電磁加載下7075鋁環的膨脹斷裂模式轉變研究*

楊 晨，劉明濤，湯鐵鋼，郭昭亮，范 誠

（中國工程物流研究院流體物理研究所，四川 綿陽621999）

斷裂是金屬構件最危險的一種失效形式，極易造成安全事故和經濟損失，研究金屬材料的斷裂行為在軍事、民用、基礎科學等領域具有重要價值。金屬的斷裂根據裂紋的受力情況，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力作用，裂紋兩表面相對張開；Ⅱ（Ⅲ）型為剪切裂紋，裂紋受平行于斷裂面且垂直于（平行于）裂紋前緣的剪應力作用，裂紋兩表面相對滑開（撕開）。

金屬的斷裂模式不僅受材料自身的力學特性影響，還與樣品結構、外界的加載條件密切相關。Feng 等[1]使用MTS機對2034鋁樣品進行拉扭混合加載，發現通過調節拉伸力和扭轉力的比例，斷裂模式發生Ⅰ型到Ⅲ型的轉變。針對此現象，Liu 等[2]提出了一種材料強度比斷裂準則，此準則將最大正應力準則和最大剪應力準則結合，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變的原因。Boyce等[3]利用標準拉伸實驗研究了Ti-6Al-4V 材料的斷裂行為，發現當拉伸加載速度由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]發現標準拉伸試樣的寬厚比越高，越容易發生剪切斷裂。Xue等[5]系統梳理了眾多學者開展的緊湊拉伸試樣實驗結果，發現隨著試樣厚度的減小、材料硬化指數的減小、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變為剪切斷裂。為了解釋此現象，Xue等[5]提出了連續塑性損傷理論，該理論主要考慮了壓力和羅德角對損傷累計速度的影響，通過應用此理論，用數值模擬方法再現了實驗中觀察到的一些典型斷裂模式轉變現象。

上述研究都是針對受迫斷裂問題，即斷裂位置、斷口數量由初始加載條件或樣品構型決定。而對稱結構在對稱加載條件下會發生自發斷裂（spontaneousfracture），即斷裂位置、斷口數量未知，如爆轟加載下金屬柱殼的膨脹斷裂問題[6-9]。胡八一等[10]研究發現，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]對不同壁厚的45鋼進行爆轟加載，發現隨著壁厚減小，斷裂模式從拉剪混合轉變為純剪切。這種自發斷裂過程不僅存在各類斷裂模式之間的競爭，而且在樣品各個位置之間也存在著斷裂的競爭，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程中應力狀態復雜、加載應變率難以精確調節、破片難以有效回收等問題給物理機制的分析帶來了極大困難。

電磁膨脹環是一種目前較為成熟的材料動態拉伸加載技術，主要應用于銅、鋁等高電導率金屬材料動態拉伸行為研究，其具有樣品內應力狀態簡單、加載應變率可調可控、實驗防護和破片回收難度小等優點[12-15]。本文利用該加載技術研究7075 鋁環在不同拉伸加載應變率下的自發斷裂行為，主要關注點為7075鋁環的斷裂模式、斷裂應變和破片數量的應變率效應。

1 實驗裝置

電磁膨脹環實驗技術由Niordson[16]于1965年提出，其原理如圖1所示。實驗加載的能量來源是電容器，開關K1閉合的瞬間，已充滿電的電容器快速放電，高強度的電流流經螺線管，在其周圍產生急劇變化的高強度磁場。高電導率金屬樣品環位于螺線圈的外側，磁場的急劇變化在金屬圓環內激發高強度的感應電流，同時樣品環自身又處在螺線圈所產生的高強度磁場內，從而樣品環受安培力驅動向外高速膨脹運動。

本實驗采用的電磁膨脹環裝置實物如圖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，纏繞匝數為14，相鄰匝間距為2.0 mm。7075鋁樣品環的外徑為46 mm，內徑為40 mm，高度為0.5 mm，由于試樣環的直徑遠大于其高度和厚度，因此試樣環可認為其處于一維應力狀態。實驗使用Rogowski 線圈測量螺線圈中的電流歷史，利用多普勒測速技術測量7075鋁環的徑向運動速度。

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

圖2 電磁膨脹環實驗裝置Fig.2 Electromagnetic expansion ring experimental device

2 實驗結果與分析

共開展了10發有效實驗，實驗的充電電壓不同，7075鋁金屬環的膨脹運動速度和應變率也均不同，選取其中4發典型結果做詳細介紹。這四發實驗電容器的充電電壓分別為5.0、5.5、6.0、7.0 kV，測得螺線圈中的電流歷史曲線如圖3所示，膨脹環的運動速度歷史曲線如圖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

對破片進行回收，并測量回收破片的總質量，通過與實驗前總質量進行比較，以確?；厥樟怂衅破?。利用回收破片組裝還原樣品環，結果如圖5所示。觀察回收破片的斷裂模式，并對典型的拉伸斷裂和剪切斷裂進行斷口金相分析和SEM掃描，表征結果如圖6所示。當充電電壓為5 kV 時，樣品只有一個斷口，在斷口附近觀察到了局部的頸縮現象，但頸縮不嚴重，斷口處的截面積稍小于未頸縮區域的橫截面積且斷裂面沿樣品徑向，為拉伸裂紋，斷裂由最大拉應力控制，斷口SEM 分析發現了大量韌窩的存在（圖6(b)），表明斷裂形式為延性斷裂；當充電電壓為5.5 kV 時，產生了7個斷口，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力和最大剪應力共同控制，SEM 斷口分析結果表明拉伸斷口和剪切斷口內均存在韌窩（圖6(b)和圖6(d)），表明這兩種斷裂都屬于延性斷裂，但金相分析未發現“河流狀”變形區域存在，表明此剪切裂紋并不是絕熱剪切帶；當電壓提升到6和7 kV 時，所有裂紋都沿最大剪應力方向，斷裂受最大剪應力控制。

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

計算得到10發實驗樣品的斷裂應變如圖7所示?？梢钥闯鲭S著加載應變率的提升，斷裂應變一直在增加，斷裂模式的改變并未對其造成影響。但破片的數量不是單調遞增，如圖8所示。在低拉伸加載應變率下，樣品環斷裂受拉應力控制，隨加載應變率升高碎片數量增加；在中應變率下，斷裂模式控制因素發生轉變，同時受最大拉應力和最大剪應力控制，隨應變率升高破片數量反而減少；在高應變率下，斷裂模式控制因素又一次發生了轉變，受最大剪應力控制，破片數量隨應變率升高而增加，破片數量的兩個拐點與斷裂模式的轉變點吻合。

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

圖7 斷裂應變與應變率的關系Fig.7 Relationships between failure strain and strain rate

圖8 破片數量與應變率的關系Fig.8 Relationships between number of fragments and strain rate

3 結 論

利用電磁膨脹環實驗技術研究了不同加載應變率下7075鋁環的動態拉伸斷裂行為，樣品環的內徑為40 mm，外徑為46 mm，高度為0.5 mm，共開展10發實驗，加載應變率范圍為2700～7800 s?1，研究得到以下結論：

（1）隨著動態拉伸加載應變率的增加，7075Al環的斷裂模式由低應變率下的拉伸斷裂模式轉變為中應變率下的拉剪混合模式，再轉變為高應變率下的剪切斷裂模式；

（2）隨著動態拉伸加載應變率的增加，7075Al 環的斷裂應變逐漸增加，但破片數量呈先增加后減小再增加的趨勢，破片數量變化的拐點與斷裂模式的轉變點基本相吻合。