TC4钛合金力学性能测试及其本构关系研究

温准静态拉伸试验、动态压缩试验。通过试验得到了材料在不同应变率、温度下的工程应力-应变曲线，发现TC4钛合金材

料应变硬化效应较弱，但应变率敏感性和温度软化效应较强。其次,基于试验结果，修正Johnson-Cook ( J-C)本构模型和断 裂准则获得MJO模型,并结合数值模拟标定J-C与MJO模型参数。最后,为校验模型和参数的有效性，采用ABAQUS/Ex-

pbcit有限元软件建立卵形头弹体撞击靶体的模型,分别将J-C和MJO模型及参数嵌入到有限元程序中，进行数值仿真计

算，对比撞击试验与数值模拟计算结果。研究表明,MJC模型预测的弹体弹道极限与靶体失效模式更接近于试验。关键词：TC4钛合金;本构模型;失效模式;撞击中图分类号：O341；TJ04 文献标志码：A D0I：10.13465/j.cnki.jvs. 2020.18.009MecCanical propertiet and constitutive relationship of TC4 titanicm alloyDENG Yunfei , ZHANG Yon* , AN Jindan* , ZHANG Tiechun , ZHOU Chunpin*2(1. Colleyo of Aeronautical Engineering, Civil Aviation University of China, Tianjin 300300, China；2.Aeoaioon KeyLab ooScoenceand Technoaogyon Hogh PeeooemanceEaecieomagneiocWondows, Reseaech NnsioiuieooeSpecoaa

SieuciueeooAeeonauiocaaComposoieooJonan, Jonan 250023, Chona)Abstract: In ordar to descriJa tha stress flow behavior of TC4 titanium Cloy reasonably, Urstly, universal materialiesiongmachoneand sp oiHopkonson peesbae( SHPB ) oacooiyweeeeespecioeeyused ioconducinoema8and hogh temperature quasi-static tension and dynamic compression test. Engineering stress-strain cueas at diUeent strain ratas and iempeeaiueeKweeeobiaoned byeepeeomeni.NieeeeaaihaiiheKieaon haedenongeoeciooTC4 ioianoum aaoyoweak, bui iheKieaon eaieKenKoioeoiyand iempeeaiueeKooienongeoeciaeeKieong.Seconday, baKongon iheeepeeomeniaaeeKuai , ihe Johnson-Cook constitutiva model (J-C ) was modified to obtain tha MJC model, and also tha parameters of J-C and MJC modeasweeecaaobeaied by nume eoca as omu aa ioon. F ona ay , on oedeeioeeeoyihemodeand oispaeameiees, ihemodeao> paaieompacied bypeoeecioaeweeeesiabaoshed woih ABAQUS gEepaocoionoieeaemenisoiwaee.Moeeoeee, iheJCCand MJC modeasand paeameieesweeeembedded onioihe onoieeaemenipeogeam eespecioeeay o enume eoca as omu aa ioon , and aasoihe eepeeomeniaaeesuaisweeecompaeed woih numeeocaasomuaaioons.Theeesuaisshowihaiihebaaosiocaomoio>peoeecioaeand ihe aoaueemodeo>paaiepeedocied byMJCmodeaaeecaoseeioiheeesuaio>eepeeomenisihan JCCmodea.Key wonit: TC4 titanium ； constitutiva model; failure moda; impactTC4钛合金具有优良的耐腐蚀性、低密度、高比强

度及较好的韧性和焊接性等一系列优点,在航空航天、

则,并结合有限元软件对材料模型参数进行了验证。 FoSansbee等⑶对TC4钛合金在不同应变率和温度下 的单轴响应做了大量研究。Lesue［4］利用霍普金森杆

(Split Hopkinson Bar, SHB)装置对 Ti -6A1-4V 动态力

石油化工、造船与汽车等领域都得到广泛应用。因此,

研究钛合金的力学性能很有必要。文献［1-2］对TC4 钛合金材料进行了大量试验，如霍普金森压杆试验、高 速拉伸试验以及准静态常温与高温拉伸试验。基于实

学性能进行了测试，研究了材料的各项异性，并通过试 验结果拟合了 JohnsonCCook 本构模型& Kay［5］ 利用霍普

验结果，研究了 TC4钛合金材料的本构模型与断裂准基金项目：国家自然科学基金( 11702317 );航空科学基金

(20181867007);中央高校基本科研业务费资助(3122019076)金森压杆( SpaoiHopkonson PeesBae, SHPB) 装置对 TC4

钛合金和2024-C3铝合金的J-C失效模型进行了研究, 并且对比了数值模拟与试验结果。Lee等［6］利用SHPB

装置在应变率102 ~103 s'1，室温到1 100 °C范围内对TU 6A1-4V的塑形变形与断裂行为进行了研究，分析了材料 的应变强化效应、应变率效应、温度效应及变形机制&收稿日期：2019 -10 - 24修改稿收到日期：2020 - 01 -20第一作者邓云飞男，博士，副教授,1982年生

第18期邓云飞等：TC4钛合金力学性能测试及其本构关系研究71通过上述分析可以发现，国内外研究者已经对

TC4钛合金材料的J-C本构模型和断裂准则进行了一

得到试件的位移场，进而得到试件表面的应变场。些研究。但是，部分研究发现在准静态拉伸试验中， J-C模型很难合理地描述材料颈缩后塑性应变与流动

应力的关系,以及温度与屈服强度、断裂应变之间的关 系。在高速冲击领域，大量的数值仿真研究发现，采用

J-C本构模型及断裂准则很难合理地预报弹体的弹道

极限和靶板的失效。因此，本文拟通过电子万能材料

试验机、霍普金森压杆装置，分别进行TC4钛合金在常 温和高温下的准静态拉伸试验、动态压缩试验。研究

TC4钛合金在大应变、高应变率和高温下的应力流动

行为及高温下的断裂特性。同时,基于试验结果，修正 Johnson-Cook本构模型及进行参数标定&最后，通过一

级气炮进行弹体高速冲击靶体试验，以验证本构模型 和断裂准则及其参数的有效性。1 TC4钛合金材料力学性能试验与方法1.1常温准静态拉伸试验准静态拉伸试验通过SHIMADZU立式电子万能试 验机，按照“金属材料室温拉伸试验方法(GB/L 228— 2002)”进行，如图1所示。准静态试验拉伸速度为 2 mm/min，标距段长度为40 mm,名义应变率为8.33 X 10-4f-］，拉伸环境温度约为15 °C。万鸽*试验机1夹具试样数码相机(a)常温准静态拉伸试验万能材料试盂和T |I jI _

高戴[ LED灯高温炉控制器数码相机(b)高温准静态拉伸试验图1力学性能测试试验设备Fig. 1 Experiment facility oS mechanicol propeCy test准静态拉伸试样为TC4钛合金光滑平板试样，如

图2所示。基于三维非接触全场应变测量技术(Digital Imaging Correlation，DIC )，通过在试件标距段内喷涂散

斑，利用数码像机实时采集目标区域变形的散斑图像。 同时，结合试验机记录的载荷和MatchlD-D软件计算图2力学性能测试试样(mm)Fig. 2 Test specimens for mechanicol propeCics ( mm)图3给出了不同方向拉伸试样的工程应力-应变曲

线，可以发现TC4钛合金材料的应变硬化效应较弱。准 静态屈服强度-通过工程应力-应变曲线获得,取塑性 应变为0.2%处的工程应力。为标定0。和90。方向O-

本构模型的硬化参数，即硬化系数S与硬化指数n,图4 给出了真实应力-应变曲线。通过拟合屈服点与颈缩点

之间的真实应力-应变拟合得到硬化参数，如表1所示。 可以发现,0。和90。方向弹性模量和屈服强度基本相同。1 050

900

庄 750

1 600

看450 o O°-Testl —0°-Test2

岸300

0°-Test3 1500°-Test4o 90°-Testl°0 0.03

0.06 0.09 0.12 0.15工程应变图3工程应力-工程应变曲线72振动与冲击表1 TC4钛合金J-C本构模型硬化参数Tab. 1 J-C constitutive model streegth parametert for

2020 年第 39 卷图5为准静态平板拉伸试验的回收试样，可以

发现所有试样均无明显颈缩现象&并且0。和90。方

TC4 titanium向拉伸试样表面均倾向于负45。方向断裂,剪切失

B/EPo1 030.63方向0°E/GPo106.16110.71A/MPo989.111 012.18n0.757效占主导作用&因此,从材料的弹性模量、屈服强度

和试样断口形状分析得到,TC4钛合金材料近似各

90°859.940.911向同性&(a) (b)图5变形试样Fog.5!Thedeooemed specomens1.2高温准静态拉伸试验为研究TC4钛合金材料的温度效应，利用万能材料试验机与高温炉,在准静态条件下进行高温拉伸试当温度从15 C增加到400 C时，材料流动应力随温度增加而逐渐降低,但延性基本保持不变，如图7 (e)图7(o)所示。VonMUos最大应变(断裂应变)基本保持不变，约为0.3&回收试样并无明显颈缩现象与温度验，相应加载速度为2 mm/min、名义应变率为8. 33 X 10-4s-1 &高温拉伸试样从0。方向获取，如图2(b)所软化现象,所以在此温度范围内失效模式基本不受温度的影响，如图8所示。当温度从400 C增加到700 C时,示。高温拉伸试验分别在100 C、150 C、225 C、300 C '400 C '500 C、600 C、700 C、800 C 下进行。研

温度每增加100 C,屈服强度约降低150 MPa,材料延性显著增加，即断裂应变显著增加，分别为0. 415 1、0.752 3 ,如图7 ( f)与图7 (-)所示。由于700 C、800 C时材料颈缩严重，软件无法计算得到断裂应变,究发现,温度对材料的流动应力和延性有显著影响,通过

试验得到不同温度下工程应力-应变曲线，如图6所示。此温度范围内材料产生显著的颈缩与伸长现象，有显著的温度软化效应。当温度达到800 C时，材料的屈服强度仅有50 MPa,基本失去了承载能力，材料已明显变细长，在高温炉内部有限的空间内未被拉断,说明此400 °C500 °C刀700 °C4800 °C温度下材料的延性极好。1.3霍普金森压杆试验为研究 TC4 钛合金材料流动应力对应变率的敏感0.15 0.30 0.45 0.60 0.75 0.90

1.05工程应变图6工程应力-应变曲线Fog.6!EngoneeeongsieesCsieaon cueeeooTC4 ioianoum aaoy

Von Mises Strain■2.757E-001效应,利用分离式霍普金森压杆设备进行了圆柱试样的动态压缩试验，如图9所示。SHPB测试装置由子弹、入射杆、透射杆和吸收杆组成。杆直径为12.7 mm,3.001E-0012.557E-0012.112E-0012.952E-0012.534E-0012.117E-0013.034E-0012.585E-0012.137E-001i2.884E-0012.413E-0011.942E-0011.471E-0019.998E-0025.287E-002I4.151E-0013.527E-0012.339E-0017.523E-0016.042E-0014.561E-0011.92 IE-0011.503E-0011.085E-0016.671E-0022.904E-0012.281E-0011.657E-0011.034E-0011.700E-0011.283E-0011.689E-0011.240E-0017.921E-0023.438E-0021.668E-0011.223E-0017.787E-0023.080E-0018.655E-0024.483E-0021.598E-0011.172E-002,!2.491E-0023.342E-002,5.760E・003・l4.103E・002・(a) 100 °C(b) 150°C(c) 225°C(d) 300°C(e) 400°C(f) 500 °C(g) 600°C图7不同温度下的VM平面应变图Fog.7!TheVM sueoacesieaon aieaeyongiempeeaiuee第18期邓云飞等：TC4钛合金力学性能测试及其本构关系研究)73(＞、)(＞和)( ＞ 分别为入射波、反射波和透射

波引起的应变⑻。试样变形基于一维应力波以及均匀

变形假设理论，试样的工程应力、工程应变和应变率表

达式参考文献)9 *。基于试验测试的入射波)( ＞、反射波)( ＞ 和透

射波)(＞信号,并结合Hpro软件，计算得到不同应变

图8不同温度下的断裂拉伸试样Fig. 8 Fracture tensile specimens et the dUferent temperatures材料为18Ni(350)。子弹长度为300 mm,入射、透射和吸

收杆长度均为1 200 mm。试样均取自材料0。方向,尺寸参

数如图10所示。动态压缩试验的环境温度约为15 C &超动态应变仪網■■驟发射管依次为子弹透射和吸收杆，入射、 图9霍普金森压杆设备Fig. 9 Hopkinson press ber focility(a)工程图

(b)实物图图10动态圆柱压缩试样(mm)Fig. 10 Cyimdricel of dynamic compression specimen (mm)图11为TC4钛合金在SHPB试验低、中、高应变率

下的测试波形图像。为提高试验精度,试验中采用入 射波形整形技术)7* &3——210 s'1-入射波 …210 s」-透射波——

724 L-入射波 …724 透射波A/田莊体W

100

225

/X10-6/S350 475 600图11典型试验测试波形Fig. 11 Test wavefomi oS typical experiment率下的工程应力-应变曲线，如图12所示。edw'oIX-R^^IE

工程应变X 10-2图12 SHPB试验工程应力-应变曲线Fig. 12 Engineerine stress-strain curves obtainedoeom iheSHPBiesi总共进行了 12次动态压缩试验,获得了 12组有

效数据，结果如表2所示。表2不同应变率下的屈服强度Tab. 2 Yield sieegth ai differeei straic rates应变率/s\"210228303319383473屈服强度/MPa1 1821 2291 3111 4241 1441 418应变率/s\"4805726277249521 137屈服强度/MPa1 4641 4711 4831 4571 5011 5452模型修正及参数标定2.1 J-C本构模型分析采用J-本构模型)]0*描述TC4钛合金材料在大应

变下的应力流动行为,Von Misos等效应力,eq定义为，eq - /()eq ,)C ,2( ) - (A +S)0q) V(1 +Cln)( 1 _2(I) (1 )式中：A、S、n为屈服强度、应变硬化系数及指数;C、I 为应变率硬化系数及温度软化系数；)c为无量纲化应

变率；为等效塑形应变；2为无量纲温度。失效应变依赖于应力三轴度3无量纲的塑性应变

率);和无量纲的温度2 ,J-C断裂准则表达为)f - /(

,2* ) — [ D1 + D2exp( D3 3* X(1 +D4ln)(1 +D52* )

(2)式中：3 =,„/, = (+，2 +，3)/(3 ,q)为应力三轴

度，〜,依次为第一、第二和第三主应力，，i为静

水压力，,q为Von Misos等效应力；D] ~ D5为材料性

能参数。74振动与冲击2020 年第 39 卷2.2本构模型应变项修正及参数标定模型进行修正,得到MJC模型,如式(3 )所示& Q,(

使用ABAQUS/Standard有限元软件建立1/4准静

态拉伸试样模型，如图13 ( a)所示。模型中心20 mm

分别与B, n相似,分别为硬化系数和硬化指数,利

用屈服点与颈缩点之间的数据点拟合得到，修正后

区域内网格尺寸为0. 1 X0. 1 X0. 1 mm3，沿模型两端网 的MJC模型应变项参数如表3所列。o为修正系

数,取值范围为0 % o% 1 &将不同方向的硬化参数 分别嵌入到有限元程序中,利用MJC模型数值模拟 得到不同方向的载荷-位移曲线，如图14所示&不

格尺寸逐渐变大，单元类型为C3D8R。最后，将表1所

列的参数嵌入到有限元程序中,计算并得到不同方向

的载荷位移曲线如图14所示。使用O-C模型拟合得到 的载荷-位移曲线在材料颈缩之前吻合很好,但颈缩

后0。方向数值模拟的载荷-位移曲线高于试验值,90。 方向略高于试验值,这说明数值模拟得到的硬化系数B

同方向的载荷-位移曲线与试验吻合很好,说明修

改后的MJC模型能够有效地反应材料的流动应力行为，eq = a(A + B)；q)

[与硬化指数n在颈缩之后高估了材料的流动应力，不 能准确地反应真实的流动应力情况。因此,对原始O-C0.1x0.1x0.1 mm3A+Q( +

(1

_ a) V1 _ exp( -0)eq) ) *(3)单元尺寸(a)常温准静态拉伸平板Cb)高温拉伸平板 (c) SHPB动态压缩仿真模型图13力学性能数值仿真有限元模型Fog.13!Fonoieeaemenimodeaooenumeeocaasomuaaioon oomechanocaapeopeeioes发现,J-C模型数值模拟结果与试验之间存在明显的差

距。对此，对O-C模型温度项进行修正得到MJC模型 温度项，如式(4)所示。采用MJC温度项模型能很好

反应屈服强度随无量纲化温度的变化关系，如图15 (a)

所示。温度修正系数卩和温度软化系数i1,如表3 所示。(4)基于 DNC 试验系统, 利用 Ma ichND C2D 软件处理准

静态高温拉伸试验结果，得到不同温度下的断裂应变

=A( 1 _PT(I1)

与无量纲化温度对应关系，可以发现O-C断裂准则未能

准确反应不同温度下的断裂应变，如图15 (b)所示。

使用O-C断裂准则对温度项进行拟合，得到材料参数

D5 &因此，对O-C断裂准则温度项进行修正，得到MJC

断裂准则，如式(7)所示,并使用MJC断裂准则进行数

值模拟计算,MJC断裂准则能很好地描述断裂应变随

无量纲化温度的变化关系及趋势，如图15 (b)所示。 使用MJC断裂准则对温度项进行拟合，材料参数D6、

D7值，如表3所示。图14载荷-位移曲线F og. 14!The oo eceCd osp aacemen icu eees建立1/2准静态高温拉伸试样有限元模型，如图

13(b)所示。模型中心区域内网格尺寸为0.1x0.1x 0.1 mm3，沿模型两端网格尺寸逐渐变大，单元类型为

2.3温度项修正及温度敏感系数标定不同温度下准静态拉伸试验得到的屈服强度,随 无量纲化温度T(的变化趋势，使用O-C模型温度项进

行拟合，得到温度软化系数I,如图15 ( a)所示。可以

C3D8R&最后，将MJC本构模型及参数嵌入到有限元

程序中，并设置相应的温度，计算得到不同温度下的载荷

位移曲线，如图16所示。可以发现，当温度低于500 C第18期邓云飞等：TC4钛合金力学性能测试及其本构关系研究75edw'oIX鏗醪逼

E30 0.1 0.2 0.3 0.4

(b)断裂应变与无量纲温度关系曲线

图15无量纲温度对屈服强度和断裂应变的影响

Fig. 15 EErt of dimensionless temperature on yield

stress and frecturc strain表3 TC4钛合金MJC本构模型参数Tab・ 3 MJC model material parameters of TC4 titanium afdiffereei orieetations9/GPaA/MPaS/MPanQ/MPa( 00。方向106.161 040.0 1 030.630.757144.0524.20.67590。方向110.711 039859.940.911335.602.50.995+CiI]D1D20.330.030 50.6142.194P1.287-0.090.270。方向D3D4D5D6D72/K2mCt/K0.480.0142.672 1 502.546.5232931 878p/( kgm-3))°/s-1Cp/(o-kg 1 -K1)4 4308.33 X10-4580时,载荷随位移增加呈先逐渐增加后减小的趋势，如图 16(a)所示;当温度高于500 C时，载荷随位移增加呈

逐渐减小的趋势如，图16(b)所示。此外，在不同温度 下,数值模拟载荷-位移曲线与试验结果基本吻合。

因此,MJC本构模型及参数能够合理地预测TC4钛合

金材料在不同温度下的流动应力。2.4应变率敏感系数C值标定在常温下，动态加载刚好屈服时塑性应变为0&因

此，应变项为A,温度项为1，等效应力如式(5 )所示&

通过表2中数据，得到屈服强度随应变率的变化关

系，如图17所示&使用式(5 )对不同应变率下的屈

服强度进行拟合，得到应变率敏感系数C值，如表3

所示&o o O 仑◊ ◊ ◊ O ◊——

100°-Test150°-TestO150°-Sim—225°-Test O225°-Sim300°-Test A300°-Sim 1 一4Q0°-Te§t辱400。-快01 3

4 5 67位移/mm(a)温度低于500 °C——

500°-Test△ 500°-Sim 600°-Test o 600°-Sim—700°-Test□ 700°-Sim位移/mm(b)温度高于500 °C图16不同温度准静态试验载荷-位移曲线Fog.16Forcc-displacement curves from quasi-statieand dooeeeniiempeeaiueeiensoon iesis18 r6 - O试验数据3 -

—拟合° ______________________________________________________0

2

4

6 8 10 12应变率X107S'1图17不同应变率下的屈服强度Fig. 17 Yield strength et dUferent strain rates，eq —A(1 + Cn )*X ) (5 )建立与试验设备相对应的二维轴对称模型，如

图13 ( d所示&入射杆与透射杆网格尺寸为0.25 X

0. 25 mm2、试样为0. 1 X 0. 1 mm2，网格单元类型均

为CAX4R。最后，将MJC本构模型及参数嵌入到有

限元程序中，并将试验记录的真实电压与时间信号

转化为应力与时间信号输入有限元软件&分别采用

低、中和高应变率的初始数据进行计算，得到不同应

变率下的工程应力-应变曲线，如图18所示&可以

发现，数值仿真获取的工程应力-应变曲线与试验

结果基本吻合&因此，MJC本构模型及参数能够合

理地预测 TC4 钛合金材料在不同应变率下的流动应

力&76振动与冲击--210 s_l-Test2020 年第 39 卷网格尺寸为0.2 X0.2 X0.2 mm3，单元网格尺寸随离中

□ 210 s-*-Sim■■■ 724 s-i-Test心区域距离增大而增大，如图20所示。由于弹体与靶 板撞击接触过程存在摩擦作用，因此在接触设置中，摩 擦因数设为0.1 &将 JCC 与 MJC 本构模型和断裂准则及材料参数分 别嵌入到有限元程序中（材料参数选用表3中0。方向

△ 724 s-'-Sim

一1 137 s-'-TestO 1 137 s^-Sim值），进行数值仿真计算。图21对比了试验与数值模

拟的弹体速度，试验弹道极限B试验为128. 5 m/S'OC模

0

3

6

9

12 15 18工程应变X 10-2图18 SHPB试验与数值仿真的工程应力-应变曲线对比

Fog.18 Compaeoson ooengoneeeongsieesCsieaon cueees beiween iheSHPBiesiand numeeocaasomuaaioon

型弹道极限Bo为114. 1 m/s, MJC模型弹道极限为 Bmjc为121.3 m/s。J-C模型与MJC模型弹道极限分别

与试验值相差12.6%和5.9%。因此,MJC模型预测 的弹道极限更接近于试验。修正的O-C本构模型和断裂准则[11]，如式(6)与式(7)所示。，eq=. a(A +B)a )+ ( 1 _ a)[A+ Q(1 _ exp( -0)eq)) * } V

(1 +Cln +( )( 1 _pT(I1 )

)i = [D1 + D2exp(D33)]( 1 +D4U) X( 6 )(7)图20卵形头弹弹靶有限元模型Fig. 20 The finite element mode (S taroot and projectile(1 +D6T(d )

3 MJC模型及其参数有效性验证为验证模型及其参数的有效性，进行了弹靶撞击 实验。其中，弹体材料为38CrSi,硬度大致为53 HRC， 直径为12.66 mm，名义质量为34.5 -，几何尺寸如图 19所示。靶体厚度为2 mm，有效直径为180 mm。基 于弹靶撞击试验结果，并结合ABAQUS/Expbcit软件建 立相应的弹靶撞击有限元模型。 弹体材料与模型采用

文献）12 *所用，弹体在撞击前后几乎不产生变形，因此 采用均匀化网格划分，网格尺寸为1x1x1 mm3，并且

对靶板的边界进行刚性约束&靶板网格划分为中心区 域和边界区域，中间采用过渡区连接，中心区域所有的

图21弹体初始-剩余速度曲线Fig. 21 The initiol vs. residuol velocity(S projectile图22对比了试验与数值模拟靶板的失效模式，靶板 均发生花瓣开裂破坏，数值模拟预测结果与试验吻合。

从开裂花瓣数量、变形形状以及局部盘式隆起形状方面

Fig. 19 Geometg or the projectiles ( mm)分析， MJC 模型比 JC 模型预测结果更接近于试验。图22失效模式对比图Fig. 22 Comparison or failure models between experimentol and numericol simulation第18期邓云飞等：TC4钛合金力学性能测试及其本构关系研究863 -874.774结论通过常温和高温准静态拉伸试验、动态压缩试验, 研究了 TC4钛合金材料的应力流动行为与断裂特性。

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发现TC4钛合金材料应变硬化效应较弱,但应变率敏

[5 * KAY G. Failure modeling of titanium 6A1CV and aluminum

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behaviour of Ti-6A1CV aUoy loaded with high strain rate (2) 通过高温准静态拉伸试验，发现TC4钛合金 材料对温度具有较高的敏感性。温度在400 C以下，

随着温度增加,材料流动应力逐渐降低,但断裂应变基

本不变，失效模式不受温度影响。温度在400 C以上， 随着温度增加，材料流动应力大幅降低,而断裂应变显

著增加,温度对失效模式存在重要影响&(3) 基于力学性能试验结果，对J-C本构模型进行

了修改。修改后的本构模型能够合理地描述材料在准

静态拉伸条件下塑性应变与流动应力的关系，可以有 效地预测高速冲击试验中靶体的弹道极限和失效 模式。参考文献[1 ]惠旭龙，牟让科，白春玉.TC4钛合金动态力学性能及本

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