楊 晨，劉明濤，湯鐵鋼，郭昭亮，范 誠(chéng)

（中國(guó)工程物流研究院流體物理研究所，四川 綿陽(yáng)621999）

斷裂是金屬構(gòu)件最危險(xiǎn)的一種失效形式，極易造成安全事故和經(jīng)濟(jì)損失，研究金屬材料的斷裂行為在軍事、民用、基礎(chǔ)科學(xué)等領(lǐng)域具有重要價(jià)值。金屬的斷裂根據(jù)裂紋的受力情況，可分為3種基本類型：Ⅰ型為拉伸裂紋，裂紋受垂直于斷裂面的正應(yīng)力作用，裂紋兩表面相對(duì)張開(kāi)；Ⅱ（Ⅲ）型為剪切裂紋，裂紋受平行于斷裂面且垂直于（平行于）裂紋前緣的剪應(yīng)力作用，裂紋兩表面相對(duì)滑開(kāi)（撕開(kāi)）。

金屬的斷裂模式不僅受材料自身的力學(xué)特性影響，還與樣品結(jié)構(gòu)、外界的加載條件密切相關(guān)。Feng 等[1]使用MTS機(jī)對(duì)2034鋁樣品進(jìn)行拉扭混合加載，發(fā)現(xiàn)通過(guò)調(diào)節(jié)拉伸力和扭轉(zhuǎn)力的比例，斷裂模式發(fā)生Ⅰ型到Ⅲ型的轉(zhuǎn)變。針對(duì)此現(xiàn)象，Liu 等[2]提出了一種材料強(qiáng)度比斷裂準(zhǔn)則，此準(zhǔn)則將最大正應(yīng)力準(zhǔn)則和最大剪應(yīng)力準(zhǔn)則結(jié)合，解釋了不同加載比例下，延性材料從拉伸斷裂到剪切斷裂轉(zhuǎn)變的原因。Boyce等[3]利用標(biāo)準(zhǔn)拉伸實(shí)驗(yàn)研究了Ti-6Al-4V 材料的斷裂行為，發(fā)現(xiàn)當(dāng)拉伸加載速度由25.4μm/s提高至25.4 mm/s后，斷口由拉伸裂紋變成剪切裂紋。Okazawa 等[4]發(fā)現(xiàn)標(biāo)準(zhǔn)拉伸試樣的寬厚比越高，越容易發(fā)生剪切斷裂。Xue等[5]系統(tǒng)梳理了眾多學(xué)者開(kāi)展的緊湊拉伸試樣實(shí)驗(yàn)結(jié)果，發(fā)現(xiàn)隨著試樣厚度的減小、材料硬化指數(shù)的減小、加載速率的升高，緊湊拉伸試樣的斷裂模式將從拉伸斷裂轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟袛嗔?。為了解釋此現(xiàn)象，Xue等[5]提出了連續(xù)塑性損傷理論，該理論主要考慮了壓力和羅德角對(duì)損傷累計(jì)速度的影響，通過(guò)應(yīng)用此理論，用數(shù)值模擬方法再現(xiàn)了實(shí)驗(yàn)中觀察到的一些典型斷裂模式轉(zhuǎn)變現(xiàn)象。

上述研究都是針對(duì)受迫斷裂問(wèn)題，即斷裂位置、斷口數(shù)量由初始加載條件或樣品構(gòu)型決定。而對(duì)稱結(jié)構(gòu)在對(duì)稱加載條件下會(huì)發(fā)生自發(fā)斷裂（spontaneousfracture），即斷裂位置、斷口數(shù)量未知，如爆轟加載下金屬柱殼的膨脹斷裂問(wèn)題[6-9]。胡八一等[10]研究發(fā)現(xiàn)，低爆轟壓力加載下金屬柱殼為拉伸斷裂，高爆轟壓力加載下為剪切斷裂；湯鐵鋼等[11]對(duì)不同壁厚的45鋼進(jìn)行爆轟加載，發(fā)現(xiàn)隨著壁厚減小，斷裂模式從拉剪混合轉(zhuǎn)變?yōu)榧兗羟?。這種自發(fā)斷裂過(guò)程不僅存在各類斷裂模式之間的競(jìng)爭(zhēng)，而且在樣品各個(gè)位置之間也存在著斷裂的競(jìng)爭(zhēng)，因此能更深層次的反映材料的斷裂特性。但由于爆轟加載下柱殼膨脹斷裂過(guò)程中應(yīng)力狀態(tài)復(fù)雜、加載應(yīng)變率難以精確調(diào)節(jié)、破片難以有效回收等問(wèn)題給物理機(jī)制的分析帶來(lái)了極大困難。

電磁膨脹環(huán)是一種目前較為成熟的材料動(dòng)態(tài)拉伸加載技術(shù)，主要應(yīng)用于銅、鋁等高電導(dǎo)率金屬材料動(dòng)態(tài)拉伸行為研究，其具有樣品內(nèi)應(yīng)力狀態(tài)簡(jiǎn)單、加載應(yīng)變率可調(diào)可控、實(shí)驗(yàn)防護(hù)和破片回收難度小等優(yōu)點(diǎn)[12-15]。本文利用該加載技術(shù)研究7075 鋁環(huán)在不同拉伸加載應(yīng)變率下的自發(fā)斷裂行為，主要關(guān)注點(diǎn)為7075鋁環(huán)的斷裂模式、斷裂應(yīng)變和破片數(shù)量的應(yīng)變率效應(yīng)。

1 實(shí)驗(yàn)裝置

電磁膨脹環(huán)實(shí)驗(yàn)技術(shù)由Niordson[16]于1965年提出，其原理如圖1所示。實(shí)驗(yàn)加載的能量來(lái)源是電容器，開(kāi)關(guān)K1閉合的瞬間，已充滿電的電容器快速放電，高強(qiáng)度的電流流經(jīng)螺線管，在其周?chē)a(chǎn)生急劇變化的高強(qiáng)度磁場(chǎng)。高電導(dǎo)率金屬樣品環(huán)位于螺線圈的外側(cè)，磁場(chǎng)的急劇變化在金屬圓環(huán)內(nèi)激發(fā)高強(qiáng)度的感應(yīng)電流，同時(shí)樣品環(huán)自身又處在螺線圈所產(chǎn)生的高強(qiáng)度磁場(chǎng)內(nèi)，從而樣品環(huán)受安培力驅(qū)動(dòng)向外高速膨脹運(yùn)動(dòng)。

本實(shí)驗(yàn)采用的電磁膨脹環(huán)裝置實(shí)物如圖2所示。螺線管采用直徑為1.8 mm 的銅絲纏繞而成，銅絲纏繞直徑為38 mm，纏繞匝數(shù)為14，相鄰匝間距為2.0 mm。7075鋁樣品環(huán)的外徑為46 mm，內(nèi)徑為40 mm，高度為0.5 mm，由于試樣環(huán)的直徑遠(yuǎn)大于其高度和厚度，因此試樣環(huán)可認(rèn)為其處于一維應(yīng)力狀態(tài)。實(shí)驗(yàn)使用Rogowski 線圈測(cè)量螺線圈中的電流歷史，利用多普勒測(cè)速技術(shù)測(cè)量7075鋁環(huán)的徑向運(yùn)動(dòng)速度。

圖1 電磁膨脹環(huán)裝置示意圖Fig.1 Schematic of electromagnetic expansion ring device

圖2 電磁膨脹環(huán)實(shí)驗(yàn)裝置Fig.2 Electromagnetic expansion ring experimental device

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

共開(kāi)展了10發(fā)有效實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)的充電電壓不同，7075鋁金屬環(huán)的膨脹運(yùn)動(dòng)速度和應(yīng)變率也均不同，選取其中4發(fā)典型結(jié)果做詳細(xì)介紹。這四發(fā)實(shí)驗(yàn)電容器的充電電壓分別為5.0、5.5、6.0、7.0 kV，測(cè)得螺線圈中的電流歷史曲線如圖3所示，膨脹環(huán)的運(yùn)動(dòng)速度歷史曲線如圖4所示。

圖3 螺線圈中的電流歷史曲線Fig. 3 Current history curves in the solenoid

圖4 速度歷史曲線Fig.4 Velocitieshistory curves

對(duì)破片進(jìn)行回收，并測(cè)量回收破片的總質(zhì)量，通過(guò)與實(shí)驗(yàn)前總質(zhì)量進(jìn)行比較，以確?；厥樟怂衅破＠没厥掌破M裝還原樣品環(huán)，結(jié)果如圖5所示。觀察回收破片的斷裂模式，并對(duì)典型的拉伸斷裂和剪切斷裂進(jìn)行斷口金相分析和SEM掃描，表征結(jié)果如圖6所示。當(dāng)充電電壓為5 kV 時(shí)，樣品只有一個(gè)斷口，在斷口附近觀察到了局部的頸縮現(xiàn)象，但頸縮不嚴(yán)重，斷口處的截面積稍小于未頸縮區(qū)域的橫截面積且斷裂面沿樣品徑向，為拉伸裂紋，斷裂由最大拉應(yīng)力控制，斷口SEM 分析發(fā)現(xiàn)了大量韌窩的存在（圖6(b)），表明斷裂形式為延性斷裂；當(dāng)充電電壓為5.5 kV 時(shí)，產(chǎn)生了7個(gè)斷口，一些裂紋沿樣品徑向，而另一些裂紋與樣品徑向成45°夾角，為剪切斷裂，這表明斷裂由最大拉應(yīng)力和最大剪應(yīng)力共同控制，SEM 斷口分析結(jié)果表明拉伸斷口和剪切斷口內(nèi)均存在韌窩（圖6(b)和圖6(d)），表明這兩種斷裂都屬于延性斷裂，但金相分析未發(fā)現(xiàn)“河流狀”變形區(qū)域存在，表明此剪切裂紋并不是絕熱剪切帶；當(dāng)電壓提升到6和7 kV 時(shí)，所有裂紋都沿最大剪應(yīng)力方向，斷裂受最大剪應(yīng)力控制。

圖5 7075鋁環(huán)膨脹斷裂后破片回收Fig. 5 Recycled fragmentations of 7075 aluminum ring expansion fracture

計(jì)算得到10發(fā)實(shí)驗(yàn)樣品的斷裂應(yīng)變?nèi)鐖D7所示?？梢钥闯鲭S著加載應(yīng)變率的提升，斷裂應(yīng)變一直在增加，斷裂模式的改變并未對(duì)其造成影響。但破片的數(shù)量不是單調(diào)遞增，如圖8所示。在低拉伸加載應(yīng)變率下，樣品環(huán)斷裂受拉應(yīng)力控制，隨加載應(yīng)變率升高碎片數(shù)量增加；在中應(yīng)變率下，斷裂模式控制因素發(fā)生轉(zhuǎn)變，同時(shí)受最大拉應(yīng)力和最大剪應(yīng)力控制，隨應(yīng)變率升高破片數(shù)量反而減少；在高應(yīng)變率下，斷裂模式控制因素又一次發(fā)生了轉(zhuǎn)變，受最大剪應(yīng)力控制，破片數(shù)量隨應(yīng)變率升高而增加，破片數(shù)量的兩個(gè)拐點(diǎn)與斷裂模式的轉(zhuǎn)變點(diǎn)吻合。

圖6 拉伸斷口和剪切斷口的表面形態(tài)Fig.6 Thesurfacemorphologies of tensilefracture and shear fracture

圖7 斷裂應(yīng)變與應(yīng)變率的關(guān)系Fig.7 Relationships between failure strain and strain rate

圖8 破片數(shù)量與應(yīng)變率的關(guān)系Fig.8 Relationships between number of fragments and strain rate

3 結(jié) 論

利用電磁膨脹環(huán)實(shí)驗(yàn)技術(shù)研究了不同加載應(yīng)變率下7075鋁環(huán)的動(dòng)態(tài)拉伸斷裂行為，樣品環(huán)的內(nèi)徑為40 mm，外徑為46 mm，高度為0.5 mm，共開(kāi)展10發(fā)實(shí)驗(yàn)，加載應(yīng)變率范圍為2700～7800 s?1，研究得到以下結(jié)論：

（1）隨著動(dòng)態(tài)拉伸加載應(yīng)變率的增加，7075Al環(huán)的斷裂模式由低應(yīng)變率下的拉伸斷裂模式轉(zhuǎn)變?yōu)橹袘?yīng)變率下的拉剪混合模式，再轉(zhuǎn)變?yōu)楦邞?yīng)變率下的剪切斷裂模式；

（2）隨著動(dòng)態(tài)拉伸加載應(yīng)變率的增加，7075Al 環(huán)的斷裂應(yīng)變逐漸增加，但破片數(shù)量呈先增加后減小再增加的趨勢(shì)，破片數(shù)量變化的拐點(diǎn)與斷裂模式的轉(zhuǎn)變點(diǎn)基本相吻合。