其良好的耐腐蝕性被用于化學(xué)容器、熱交換容器等，但成本較高，尤其作為結(jié)構(gòu)部件時(shí)，這個(gè)問(wèn)題更為突出。鋼材有較高的強(qiáng)度和韌性，將金屬鈦和鋼壓制成鈦鋼復(fù)合材料，不僅降低了成本，還利用了鈦的耐腐蝕性和鋼的高強(qiáng)度，更重要的是鈦鋼復(fù)合材料在后期的熱處理、切割、卷筒等生產(chǎn)中不會(huì)產(chǎn)生分裂或分層。

鈦鋼復(fù)合板是通過(guò)熱軋、爆炸等復(fù)合工藝[1]將鈦合金和低碳鋼壓合在一起得到的新型復(fù)合鋼板[2]。1954年，日本通過(guò)爆炸復(fù)合法，憑借炸藥的爆發(fā)力，將鈦和鋼兩種金屬結(jié)合在一起，形成鈦鋼復(fù)合板。用鈦鋼復(fù)合板制備的設(shè)備，利用鈦合金的耐腐蝕性與容器內(nèi)的溶液接觸，低碳鋼則作為容器的外壁，這樣既具備耐腐蝕性能，又保證了強(qiáng)度和剛度[3]。然而，由于鈦和鋼材在結(jié)合時(shí)，會(huì)出現(xiàn)結(jié)合率不夠好而造成鈦層和鋼層表面局部有裂紋、氣孔夾渣、未焊透等問(wèn)題，因此，研究鈦鋼復(fù)合板基層和復(fù)層共同作用機(jī)理十分重要。

目前，國(guó)內(nèi)外對(duì)鈦鋼復(fù)合板的基本力學(xué)性能已有研究。

其中，段文森等[4]研究了通過(guò)爆炸復(fù)合工藝制造的鈦鋼復(fù)合板的剪切疲勞行為、斷裂韌性和斷裂機(jī)理。楊揚(yáng)分析了鈦鋼復(fù)合結(jié)構(gòu)界面結(jié)構(gòu)，建立了模型，進(jìn)行了力學(xué)研究[5]。Qiu Zheng等[6-7]對(duì)純鈦薄板考慮溫度效應(yīng)和應(yīng)變速率的單調(diào)力學(xué)試驗(yàn)進(jìn)行了研究。

本文對(duì)TA2+Q235b鈦鋼復(fù)合板進(jìn)行拉伸剪切試驗(yàn)，在拉伸荷載下，通過(guò)分析彈性模量、抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、伸長(zhǎng)率，并將試驗(yàn)結(jié)果與有限元模擬對(duì)比，研究鈦鋼復(fù)合板的力學(xué)性能。試驗(yàn)中，低碳鋼在屈服前，加載速率先快后慢。

1、試驗(yàn)材料

拉伸試件從本材上取樣，尺寸參考GB/T 228.1-2010《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分：室溫試驗(yàn)方法》[8]確定，見(jiàn)圖1。試件長(zhǎng)度300mm。共設(shè)計(jì)三個(gè)相同的復(fù)合比，編號(hào)分別為TB-1、TB-2、TB-3。鋼材基層厚度10mm，鈦層厚度2mm。試件尺寸設(shè)計(jì)見(jiàn)圖2。切割成型后的試件見(jiàn)圖3。

由圖4板件橫斷面材料組織圖，可以明顯看出鈦層和低碳鋼層的分布情況。

2、試驗(yàn)與結(jié)果分析

2.1 試驗(yàn)方案

TA2+Q235b爆炸型鈦鋼復(fù)合板，覆板采用工業(yè)用純鈦TA2，厚度為2mm，基層采用235鋼，厚度為11mm。表1是TA2和Q235的力學(xué)性能指標(biāo)。

根據(jù)GB/T 228.1-2010[8]，線切割TA2+Q235b復(fù)合板拉伸試樣。拉伸試驗(yàn)在微機(jī)伺服液壓萬(wàn)能實(shí)驗(yàn)機(jī)進(jìn)行，單點(diǎn)法測(cè)疲勞在MTS810型疲勞試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行，依次選出五個(gè)應(yīng)力，0.5rm, 0.45rm, 0.4rm, 0.35rm, 0.3rm，試驗(yàn)中逐級(jí)降低應(yīng)力級(jí)別，正玄波頻率30Hz，應(yīng)力比為-1，加載次數(shù)2×105次。鈦鋼復(fù)合板界面微觀組織采用蔡司Axiovert200MAT金相顯微鏡分析觀察。

2.2 試驗(yàn)過(guò)程

加載初期，隨著荷載增大，試件被輕微拉長(zhǎng)，橫截面出現(xiàn)縮小跡象。隨著荷載進(jìn)一步增大，試件變形量增大。加載到最大值時(shí)，試件出現(xiàn)頸縮現(xiàn)象，最終斷裂。試驗(yàn)過(guò)程中，試件從開(kāi)始加載到破壞，伴隨有兩次響聲，第一次是鈦-鋼界面分離，第二次是試件斷裂。可見(jiàn)，鈦鋼復(fù)合板材的基層和復(fù)層在拉伸過(guò)程中能協(xié)同工作。試件各實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)見(jiàn)表2。

值得注意的是，所有試件的斷口形狀接近[6]，且伴隨著拉伸，有彎曲變形，這是由于板件的殘余應(yīng)力釋放所致。同時(shí)，對(duì)TA2+Q235b鋼材進(jìn)行微觀分析可知，層兩側(cè)微觀相貌相近，表明兩種金屬材料在結(jié)合度方面有較好的連接性。

2.3 應(yīng)力-應(yīng)變曲線

通過(guò)三組試件的拉伸試驗(yàn)測(cè)得應(yīng)力應(yīng)變曲線。試驗(yàn)中可以看出，低碳鋼有明顯的屈服應(yīng)變，而鈦鋼則呈現(xiàn)出非線性的無(wú)屈服應(yīng)變的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)。因此，采用名義屈服值作為其屈服強(qiáng)度。應(yīng)力應(yīng)變曲線見(jiàn)圖5。

從圖5看出，當(dāng)應(yīng)變?cè)?%以下時(shí)，曲線的斜率趨于平緩，屈服變形表現(xiàn)明顯。同時(shí)，隨著鋼材應(yīng)變負(fù)荷比的提高，變形能力逐漸下降，這是由于在拉伸中鈦比例減少所致。

通過(guò)測(cè)量，發(fā)現(xiàn)試件長(zhǎng)度變大，首先是中部變長(zhǎng)，然后逐級(jí)向兩端擴(kuò)散，基層和復(fù)層的應(yīng)變相同，表明二者發(fā)生協(xié)同變形。由測(cè)量結(jié)果還可以看出，試件的變形中部變形最大，切橫截面處變形均勻，同樣表明基層和復(fù)層的協(xié)同變形。

由圖6可以看出，材料拉伸斷裂時(shí)沿著位錯(cuò)滑移面運(yùn)動(dòng)，析出物晶體出現(xiàn)不連續(xù)錯(cuò)位塞機(jī)。試驗(yàn)中出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，這是由于在微弱部位出現(xiàn)孔洞，且隨著切應(yīng)力的增大，孔洞聚集，最后出現(xiàn)頸縮現(xiàn)象，繼而斷裂。通過(guò)基材和復(fù)材的微觀拉伸圖可以看出，斷口有明顯的韌性特征，表面有一定數(shù)量大小不等的橢圓或圓形小窩，大小分布不均，這證明材料在斷裂前發(fā)生了較明顯的塑性變形。

3、有限元模擬

利用ABAQUS軟件，采用三維8點(diǎn)減縮積分實(shí)體單元建立三維有限元模型，采用鈦鋼雙金屬材料試件，忽略幾何缺陷和殘余應(yīng)力[9]。網(wǎng)格尺寸為1mm，標(biāo)距在截面的兩端，基層和復(fù)層泊松比分別為0.3和0.36。

采用TA2+Q235b的本構(gòu)模型，對(duì)鈦鋼復(fù)合板的應(yīng)力應(yīng)變曲線進(jìn)行有限元分析，見(jiàn)圖7。可以看出，有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合度良好。試驗(yàn)包括彈性階段、屈服階段、強(qiáng)化階段和破壞階段，當(dāng)達(dá)到抗拉強(qiáng)度極限后，試件出現(xiàn)明顯頸縮現(xiàn)象。

4、鈦鋼復(fù)合板疲勞性能分析

通過(guò)鈦鋼復(fù)合板材料疲勞強(qiáng)度測(cè)試，可以發(fā)現(xiàn)復(fù)合板的疲勞強(qiáng)度介于基層和鈦板之間，見(jiàn)圖8，這是由于鈦鋼復(fù)合板結(jié)合面組織不均勻，以及成分差異和應(yīng)力差異。由于基層和面層組織成分不同，以及鈦層在塑性變形中產(chǎn)生孿晶組織，因而在高疲勞應(yīng)變作用下更容易產(chǎn)生裂紋，造成金屬的疲勞損傷，降低其疲勞強(qiáng)度。

5、結(jié)論

本文通過(guò)對(duì)TA2+Q235b鈦鋼復(fù)合板的拉伸試驗(yàn)，研究其力學(xué)性質(zhì)，并將試驗(yàn)結(jié)果與有限元數(shù)據(jù)模型對(duì)比，結(jié)果顯示，TA2+Q235b鈦鋼復(fù)合板材各參數(shù)隨負(fù)荷比增大，彈性模量隨之降低。因此，各參數(shù)與復(fù)合比有關(guān)。隨著強(qiáng)度和伸長(zhǎng)率的增加，抗拉強(qiáng)度增大，塑性減小。

參考文獻(xiàn)

[1]閆力. 鈦鋼復(fù)合板的特點(diǎn)及應(yīng)用領(lǐng)域[J]. 中國(guó)鈦業(yè),2011(3):12-14.

[2]BAN H Y, SHI Y J, TAO X Y. Use of clad steelin engineering structures[C]//Proceedings of the fifteenthEast Asia-Pacific conference on structural engineering &construction, Xi’an, 2017:1167-1173.

[3]孟憲斌,易彩虹,吳小玲,等. 鈦及鈦合金復(fù)合材料發(fā)展及工業(yè)應(yīng)用[J]. 中國(guó)化工裝備,2013,15(6):3-7.

[4]段文森,魯漢民,劉建新. 金屬爆炸復(fù)合界面的疲勞裂紋擴(kuò)展特性及斷裂機(jī)制的研究[J]. 稀有金屬材料與工程,1989,3(8):6-10.

[5]楊揚(yáng). 鈦/鋼爆炸復(fù)合界面的微觀組織結(jié)構(gòu)和力學(xué)行為[J]. 材料導(dǎo)報(bào),1994,8(5):26.

[6]QIU Z, SHIMIZU T, MING Y. Grain size effect onmechanical behavior of thin pure titanium foils at elevatedtemperatures[J]. International journal of mechanical sciences,2017,133.

[7]QIU Z, et al. Tensile properties and constitutivemodel of ultrathin pure titanium foils at elevated temperaturesin microforming assisted by resistance heating method[J].Materials & design, 2014,63(Nov. ):389-397.

[8]GB/T 228. 1-2010,金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分:室溫試驗(yàn)方法[S].

[9]LIU X, BAI R, et al. Material properties and stressstrain curves for titanium-clad bimetallic steels[J]. Journal of

constructional steel research, 2019,162:105756.

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