微觀組織對(duì)Ti6321鈦合金靶板爆炸斷裂失效的影響

寧子軒，王琳,2,，程興旺,2，程煥武,2，周哲，張斌斌，王芳，陳東萍

(1.北京理工大學(xué) 材料學(xué)院，北京 100081；2.北京理工大學(xué) 沖擊環(huán)境材料技術(shù)國(guó)家級(jí)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100081；3.北京理工大學(xué) 爆炸科學(xué)與技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100081；4.洛陽(yáng)船舶材料研究所，河南 洛陽(yáng) 471023；5.山西江陽(yáng)化工有限公司，山西 太原 030041)

0 引言

鈦合金具有高比強(qiáng)度、耐熱性、耐蝕性和良好的生物相容性等優(yōu)良性能，廣泛應(yīng)用于航空航天、軍事、石油化工、汽車、海洋工程和生物醫(yī)療等各個(gè)領(lǐng)域[1-3]。其中近α型Ti6321(Ti、Al、Nb、Zr、Mo質(zhì)量比為88%∶6%∶3%∶2%∶1%)鈦合金具有良好的耐腐蝕性、焊接性、無磁和無低溫脆性等特點(diǎn)，可用于海洋領(lǐng)域中深潛器、船舶、潛艇、水中兵器和高壓容器等器材的各種零部件加工[4-6]。作為海洋軍事材料，鈦合金服役過程中不僅需要滿足常規(guī)性能要求，還會(huì)受到海浪、破片或爆炸等高應(yīng)變率載荷的沖擊[7-8]，研究鈦合金在高應(yīng)變率條件下的性能和斷裂行為對(duì)其工程應(yīng)用具有重要意義。

近年來，研究者們主要通過動(dòng)態(tài)壓縮和拉伸[9-10]、彈靶侵徹[11]、高速和超高速?zèng)_擊[12]、圓筒爆破[13]以及輕氣炮[14]等試驗(yàn)方法研究鈦合金的動(dòng)態(tài)響應(yīng)行為。Peirs等[15]發(fā)現(xiàn)在動(dòng)態(tài)壓縮后，TC4鈦合金的斷裂由微孔洞形核、孔洞長(zhǎng)大形成微裂紋、微裂紋長(zhǎng)大擴(kuò)展三個(gè)過程組成。Wang等[16]發(fā)現(xiàn)在徑向壓力爆炸試驗(yàn)中，絕熱剪切帶始于α-Ti管內(nèi)表面處，呈螺旋形逆時(shí)針沿管擴(kuò)展，并發(fā)生剪切帶的分叉、聚集和交叉等相互作用。Tan等[17]在發(fā)現(xiàn)Ti-6Al-4V鈦合金在輕氣炮加載后產(chǎn)生層裂，微孔在晶界和相界處形核。但由于試驗(yàn)條件限制以及炸藥作用的特殊性，鈦合金板材在爆炸載荷作用下的斷裂失效行為研究較少。

爆炸載荷作用下金屬平板的宏觀失效研究始于1973年，Jacob等[18]根據(jù)局部加載與均布加載條件下鋼板破壞模式的不同，將其分為12種。Fallah等[19]表明Dyneema HB26超強(qiáng)纖維平板在局部爆炸載荷下具有永久變形、分層、剪切、邊界彎曲、局部熔化和基體破壞等各種破壞模式。Li等[20]發(fā)現(xiàn)缺口鋼板在爆炸三角形沖擊波作用下，加載側(cè)為剪切斷裂，自由面為拉伸斷裂。Geffroy等[21]發(fā)現(xiàn)爆炸載荷條件下，低碳鋼靶板斷口為韌性剪切斷裂，鐵素體和珠光體兩相間產(chǎn)生微孔或微裂紋，并曲折擴(kuò)展形成大裂紋，最終導(dǎo)致失效。

綜上所述，爆炸載荷作用下，平板材料的研究較局限于鋼板，而鈦合金成本相對(duì)較高，在抗爆領(lǐng)域的應(yīng)用較少，其微觀演化和斷裂行為均尚未涉及。本文采用爆炸試驗(yàn)方法對(duì)不同組織的Ti6321鈦合金的斷裂行為進(jìn)行了研究，為Ti6321鈦合金的工程應(yīng)用與開發(fā)、毀傷特性和防護(hù)設(shè)計(jì)提供參考，為改善鈦合金的組織和優(yōu)化合金成分提供試驗(yàn)和理論依據(jù)，從而促進(jìn)鈦合金在抗爆領(lǐng)域的研究。

1 爆炸試驗(yàn)材料與方法

本試驗(yàn)所用材料為3種組織Ti6321鈦合金靶板，靶板尺寸為195 mm×195 mm×12 mm，通過金相法測(cè)得合金的相轉(zhuǎn)變點(diǎn)為990 ℃±5 ℃，試驗(yàn)工況如表1所示。通過3種熱處理工藝得到等軸組織、雙態(tài)組織和魏氏組織靶板，微觀組織形貌如圖1所示。等軸組織的晶粒分布較為均勻，尺寸約為16 μm；雙態(tài)組織中初生等軸α晶粒尺寸有所降低，約為10 μm，片層α相晶粒長(zhǎng)度約為15 μm，寬度約600 nm；魏氏組織內(nèi)片層α相相互交錯(cuò)，呈60°夾角，寬度增加，約為830 nm.

表1 試驗(yàn)工況

圖1 不同熱處理工藝后Ti6321鈦合金的微觀組織形貌

不同組織的靜、動(dòng)態(tài)壓縮力學(xué)性能如表2所示，可以發(fā)現(xiàn)不同應(yīng)變率下，雙態(tài)組織具有較好的強(qiáng)塑性匹配，等軸組織具有較高的沖擊吸收功，魏氏組織的綜合性能較差。

表2 不同組織Ti6321鈦合金在不同應(yīng)變率壓縮載荷下的力學(xué)性能

爆炸試驗(yàn)中炸藥選取裸裝圓柱形TNT，直徑為φ45 mm，藥柱高度根據(jù)藥量調(diào)整，裝藥密度為1.61 g/cm3，藥量為200 g和300 g，炸高為40 mm.爆炸試驗(yàn)裝置示意圖如圖2所示，試驗(yàn)前，采用C形夾將靶板固定于靶架上，為簡(jiǎn)化試驗(yàn)裝置，將藥柱置于紙殼上方，紙殼高度即炸高，并用雷管對(duì)炸藥進(jìn)行中心起爆。

圖2 爆炸試驗(yàn)裝置示意圖

爆炸試驗(yàn)結(jié)束后回收靶板，觀察分析靶板的宏觀特征，通過游標(biāo)卡尺和鋼尺測(cè)量靶板中心的最大撓度。圖3所示為靶板的取樣方式，采用掃描電子顯微鏡對(duì)斷裂表面進(jìn)行觀察分析，以與爆炸沖擊方向平行的截面作為觀察面，進(jìn)行研磨、拋光和腐蝕，腐蝕劑為氫氟酸、硝酸和去離子水的混合液，比例1∶5∶44，腐蝕時(shí)間約10 s.采用光學(xué)顯微鏡和掃描電子顯微鏡觀察材料的組織和斷裂失效特征。

圖3 取樣方式

2 爆炸試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 靶板的宏觀變形

表3所示為不同爆炸載荷作用下Ti6321鈦合金靶板的宏觀變形。由表3可知：隨著藥量的增加，靶板中心的撓度逐漸增大，即塑性變形逐漸增大，靶板的變形經(jīng)歷了局部凸起→“河流花樣”形裂紋→T形或Y形剪切裂紋→通孔等過程，隨著與中心距離的增加，靶板變形區(qū)撓度逐漸減??；相同藥量和炸距條件下，等軸組織靶板的變形最小，雙態(tài)組織靶板次之，魏氏組織靶板變形較大；炸藥引爆后，靶板迎爆面呈現(xiàn)放射狀的爆轟產(chǎn)物殘留和三角形熔化痕，這是由于炸藥引爆后紙殼對(duì)能量產(chǎn)生聚集作用，沿紙殼周圍產(chǎn)生局部高溫，金屬瞬間熔化，隨著溫度的降低金屬凝固。

表3 不同爆炸載荷作用下Ti6321鈦合金靶板的宏觀變形

2.2 靶板的斷口形貌

圖4所示為等軸組織Ti6321鈦合金靶板在爆炸載荷作用后的斷口形貌。圖4(a)和圖4(b)分別為裂紋源和裂紋分支位置。由圖4(a)可知，裂紋源的斷裂表面為等軸韌窩，靠近邊緣(位置1)的韌窩大小不均，以排列致密的小韌窩為主，韌窩稀疏處有孔洞形成，孔洞相互聯(lián)接形成二次裂紋；靠近中心(位置2)的韌窩大小較為均勻，韌窩尺寸大于邊緣的韌窩，寬度約為6 μm，且大韌窩內(nèi)夾雜著小韌窩；說明韌窩的大小和形狀由邊緣到中心位置逐漸變大和均勻化。McDonald等[22]發(fā)現(xiàn)裝甲鋼和耐磨鋼在局部爆炸載荷條件下產(chǎn)生相似的韌窩，表明靶板為剪切韌性斷裂，并非拉伸斷裂。由圖4(b)可知，裂紋分支的斷口形貌以拉長(zhǎng)的拋物線形韌窩為主，拋物線的凸向指向裂紋源，位置1靠近邊緣的韌窩拉長(zhǎng)程度明顯高于位置2的韌窩，而韌窩深度較淺。因此，等軸組織Ti6321鈦合金靶板在爆炸載荷作用下為韌性剪切斷裂。

圖4 等軸組織Ti6321鈦合金靶板在爆炸載荷作用后的斷口形貌

圖5所示為雙態(tài)組織Ti6321鈦合金靶板在爆炸載荷作用后的斷口形貌。圖5(a)和圖5(b)分別為裂紋源和裂紋分支位置。由圖5(a)可知，裂紋源處的斷裂表面呈錐形，錐形表面及平面由拉長(zhǎng)韌窩覆蓋，錐形表面(位置1)的韌窩大小不均、平面(位置2)處韌窩排列較為整齊、大小均勻。由5(b)可知，裂紋分支處的形貌與等軸組織靶板的斷口形貌相似，以拉長(zhǎng)韌窩為主，并伴有撕裂棱，位置1處具有小而淺的等軸狀韌窩。因此，在爆炸載荷作用下，雙態(tài)組織Ti6321鈦合金靶板也具有韌性剪切斷裂特征，與等軸組織靶板相比，雙態(tài)組織的韌窩較小，吸收的能量較少，從而進(jìn)一步證明了爆炸載荷作用下，沖擊吸收功對(duì)鈦合金靶板的抗爆性能影響較大。

圖5 雙態(tài)組織Ti6321鈦合金靶板在爆炸載荷作用后的斷口形貌

圖6所示為魏氏組織Ti6321鈦合金靶板在爆炸載荷作用后的斷口形貌。圖6(a)和圖6(b)分別為裂紋源和裂紋分支位置，圖6(c)為光滑平面。由圖6(a)可知，斷裂表面形貌呈韌窩和光滑表面交替排列特征，二者所占比例基本相等，韌窩為卵形，以團(tuán)簇狀排列，光滑表面上可觀察到片狀和球狀的沉積物。這是因?yàn)楸ㄒ鸶邷馗邏鹤饔?，靶板在剪切斷裂過程中，斷裂表面之間相互擠壓和摩擦，可能導(dǎo)致熔化的合金液滴沿剪切斷裂方向飛濺，凝固后殘留在斷口表面，同時(shí)夾雜著空氣中雜質(zhì)。由圖6(b)可知，二次裂紋成為韌窩與光滑面的明顯分界線，隨著裂紋的擴(kuò)展，光滑平面的面積逐漸增大，韌窩的凸向指向裂紋源。由圖6(c)可知，光滑平面具有“漣波花樣”特征，兩個(gè)光滑平面構(gòu)成臺(tái)階狀。Ran等[23]和Ren等[24]發(fā)現(xiàn)在動(dòng)態(tài)壓縮和泰勒桿撞擊試驗(yàn)中，Ti55511和Ti-6Al-4V鈦合金斷裂表面均觀察到韌窩與光滑表面，并表明其斷裂方式為剪切斷裂。因此，魏氏組織Ti6321鈦合金靶板的斷裂方式為韌性斷裂和脆性斷裂的混合型剪切斷裂，靶板吸收的能量較少，抗爆性能較差。

圖6 魏氏組織Ti6321鈦合金靶板在爆炸載荷作用后的斷口形貌

2.3 微觀斷裂失效行為

在近場(chǎng)爆炸載荷作用下，爆轟產(chǎn)物作用于靶板，靶板處于高溫高壓的環(huán)境中，靶板會(huì)發(fā)生熔化、軟化和厚度減薄現(xiàn)象，并沿爆轟產(chǎn)物作用的方向產(chǎn)生塑性變形，當(dāng)應(yīng)變達(dá)到失效應(yīng)變時(shí)，靶板發(fā)生斷裂。同時(shí)，沖擊波進(jìn)入靶板后不斷傳播和反射，當(dāng)沖擊波到達(dá)靶板自由面時(shí)發(fā)生反射，形成拉伸波，并沿厚度方向傳播，當(dāng)拉伸波相互作用且強(qiáng)度達(dá)到動(dòng)拉伸強(qiáng)度極限時(shí)便發(fā)生層裂[25]。為了深入探究靶板的斷裂失效方式，對(duì)其微觀損傷進(jìn)行了分析。

圖7所示為爆炸載荷作用下等軸組織靶板的縱向截面形貌。200 g TNT爆炸載荷作用下，試驗(yàn)工況1靶板的厚度減薄率約為10%，無裂紋產(chǎn)生。300 g TNT爆炸載荷作用下，試驗(yàn)工況2靶板的迎爆面由于高溫高壓作用產(chǎn)生嚴(yán)重的材料損失，厚度減薄率約為20%.裂紋分為3種類型，分別是與迎爆面夾角約為135°的裂紋、中心層裂和與自由面夾角約為20°的裂紋，將靠近迎爆面和自由面的裂紋分別記作W和F，中心裂紋記作M.由圖7可知，W裂紋是由爆轟產(chǎn)物的壓縮作用產(chǎn)生的剪切斷裂，并產(chǎn)生一定程度的滑移，迎爆面在高溫高壓作用下產(chǎn)生的材料損失缺陷，為剪切裂紋提供了形核和擴(kuò)展的位置。因此，W裂紋由迎爆面產(chǎn)生，并沿剪切方向擴(kuò)展，與M裂紋相交。M裂紋長(zhǎng)35 mm左右，與W裂紋夾角約為60°，微觀組織表明裂紋沿剪切帶中心擴(kuò)展。F裂紋與自由面的夾角較小，為拉伸作用所致。微觀組織表明自由面產(chǎn)生的裂紋沿著絕熱剪切帶的兩側(cè)擴(kuò)展，剪切帶寬度約為25 μm，并沿剪切方向平直擴(kuò)展，與M裂紋相交，夾角約為45°，剪切帶兩側(cè)的晶粒發(fā)生明顯變形，由等軸狀變?yōu)闄E圓形，剪切帶內(nèi)分布著多個(gè)微孔洞。說明在300 gTNT爆炸載荷作用下，等軸組織靶板的斷裂方式包括拉伸、剪切和層裂3種形式，并產(chǎn)生了絕熱剪切失效。

圖7 爆炸載荷作用下等軸組織靶板的截面形貌

圖8所示為不同爆炸載荷作用下雙態(tài)組織靶板的縱向截面形貌。200 g TNT爆炸載荷作用下，試驗(yàn)工況3靶板的迎爆面材料損失較輕，厚度減薄約為10%.自由面可觀察到關(guān)于中心對(duì)稱的兩條裂紋(F1和F2)，裂紋與自由面的夾角約為35°，F(xiàn)1裂紋沿厚度方向呈折線擴(kuò)展，折角約為70°，與自由面的夾角約為50°，這是由于靶板的應(yīng)力狀態(tài)發(fā)生了改變，由拉伸應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)榧羟袘?yīng)力。微觀組織表明折角處片層組織發(fā)生明顯的彎曲變形，裂紋彎折后產(chǎn)生明顯的絕熱剪切帶，剪切帶內(nèi)有大量孔洞和微裂紋，說明靶板斷裂初期為拉伸斷裂，隨后發(fā)生剪切斷裂；裂紋末端主要沿著相界或晶界曲折擴(kuò)展，只有較少的穿晶斷裂，這是因?yàn)榱鸭y總是沿著阻力較小的方向擴(kuò)展。300 g TNT爆炸載荷作用下，靶板的迎爆面材料損失嚴(yán)重，厚度減薄率約為20%.W和F裂紋與表面的夾角約為45°，并沿剪切方向擴(kuò)展，與中心層裂裂紋M相交，形成Z字形，層裂裂紋長(zhǎng)度約為15 mm.微觀組織表明M裂紋通過微裂紋的形核、長(zhǎng)大和聚集形成，并沿絕熱剪切帶中心擴(kuò)展。因此，與等軸組織靶板相比，雙態(tài)組織靶板的厚度減薄率相等，較低載荷下，破壞較嚴(yán)重，產(chǎn)生拉伸和剪切斷裂。較高載荷下等軸組織靶板發(fā)生拉伸、剪切斷裂和層裂，雙態(tài)組織靶板發(fā)生剪切斷裂和層裂，層裂長(zhǎng)度較短，但二者均沿著剪切帶擴(kuò)展。

圖8 爆炸載荷作用下雙態(tài)組織靶板的截面形貌

圖9所示為不同的爆炸載荷作用下魏氏組織靶板縱向截面形貌。不同爆炸載荷作用下，魏氏組織靶板未發(fā)生厚度減薄和中心層裂，說明魏氏組織靶板的層裂強(qiáng)度較高，但自由面剪切斷裂程度更嚴(yán)重。這是因?yàn)榈容Sα晶粒具有較好的變形協(xié)調(diào)性，可壓縮的空間較大，而片層結(jié)構(gòu)的變形協(xié)調(diào)性較差，從而有效地降低了靶板厚度的減薄，但由于片層結(jié)構(gòu)易發(fā)生彎曲，且晶界較多，易導(dǎo)致微孔洞的形核和擴(kuò)展，從而加重了魏氏組織靶板的剪切斷裂程度。微觀組織表明靶板的迎爆面產(chǎn)生多條沿厚度方向擴(kuò)展的絕熱剪切帶，并發(fā)生彎折和分叉，這是因?yàn)槲菏辖M織的絕熱剪切敏感性較高[26]，易發(fā)生剪切帶的相互作用。自由面的剪切裂紋沿剪切帶的邊緣擴(kuò)展，與等軸組織靶板斷裂相似，且隨著藥量的增加，剪切帶寬度由30 μm增加至100 μm，且大于等軸組織靶板的剪切帶寬度。

圖9 爆炸載荷作用下魏氏組織靶板截面形貌

綜上所述，通過對(duì)爆炸載荷條件下不同組織Ti6321鈦合金靶板的宏觀變形、斷口形貌和損傷失效行為的分析，得到了其宏觀和微觀的特征總結(jié)，如表4所示。

表4 不同組織的Ti6321鈦合金靶板爆炸后的宏觀和微觀特征總結(jié)

3 結(jié)論

本文對(duì)等軸組織、雙態(tài)組織和魏氏組織Ti6321鈦合金靶板在不同爆炸載荷作用下的變形特點(diǎn)和斷裂行為開展研究，爆炸試驗(yàn)工況分別為40 mm炸距下200 g TNT和300 g TNT.得出以下主要結(jié)論：

2)在爆炸載荷作用下，微觀斷口觀察表明等軸組織和雙態(tài)組織靶板為韌性剪切斷裂，魏氏組織靶板為韌性和脆性的混合型剪切斷裂。

3)較低藥量下，雙態(tài)組織靶板產(chǎn)生拉伸和剪切斷裂；較高藥量下，等軸組織靶板發(fā)生拉伸、剪切斷裂和層裂，雙態(tài)組織靶板發(fā)生剪切斷裂和層裂；魏氏組織靶板在兩種藥量加載下均產(chǎn)生剪切斷裂，但靶板的層裂和剪切斷裂均為絕熱剪切失效。

4)Ti6321鈦合金等軸組織靶板吸收的爆炸能量較大，可用于艦船防護(hù)板或夾層結(jié)構(gòu)的前、后面板，以保證結(jié)構(gòu)整體性和強(qiáng)度。雙態(tài)組織靶板次之，可通過調(diào)整等軸和片層α相的比例提高材料的抗爆性能，進(jìn)而應(yīng)用于大型結(jié)構(gòu)件。魏氏組織靶板抗爆吸能較差，不易壓縮，可應(yīng)用于機(jī)床導(dǎo)軌、儀器艙殼體等。