钛合金具有高比强度、高比模量和低密度等优异性能，在航空航天领域一直备受关注[1-2]。为了实现轻量化，航空发动机叶片大量采用钛合金制造。钛合金的硬度较低，加之发动机的工况较恶劣，难以抵御空气中的砂粒，易在高速气流作用下出现冲蚀损伤，因而冲蚀磨损成为钛合金发动机叶片的主要失效形式之一[3-5]。以等径角挤压和高压扭转为代表的大塑性变形技术，以离子注入、金属蒸汽真空弧技术、电弧等离子体沉积技术等为代表的表面涂层技术，是目前提高钛合金抗冲蚀性能的常用手段。经等径角挤压工艺处理后，钛合金产生了均匀、细小的α相，并弥散在β相内，可有效提高钛合金的强韧性[6]，对砂粒起到了切向拦截作用，从而减小了微切削造成的破坏，冲蚀损伤机理发生改变，最终提升了钛合金的抗冲蚀能力。通过表面涂层技术制备不同结构的TiAlN/Ti[7]、TiZrN[8]、CrSiN/Cr[9]，可以提高钛合金的抗冲蚀性能，进而提升发动机叶片的服役年限。
在冲蚀过程中，材料与工艺因素的交互作用使得磨料特性和冲蚀工艺参数对基材损伤过程的影响非常复杂，钛合金冲蚀损伤过程既存在对砂尘粒径的依赖效应[10]，又存在基于冲蚀角度的机理演变效应[11]。
李超等[12]通过实验和数值模拟，研究了砂粒粒径对涡轴发动机压气机叶片TC4钛合金冲蚀磨损的影响，结果表明，砂粒粒径与冲击速度存在内在关联，粒径越大，则冲击速度越小。叶片冲蚀磨损率与砂粒冲击速度呈幂函数关系。不同粒径的砂粒对不同叶高处的磨损率浓度的敏感程度存在显著差异，此研究结果为叶片抗磨损设计提供了理论依据。Avcu等[13]从冲蚀角度、冲击速度和颗粒尺寸等方面考察了Ti6Al4V钛合金的冲蚀磨损行为，发现冲蚀率与冲蚀速度成正比，与冲蚀颗粒尺寸成反比。无论冲蚀颗粒直径如何变化，最大冲蚀率总是出现在30°攻角附近。冲蚀速度和颗粒尺寸会影响钛合金的冲蚀损伤程度，但不影响其冲蚀机制，冲蚀机制以微切削和塑性变形为主，在基材表面均检测到侵蚀粒子。Sahoo等[14]研究了Ti6Al4V钛合金在层状、双峰、等轴3种不同微观结构下的固体颗粒冲蚀行为，发现层状结构组织的钛合金冲蚀率最小，其次是双峰和等轴结构，这主要归因于不同微观组织下硬度的不同。Guo[15]研究了30°、60°、90°攻角下的TC4钛合金冲蚀机理，发现随着攻角的增加，冲蚀率逐渐减小。在30°攻角下，冲蚀率约为90°攻角下的2倍。在低角度冲蚀下，主要的破坏形式为微切削和犁削，在90°攻角下主要为疲劳破坏。李巾杰等[16]研究发现，随着冲蚀时间的延长，钛合金表面冲蚀坑的深度逐渐增加，冲蚀损伤特征从30s时的变形唇和微切削，演变成120s时的塑性疲劳剥落。吴松波等[17]分析了磨料粒径和冲蚀次数对TC4钛合金冲蚀磨损行为的影响，研究发现，随着磨料粒径的增加，磨损面积和磨损深度呈现先增加后减小趋势；冲蚀次数与磨损体积呈显著正相关，磨损机制主要表现为磨料棱角对基体的微切削和挤压剥落。
Yan等[18]综合考虑了粒度、速度和磨料破裂等因素，建立了钛合金叶片材料的冲蚀率预测模型，获得了磨料破裂判据，并量化了磨料破碎对侵蚀的影响。作者还发现，同种材料在不同冲蚀速度下最大冲蚀率对应的攻角不同，在一定速度区间内，高速冲蚀时最大冲蚀率对应的攻角大于低速冲蚀时，这也解释了不同文献中TC4钛合金最大冲蚀率对应的攻角不同，在30°、40°、45°时均有可能出现的原因。
目前，文献中大都采用30°、45°、60°、90°等特殊攻角，研究钛合金的抗冲蚀性能，采用小角度间隔探求攻角的影响规律的研究较少。采用控制变量法研究单一因素对冲蚀损伤影响的文献较多，但采用正交试验法探索工艺因素影响冲蚀主次关系的报道较少。
基于此，文中采用正交试验联合控制变量法研究冲蚀工艺参数对钛合金冲蚀损伤的影响，结合数值模拟，共同揭示冲蚀机理的演变规律，旨在为钛合金构件的抗冲蚀设计提供理论参考。
1、实验
1.1材料
冲蚀基材采用陕西宝鸡中宝泰金属有限公司生产的厚度为5mm的退火态TC4钛合金板，元素组成（均用质量分数表示）：Al6.0%、V4.0%、Fe0.3%、C0.08%、N0.05%、H0.015%、O0.2%，其余为Ti。采用线切割切成16mm×23mm×5mm的样品，统一打磨抛光所有的待冲蚀表面。在实验前后，均用酒精超声清洗样品5min，并烘干。冲蚀磨料采用郑州越驰磨料磨具有限公司生产的60目白刚玉，其显微硬度约为20GPa。磨料的微观形貌及X射线衍射图谱如图1所示，可以看出，磨料的形状不规则，边缘尖锐，其主要成分为高硬度的Al2O3，还有少量的SiO2。
1.2材料表征
采用美国FEI公司的Quanta250型扫描电镜和EDAX能谱仪表征磨料和冲蚀前后钛合金的微观形貌和元素组成。采用德国布鲁克D8AdvanceX射线衍射仪检测磨料的物相。采用Cu-Kα辐射（0.15406nm），扫描范围为10°~110°，扫描步长为10(°)/min。采用精度为0.1mg的FA1604型电子天平表征冲蚀量（E，mg），单个试样均测量3次，取其平均值。
1.3冲蚀试验设计
采用自行研制的常温冲蚀试验机进行冲蚀试验，原理如图2所示[19]。选用L9(34)正交表设计试验（表1），试验因素分别为冲蚀距离（A，mm）、冲蚀角度（B，(°)）和冲砂量（C，g），忽略因素间交互作用的影响。控制变量试验参数：冲蚀距离为90mm；冲砂量为200g；冲蚀角度，低攻角分别为15°、30°、35°，中攻角分别为40°、45°、50°，高攻角分别为60°、75°、90°；冲蚀压力约为0.6MPa。
2、结果与讨论
2.1正交试验结果与分析
极差R可以直观反映试验因素对冲蚀率的影响程度。冲蚀量（E）的极差分析见表2，可以看出，冲蚀量受到冲蚀距离的影响程度最大，冲砂量次之，冲蚀角度最小，且冲蚀量最大和最小时的试验因素组合分别为A1B2C3、A3B1C1，此结果可为结构件冲蚀环境参数的设计提供理论参考。
冲蚀量随因素水平变化的趋势如图3所示，可见，当冲蚀距离从90mm逐渐增至150mm时，冲蚀量急剧下降。这是由于冲蚀距离的增大，导致磨料动能损失增大，到达靶材时的撞击力随之减小，靶材的损伤程度减轻。冲蚀量随着冲蚀角度的增加呈先增大后减小的趋势。这是因为在小角度冲蚀时靶材的损伤形式以犁削、切削为主，而在高角度冲蚀时以撞击和塑性变形为主，使得材料的去除率反而降低，这主要由于冲蚀损伤机理发生改变。冲砂量与冲蚀量基本呈正相关，冲砂量的增加表示冲蚀时间延长。在冲蚀初期，靶材表面较为光滑，飞行磨料难以切削，甚至反弹。随着冲蚀时间的延长，靶材表面开始毛化，变得粗糙，粒子切削变得相对容易，冲蚀量逐渐增大，加之冲蚀后期冲蚀机理可能发生改变，导致质量损失更大[16]。
采用Minitab17.0软件进行多因素方差分析，进而判断各因素影响冲蚀量的显著程度。采用一般线性模型，显著性水平取值为0.05，不考虑因素间交互作用的影响，结果见表3。通过方差分析统计量F可判断各因素影响冲蚀率的显著性，可以看出在现有试验条件下，冲蚀距离和冲砂量对冲蚀率均有显著影响，冲蚀角度的影响并不显著，此结果与上述极差分析结果一致。
虽然正交试验能够分析因素对指标的影响规律，但存在水平间隔较大的缺点，且易漏掉突变值。虽然冲蚀角度对冲蚀量的影响并不显著，但根据既有文献发现，冲蚀角度对冲蚀机理的影响较大[11,18]。为了深入研究钛合金的冲蚀损伤行为，选择冲蚀角度进行控制变量试验。
2.2控制变量试验结果与分析
在不同冲蚀角度下，钛合金的冲蚀量如图4所示。可以看出，随着冲蚀角度的增加，冲蚀量呈现先增大后减小趋势，在15°时最小，在40°时达到最大值。这与Avcu等[13]、Wang等[20]诸多学者研究的趋势相同，只是两者的最大冲蚀损伤峰值分别出现在30°、45°附近。分析认为，上述文献并未考虑40°冲蚀角度；冲蚀损伤对磨料冲蚀速度具有依赖效应，即相同材料在不同冲蚀速度下冲蚀损伤峰值对应的攻角不同。如果磨料速度较低，则微切削占主导。如果磨料速度较高，则由微切削和锤击效应共同主导，材料剥落较多，最大冲蚀角度出现了迟滞现象。
2.3基于有限元模拟的冲蚀损伤行为分析基于ABAQUS平台的Explicit模块，采用Johnson-Cook本构模型和损伤模型定义钛合金材料属性[21-22]，开展钛合金冲蚀损伤行为数值模拟。冲蚀有限元模型如图5所示，分别在30°、45°、90°冲蚀角度下进行冲蚀损伤模拟。综合考虑冲蚀压力、粒子平均粒径，忽略空气阻力，假定粒子速度为300m/s[18]，冲蚀距离设定为90mm。综合考虑计算时间和精度，忽略冲蚀粒子的变形，基于自由网格划分技术，采用四节点四面体C3D4实体单元划分粒子网格，网格尺寸为 0.1mm。考虑基体塑性大变形，采用八节点六面体C3D8R单元划分基体网格，网格尺寸为0.0025mm。在不同攻角下，钛合金冲蚀截面的形貌如图6所示。由图6a看出，在30°攻角时，材料主要受到切削作用，在试样表面形成了较长的犁沟，材料被挤压至犁沟前方和两侧，形成挤压唇，且犁沟前方的挤压唇更加明显，更易断裂，形成切屑，从而离开试样表面。在犁沟内，材料在切削的作用下发生了剧烈的塑性形变，导致应力集中，当应力大于材料的屈服强度时，单元失效，材料发生大变形，并向犁沟前方塑性流动，
形成凸起。由图6b看出，当攻角增至45°时，切削作用减弱，锤击作用增强，导致切削沟槽长度减小，深度增加，挤压唇的体积明显增大。材料在切应力和压应力的联合作用下产生了大变形和塑性流动，损伤程度加剧。由图6c看出，在90°攻角时，材料只受到锤击挤压作用，在垂直于材料表面方向发生了明显的塑性变形，产生了凹坑，且材料在凹坑周围堆积，形成脊。由仿真分析结果可知，在低角度下材料主要受到犁削、切削作用，在高角度下受到锤击、挤压作用，在中角度下受到切削与锤击的联合作用。切屑的形成
是材料质量损失的直接原因，相较于30°时单个粒子冲蚀时便产生切屑，在45°攻角时较小的切削作用无法使变形唇与试样表面分离，需在后续多个粒子冲蚀后形成切屑，而在90°时无切削作用，冲蚀机理改变，需结合试验结果具体分析。
粒子应力变化时间历程曲线和粒子动能时间历程曲线如图7~8所示。可以看出，在低攻角时，锤击作用较小，粒子受到的反作用力较小，导致应力变化和动能损失较小，粒子最终以较高速度旋转，从而离开试样表面，如图6a所示。在45°攻角时，锤击作用增大，粒子受到的反作用力增大，动能损失增多，但最终运动状态与30°攻角时一致，如图6b所示。在90°攻角时，粒子受到的反作用力最大、动能损失最多，最终粒子沿入射轨迹平动，从而离开试样表面。相较于90°攻角时粒子的垂直撞击，在30°、45°攻角时粒子斜向侵入材料，与试样的接触面积较大，因此容易发生二次撞击，接触时间较长，导致粒子的受力曲线出现了2次峰值。在90°时，粒子仅发生1次撞击后便反弹离开。由图8可以看出，相较于攻角30°，在攻角45°、90°时粒子的动能损失较大。
2.4冲蚀机理分析
在不同攻角下，钛合金的冲蚀表面形貌如图9所示。由图9a可以看出，在低攻角时，材料表面分布着大量的犁沟和挤压唇，犁沟方向与冲蚀方向一致，流动性较明显。磨料的硬度远大于钛合金的硬度，导致钛合金在磨粒高速撞击下极易发生塑性变形。由于犁沟宽度远小于磨料尺寸（约290μm），且在低攻角下磨料的速度水平分量较大，因此材料主要受到小部分磨料（尖角）的切削作用，向两侧移动，并堆积形成挤压唇，在与磨粒直接接触的区域形成较长犁沟，符合塑性材料微切削理论。变形唇在后续粒子切削、挤压的作用下产生循环应力后被去除，仅剩下犁沟分布在材料表面。如图9b所示，材料在磨料尖角的作用下产生了划痕，由损伤界线可以看出，多次切削导致材料被大面积去除。由图9c可以看出，在中攻角时，材料表面沿着冲蚀方向存在犁沟和切削痕迹，同时出现了少量凹坑。由变形磨损理论可知，攻角的增大导致磨粒的速度垂直分量增大，锤击作用增强，侵入深度增加。可以看出，在中攻角下犁沟的长度相较于低攻角（图9a）时减小，但其损伤程度明显增加；较多材料受到切削作用，沿磨料运动方向移动，并堆积在磨料离开的位置，出现隆起，形成了明显的脊，脊的体积大于低攻角下挤压唇的体积，且在脊的后方形成了切削痕迹；在少量磨料的锤击作用下，形成了凹坑，材料被挤出凹坑，并在四周凸起。由图9d可以看出，在中攻角下划痕区域的损伤程度明显大于低攻角下（图9b），这与图9a、c所示的损伤程度一致。
锤击作用的增强，导致材料萌生裂纹，大量裂纹交汇后，在后续粒子的持续作用下形成了碎片，并脱落。在切削与锤击的联合作用下产生的多种损伤形式是钛合金在中攻角时冲蚀量较高的原因。由图9e可以看出，在高攻角时，材料表面存在方向性不明显的凹坑、脊及少量切削痕迹，此时材料只受到锤击作用。
由锻造挤压理论可知，材料在磨粒正向锤击作用下会产生凹坑和凸起的脊，脊在后续磨粒的反复挤压、锻打下会发生加工硬化和韧脆转变[10]，从而加速裂纹的形成，之后扩展并断裂，生成碎片，其数量相较于中攻角时明显增多，碎片脱落，形成了大尺寸的剥落台阶和小尺寸的剥落坑（图9f）。随着攻角的增大，入射轨迹与反弹轨迹重合的程度增大。在高攻角时，2条轨迹基本重合，较多磨粒发生碰撞，导致入射磨粒的原始轨迹发生偏转，攻角减小，产生切削作用。由于存在发散角，导致攻角改变，同样会产生切削作用，因此在高攻角下冲蚀表面存在少量切削痕迹。
在不同攻角下，钛合金冲蚀截面形貌如图10~12所示。由图10a、b可以看出，在低攻角时，磨料的速度水平分量远大于垂直分量，使得切削作用远大于锤击作用，导致犁沟的长度远大于深度，且挤压唇分布于犁沟前端，呈现出凹凸不平的波状形貌。如图10c所示，同一位置的材料受到多个磨粒的切削作用，达到屈服极限，从而萌生裂纹，在随后磨粒的撞击下沿水平方向扩展成横向裂纹，材料出现脱落，形成犁沟。由图11a、b可以看出，在中攻角时，切削作用减小，导致沟槽长度减小，锤击力增加，磨粒的侵入深度增加，横向裂纹出现在更深位置，导致切削沟槽深度大于犁沟深度，去除材料的体积更大。同时，锤击力的增加使得粒子受到的反作用力增大，更易发生脆性断裂，并嵌入材料内部（图11c）。磨粒碎片在后续磨粒的撞击下发生了脆断和松动，产生了裂纹、碎片、孔隙，侵入深度进一步增加。如图12所示，在高攻角时，材料表面在正向锤击作用力下产生了凹坑，同时材料被挤压至凹坑四周，形成了脊。在磨粒的反复锻打下，脊向凹坑处塑性流动、铺展、压平后，形成了极薄的唇片，如图12b所示。唇片在凹坑处相互挤压、搭接，未能完全填充凹坑，形成的层状结构中的孔隙使得冲蚀区域疏松多孔，其表面凹凸不平程度显著增大，材料的强度下降，如图12c所示。在后续磨粒的反复作用下，唇片出现疲劳断裂、分层剥落，形成台阶状冲蚀区，反而使冲蚀凹坑深度相较于中攻角时有所减小（图11a），但正向锤击作用下产生的凹坑深度明显大于低攻角时犁沟的深度（图10a）。
通过上述分析可知，在低攻角下，钛合金的冲蚀损伤主要为犁削、切削作用导致的犁沟、切削痕迹、挤压唇和横向裂纹；在中攻角下，冲蚀损伤表现为切削与锤击联合作用下产生的多种破坏形式，如更深的犁沟、更高的脊（挤压唇）、更深的横向裂纹和冲击碎片；在高攻角下，材料表面在正向锤击、锻打作用下出现加工硬化、韧脆转变、疲劳断裂和分层剥落，材料表面碎片化程度更为严重。在中攻角下，多种冲蚀损伤形式的叠加使得其冲蚀量大于其他攻角下的单一冲蚀损伤。
在低、高攻角下，钛合金冲蚀表面能谱分析结果如图13所示。可以看出，在2种工况下，材料表面冲蚀损伤区域中的Ti、V元素含量明显减少，且该区域出现了Al、O元素，表明材料在被去除的同时出现了磨粒破碎并嵌入的现象。在不同攻角下，钛合金冲蚀表面元素含量如图14所示，可知在低攻角下钛合金元素的含量最高，在高攻角下次之，在中攻角下最低。磨料元素的变化规律与其相反，二者与冲蚀量变化规律一致。即冲蚀量越高，则材料去除量越大，同时嵌入的粒子越多；冲蚀量越低，则反之。结合上述分析可知，在低攻角时磨料受到的反作用力较小（图7），较少的磨粒破碎[23]；原始磨料的尺寸较大，动能较大，不易被塑性材料横向拖曳并嵌入材料，反而以低入射角度侵入材料表层，并轻易去除材料，之后以较小反射角离开材料表面，且反弹轨迹与入射轨迹的重合程度较小（图6a），因碰撞而破碎的磨粒数量更少，导致低攻角下材料表面磨料的元素较少。在中攻角时，磨粒受到的反作用力增大（图7），破碎数量增多，同时入射轨迹与反射轨迹的重合程度增大，导致碰撞破碎的可能性增加；侵入深度的增加，使得破碎磨粒被较多材料拖曳，运动阻力增大，嵌入材料的可能性增加。在以上因素的综合作用下，冲蚀表面磨粒的元素最多。通过上述分析可知，在高攻角时，粒子破碎的数量较多，侵入深度进一步增加，使得磨粒的嵌入数量较多。此时磨粒受到的反作用力增加，导致反弹磨粒的数量增多，且入射轨迹与反弹轨迹高度重合（图6c），使得反弹后磨粒与后续磨粒剧烈碰撞，磨粒动能减小，反而在一定程度上减轻了嵌入程度，因此在高攻角下磨粒元素的含量略低于中攻角下。
冲蚀截面（中攻角）能谱分析结果如图15所示，可以看出，在材料表面冲蚀区域内磨粒元素（Al、O）的含量远大于材料内部，且白色颗粒会发生脆性断裂，生成的碎片嵌入坑内，碎片与材料的界限清晰。结合图13、14可断定，在各个攻角下，磨粒均破碎，并嵌入基体。
3、结论
1）钛合金表面冲蚀损伤的影响因素依次为冲蚀距离、冲砂量、冲蚀角度。在冲蚀距离为90mm、冲砂量为200g、冲蚀压力约为0.6MPa的工况下，钛合金的最大冲蚀损失出现在冲蚀角度40°附近。
2）冲蚀损伤过程模拟结果表明，在低攻角到高攻角的冲蚀过程中，由切削作用占主导，逐步演变为锤击作用占主导。在低角度下冲蚀时，磨料容易发生二次切削。在高角度下冲蚀时，磨料撞击后会反弹离开。冲蚀角度越大，则磨料的动能损失越大。
3）冲蚀机理与冲蚀角度密切相关。在低攻角下，钛合金的冲蚀损伤主要表现为犁削和微切削导致的犁沟、挤压唇和横向裂纹；在高攻角下，冲蚀损伤主要表现为正向锤击、锻打作用引起的加工硬化、韧脆转变、疲劳断裂和分层剥落。
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