張 健，張清貴，辛紅敏1，

(1. 湖北文理學(xué)院 純電動(dòng)汽車(chē)動(dòng)力系統(tǒng)設(shè)計(jì)與測(cè)試湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 襄陽(yáng) 441053)

(2. 西北工業(yè)大學(xué) 航空發(fā)動(dòng)機(jī)高性能制造工業(yè)和信息化部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710072)

(3. 湖北超卓航空科技股份有限公司，湖北 襄陽(yáng) 441000)

1 前 言

碳化鎢(tungsten carbide，WC)屬于高致密度硬質(zhì)合金，具有高強(qiáng)度、硬度、熔點(diǎn)、耐磨性等優(yōu)越的物理力學(xué)性能，常用于刀具、防護(hù)裝甲、穿甲彈芯等軍事防護(hù)構(gòu)件[1-4]。常將金屬Co加入WC材料中來(lái)提高材料的韌性，制備成WC-Co硬質(zhì)合金。

何偉鋒等[1]認(rèn)為目前硬質(zhì)合金的研究仍主要集中在制備工藝和性能方面，而針對(duì)實(shí)際工程中的應(yīng)用研究較少。陳開(kāi)遠(yuǎn)等[5]采用高溫高壓燒結(jié)法制備了WC-6Co硬質(zhì)合金，并通過(guò)X射線(xiàn)衍射儀、光學(xué)顯微鏡和顯微硬度計(jì)研究了該硬質(zhì)合金的晶體結(jié)構(gòu)、顯微組織和力學(xué)性能。嚴(yán)維等[6]在WC-6Co硬質(zhì)合金中加入Mo晶粒，發(fā)現(xiàn)Mo元素能夠有效抑制WC晶粒的長(zhǎng)大，有利于合金硬度的提升。周夏涼等[7]將WC-10Co4Cr用于涂層的力學(xué)性能和斷裂機(jī)理進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)該材料在拉伸作用下主要是脆性斷裂，沒(méi)有明顯的塑性變形，涂層中顆粒間的孔隙和微裂紋在外應(yīng)力的作用下形成裂紋，裂紋沿顆粒與顆粒間的界面擴(kuò)展并伴隨擴(kuò)展方向的偏轉(zhuǎn)，最終導(dǎo)致涂層的斷裂。Ettmayer[8]發(fā)現(xiàn)WC-Co硬質(zhì)合金的斷裂韌性隨晶粒尺寸的減小而增加，而材料硬度則呈相反趨勢(shì)。Okamoto等[9]發(fā)現(xiàn)晶粒尺寸在20～30 μm的WC材料主要以塑性變形為主，而當(dāng)晶粒尺寸在3～6 μm時(shí)，材料主要表現(xiàn)為脆性。通過(guò)對(duì)晶粒尺寸為20 μm的WC材料研究發(fā)現(xiàn)，隨著Co含量的增加，材料彈性模量和抗壓強(qiáng)度均逐漸降低。由此可知，WC-Co硬質(zhì)合金的力學(xué)性能和斷裂機(jī)理主要由晶粒尺寸、Co含量以及制備工藝決定。

WC-Co硬質(zhì)合金在動(dòng)態(tài)加載下的失效主要表現(xiàn)為脆性特性，但其拉伸力學(xué)性能和失效機(jī)制尚不明確，尤其是加載應(yīng)變率對(duì)材料強(qiáng)度的影響[10]。此外，還有研究表明，對(duì)于脆性陶瓷而言，材料動(dòng)態(tài)強(qiáng)度隨應(yīng)變率的增加呈指數(shù)函數(shù)形式增加，包括Al2O3[11]、SiC[12]、Si3N4[13]、AlN[14]等。同時(shí)，高應(yīng)變率下陶瓷材料的斷裂主要與裂紋慣性效應(yīng)密切相關(guān)：陶瓷內(nèi)裂紋傳播始于內(nèi)部大量微觀缺陷，在低應(yīng)變率載荷下，形核和裂紋擴(kuò)展的時(shí)間相對(duì)充足；當(dāng)應(yīng)力波加載速率大于裂紋擴(kuò)展速率時(shí)，由于裂紋需要一定的成核時(shí)間，慣性效應(yīng)對(duì)微裂紋的產(chǎn)生和擴(kuò)展的影響逐漸增大[11]。隨著應(yīng)力波加載速率的增大，慣性效應(yīng)越明顯，最終導(dǎo)致材料強(qiáng)度的應(yīng)變速率敏感性增大。本文所研究WC-Co硬質(zhì)合金的WC晶粒尺寸在3～6 μm，材料在動(dòng)態(tài)加載下的變形機(jī)理仍有待開(kāi)展深入研究，尤其材料的應(yīng)變率敏感性以及斷裂機(jī)理是否會(huì)出現(xiàn)與陶瓷材料相似的規(guī)律仍不明確。

本文采用霍普金森壓桿實(shí)驗(yàn)裝置完成對(duì)WC-Co硬質(zhì)合金的間接拉伸測(cè)試—?jiǎng)討B(tài)平臺(tái)巴西劈裂試驗(yàn)，獲得材料的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系和動(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)度，分析應(yīng)變率對(duì)材料強(qiáng)度的影響機(jī)制。對(duì)回收?qǐng)A盤(pán)試樣通過(guò)掃描電鏡進(jìn)行組織觀察，獲得WC-Co硬質(zhì)合金的動(dòng)態(tài)拉伸載荷下的斷裂機(jī)制。

2 實(shí)驗(yàn)設(shè)置

WC-Co硬質(zhì)合金準(zhǔn)靜態(tài)加載時(shí)表現(xiàn)出了明顯的脆性失效特征，故本工作采用一種間接拉伸方法——平臺(tái)巴西劈裂試驗(yàn)，對(duì)材料開(kāi)展動(dòng)態(tài)拉伸性能測(cè)試，實(shí)驗(yàn)裝置如圖1所示。

圖1 動(dòng)態(tài)平臺(tái)巴西劈裂試驗(yàn)裝置示意圖Fig.1 Facility schematic of dynamic platform-based Brazilian splitting experiments

為保證試驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性，試樣端面經(jīng)過(guò)仔細(xì)拋光，并保證具有良好的垂直度和平行度。為了減少試樣、墊塊和壓桿之間的界面摩擦影響，使用MoS2作為潤(rùn)滑劑。壓桿直徑均為14.5 mm，入射桿和透射桿長(zhǎng)1300 mm，撞擊桿長(zhǎng)為250 mm。壓桿材質(zhì)為高強(qiáng)鋼，彈性模量200 GPa，密度7850 kg/m3，泊松比為0.3，屈服強(qiáng)度為1500 MPa，體積聲速為5200 m/s。由于WC-Co硬質(zhì)合金的強(qiáng)度較高，故在壓桿和試樣之間增加同材質(zhì)墊塊，墊塊直徑選取10.3 mm，厚度為5 mm。由于墊塊與壓桿滿(mǎn)足波阻抗匹配，在一維應(yīng)力波假設(shè)下，墊塊對(duì)應(yīng)力波的傳播影響可忽略。為保證常應(yīng)變率加載，使試樣處于應(yīng)力均勻狀態(tài)，在入射桿端使用波形整形器，材質(zhì)為紫銅，直徑為6 mm，厚度為2 mm。圓盤(pán)試樣的直徑為12.5 mm，厚度為5 mm，平行度和平面度分別為0.001和0.01 mm。為了準(zhǔn)確直接地測(cè)量WC-Co硬質(zhì)合金在動(dòng)態(tài)加載過(guò)程中的應(yīng)變歷程，在圓盤(pán)試樣兩個(gè)平面中心位置對(duì)稱(chēng)粘貼應(yīng)變片，其中，應(yīng)變片尺寸為4.7 mm×2.6 mm，小于圓盤(pán)試樣。

3 動(dòng)態(tài)力學(xué)性能

3.1 應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系

由于平臺(tái)巴西劈裂試驗(yàn)沒(méi)有解析解，根據(jù)Griffith強(qiáng)度理論，可得圓盤(pán)試樣抗拉強(qiáng)度σt的數(shù)值解為[15]：

(1)

式中，P為臨界受拉載荷，D、t分別為圓盤(pán)的直徑和厚度，k為平臺(tái)圓盤(pán)的尺寸相關(guān)系數(shù)，可用式(2)近似描述：

(2)

當(dāng)2α=0°時(shí)，k=1，對(duì)應(yīng)于傳統(tǒng)的巴西圓盤(pán)的解；本文加載角采用20°，此時(shí)k=0.9644。

基于一維應(yīng)力波理論，試件中心位置的拉伸應(yīng)力達(dá)到轉(zhuǎn)折點(diǎn)時(shí)對(duì)應(yīng)的臨界載荷P可通過(guò)入射、反射和透射波的應(yīng)變獲得：

(3)

其中，A0為壓桿的橫截面面積；εi(t)、εr(t)和εt(t)分別為入射波、反射波和透射桿加載對(duì)應(yīng)的應(yīng)變。

試件的加載應(yīng)變率由試件中心位置應(yīng)變歷程εs(t)直接求導(dǎo)獲得：

(4)

圖2為動(dòng)態(tài)拉伸試驗(yàn)的典型信號(hào)。由圖可知，由于采用了紫銅作為波形整形器，入射波為典型三角形波，加載時(shí)間約為180 μs。由于WC-Co硬質(zhì)合金的斷裂應(yīng)變較小，一維應(yīng)力波的加載時(shí)間對(duì)試件的應(yīng)力平衡有很大影響。矩形入射應(yīng)力伴隨著波的分散，會(huì)導(dǎo)致嚴(yán)重的應(yīng)力集中和試件的局部斷裂，從而難以獲得材料真實(shí)的強(qiáng)度。Chen等[16]認(rèn)為脆性材料應(yīng)采用三角形波進(jìn)行加載。由圖2可知，反射波存在一個(gè)明顯的平臺(tái)階段，說(shuō)明此時(shí)試樣處于恒應(yīng)變率加載過(guò)程。然后，反射波出現(xiàn)了一個(gè)明顯的拐點(diǎn)和陡升信號(hào)，對(duì)應(yīng)圓盤(pán)試樣中心位置的拉伸應(yīng)變有一個(gè)明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn)，此時(shí)試樣波阻抗急劇降低，說(shuō)明WC-Co硬質(zhì)合金為脆性開(kāi)裂失效，隨后殘余應(yīng)力波完全返回到入射桿中。

圖2 動(dòng)態(tài)拉伸試驗(yàn)典型信號(hào)Fig.2 Typical signal of dynamic tensile experiment

由圖3可知，在一維應(yīng)力波加載下，WC-Co硬質(zhì)合金的應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)表現(xiàn)出了典型的彈脆性特征，即材料在斷裂前的變形停留在彈性階段。材料的斷裂應(yīng)變?cè)?.098%～0.11%，且隨著加載應(yīng)變率的增加而略有增加，可見(jiàn)材料極易發(fā)生拉伸斷裂。材料直線(xiàn)段的彈性模量隨應(yīng)變速率的增加保持在627～633 GPa。

圖3 WC-Co硬質(zhì)合金動(dòng)態(tài)拉伸加載下應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)Fig.3 Stress-strain curves of WC-Co cemented carbide at dynamic tensile loading

3.2 應(yīng)變率效應(yīng)

由于動(dòng)態(tài)巴西劈裂試驗(yàn)屬于間接拉伸測(cè)試，所獲得的應(yīng)變率范圍相對(duì)有限。為了獲得測(cè)量數(shù)據(jù)的不確定度，對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)引入誤差分析，在每種應(yīng)變率條件下試驗(yàn)3次有效工況，共有4種預(yù)期應(yīng)變率加載。設(shè)某預(yù)期應(yīng)變率下的實(shí)際應(yīng)變率或抗拉強(qiáng)度為xi，平均值為μ，工況數(shù)量為N，則此應(yīng)變率條件下的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)標(biāo)準(zhǔn)差為：

(5)

其中，j為預(yù)期應(yīng)變率工況。圖4為不同應(yīng)變率下WC-Co硬質(zhì)合金的拉伸強(qiáng)度及其標(biāo)準(zhǔn)偏差。由圖可知，在一維應(yīng)力波加載下，硬質(zhì)合金的動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度隨應(yīng)變率的增加而增加，表明應(yīng)變率效應(yīng)具有明顯的正相關(guān)性。

圖4 WC-Co硬質(zhì)合金的動(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)度的應(yīng)變率效應(yīng)Fig.4 Strain rate effect of dynamic tensile strength of WC-Co cemented carbide

(6)

式中，N為應(yīng)變率敏感系數(shù)，定義Nstatic和Ndynamic分別為靜態(tài)和動(dòng)態(tài)加載下的應(yīng)變率敏感系數(shù)。整理圖4中試驗(yàn)數(shù)據(jù)，通過(guò)最小二乘法擬合可獲得Nstatic=0.0073和Ndynamic=0.3034。

由表1可知，本文WC-Co硬質(zhì)合金和典型陶瓷材料(Al2O3、SiC、AlN)的應(yīng)變率效應(yīng)系數(shù)一致，高應(yīng)變率下WC-Co硬質(zhì)合金的拉伸強(qiáng)度隨應(yīng)變率的變化趨勢(shì)也滿(mǎn)足公式(6)，說(shuō)明WC-Co硬質(zhì)合金的應(yīng)變率效應(yīng)產(chǎn)生機(jī)制與典型陶瓷類(lèi)材料是一致的。

表1 WC-Co硬質(zhì)合金和陶瓷材料的應(yīng)變率效應(yīng)對(duì)比

研究表明，陶瓷材料力學(xué)性能與微觀失效機(jī)制密切相關(guān)，如致密度、晶粒尺寸及分布等。其中，關(guān)于材料強(qiáng)度的應(yīng)變率效應(yīng)廣泛認(rèn)為是由微裂紋的擴(kuò)展速度與加載速率之間的關(guān)系所決定的[18]。一般地，對(duì)于典型陶瓷材料，應(yīng)變率系數(shù)N由裂紋擴(kuò)展系數(shù)n決定，系數(shù)n由裂紋擴(kuò)展速度c和應(yīng)力強(qiáng)度因子KI決定[10]：

(7)

(8)

圖5 WC-Co硬質(zhì)合金強(qiáng)度隨應(yīng)變率變化關(guān)系Fig.5 Relationship between strength and strain rate of WC-Co cemented carbide

4 失效機(jī)制

回收動(dòng)態(tài)拉伸試驗(yàn)試樣，并采用掃描電子顯微鏡進(jìn)行斷面觀察，分析WC-Co硬質(zhì)合金在不同加載方式下的微觀斷裂模式。由圖6可知，動(dòng)態(tài)巴西劈裂試驗(yàn)中試樣被破碎成兩個(gè)不完整的半圓和許多小顆粒。裂紋由中心起裂，主要沿加載直徑向兩個(gè)加載點(diǎn)擴(kuò)展，表明圓盤(pán)的中心處于純拉應(yīng)力狀態(tài)。由于材料的韌性較差，在兩處加載點(diǎn)位置處于復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)，且存在應(yīng)力集中現(xiàn)象，因此在圓盤(pán)的兩個(gè)加載點(diǎn)附近形成了顆粒狀破碎區(qū)。

圖6 動(dòng)態(tài)巴西劈裂加載下WC-Co硬質(zhì)合金試樣的失效模式Fig.6 Failure mode of WC-Co cemented carbide under dynamic Brazilian splitting loading

對(duì)WC-Co硬質(zhì)合金巴西劈裂實(shí)驗(yàn)中破碎試樣進(jìn)行回收，并對(duì)不完整半圓的斷裂表面不同位置處進(jìn)行微觀結(jié)構(gòu)分析，包括中間位置(圖6的②號(hào)點(diǎn))及靠近加載點(diǎn)位置(圖6的①號(hào)點(diǎn))附近(圖7和圖8)。由圖7可知，WC-Co硬質(zhì)合金試樣在斷裂表面中間位置處微觀斷裂模式主要為沿晶斷裂，并且在拉伸應(yīng)力作用下發(fā)生劇烈滑移，形成韌窩斷裂(圖7中D區(qū)域)，說(shuō)明在此處的微觀斷裂帶有一定韌性。

圖7 巴西劈裂加載后WC-Co硬質(zhì)合金試樣破碎半圓的中間位置SEM照片F(xiàn)ig.7 SEM image of WC-Co cemented carbide on the middle fractured semicircle of specimen under Brazilian splitting loading

圖8 巴西劈裂加載后WC-Co硬質(zhì)合金試樣破碎半圓靠近加載點(diǎn)位置SEM照片F(xiàn)ig.8 SEM image of WC-Co cemented carbide near loading point fractured semicircle of specimen under Brazilian splitting loading

如圖8所示，在試件靠近加載點(diǎn)位置斷裂區(qū)域，碎片的微觀斷裂形貌不僅存在韌窩斷裂，在單個(gè)晶粒的劈裂表面還存在河流花樣的解理斷裂。同時(shí)，在斷裂核心區(qū)域的周?chē)Я４嬖诰植课⒂^塑性變形(圖8中箭頭H標(biāo)注處)，單個(gè)晶粒上出現(xiàn)了穿晶微裂紋(圖8中箭頭T標(biāo)注處)，在多個(gè)晶粒的大范圍區(qū)域內(nèi)出現(xiàn)了臺(tái)階狀微觀解理斷裂(圖8中S區(qū)域)。

5 結(jié) 論

針對(duì)WC-Co硬質(zhì)合金在動(dòng)態(tài)加載下的力學(xué)性能和失效機(jī)制尚不明確的問(wèn)題，尤其是加載應(yīng)變率對(duì)材料強(qiáng)度的影響，本文采用霍普金森桿實(shí)驗(yàn)裝置完成了對(duì)WC-Co硬質(zhì)合金的動(dòng)態(tài)巴西劈裂試驗(yàn)，重點(diǎn)分析了材料的動(dòng)態(tài)拉伸力學(xué)性能與失效機(jī)制。主要結(jié)論如下：

(1)對(duì)動(dòng)態(tài)拉伸加載下的典型信號(hào)和應(yīng)力應(yīng)變曲線(xiàn)分析發(fā)現(xiàn)，WC-Co硬質(zhì)合金具有典型的彈脆性特征，即材料在斷裂前的變形停留在彈性階段。材料的斷裂應(yīng)變?cè)?.098%～0.11%，且隨著加載應(yīng)變率的增加而略有增加。

(2)在一維應(yīng)力波加載下，WC-Co硬質(zhì)合金的動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度隨應(yīng)變率的增加而增加，表明應(yīng)變率效應(yīng)具有明顯的正相關(guān)性。而且，WC-Co硬質(zhì)合金和典型陶瓷材料(Al2O3、SiC、AlN)的應(yīng)變率效應(yīng)系數(shù)一致，說(shuō)明其應(yīng)變率效應(yīng)產(chǎn)生機(jī)制與典型陶瓷類(lèi)材料是一致的，即由I型裂紋的亞臨界擴(kuò)展決定。

(3)對(duì)回收的破碎試樣進(jìn)行微觀組織觀察，發(fā)現(xiàn)試樣中間位置處微觀斷裂模式主要為沿晶斷裂，并且在拉伸應(yīng)力作用下微觀結(jié)構(gòu)發(fā)生劇烈滑移，形成韌窩斷裂；在靠近加載點(diǎn)位置區(qū)域，不僅存在韌窩斷裂，在單個(gè)晶粒的劈裂表面還存在河流花樣的解理斷裂。