沖擊加載下50SiMnVB鋼微觀斷裂機(jī)理試驗(yàn)研究

孫雨薈，趙 傳，王韞澤，馮小亮，蔣 鑫，王樹山

(1.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；2.航天科工智能運(yùn)籌與信息安全研究院(武漢)有限公司， 武漢 430040；3.沈陽理工大學(xué) 裝備工程學(xué)院， 沈陽 110159)

1 引言

榴彈、迫彈等身管武器彈藥，為適應(yīng)惡劣的發(fā)射環(huán)境和考慮成本等，多采用整體式結(jié)構(gòu)的彈體，爆炸時(shí)產(chǎn)生形狀各異和質(zhì)量不等的自然破片，在爆炸載荷作用下彈體的破碎結(jié)果(即破片的數(shù)量隨質(zhì)量分布)符合一定的統(tǒng)計(jì)規(guī)律[1]。經(jīng)過Lineau[2]、Mott[3]、Grady[4]等學(xué)者的不懈努力，將自然破片的質(zhì)量分布規(guī)律總結(jié)為了被普遍認(rèn)可和接受的Weibull分布模型(Mott分布是其特例)。Weibull分布為一種雙參數(shù)分布，2個(gè)控制參數(shù)是比例參數(shù)μ和形狀參數(shù)β。Mott[5]和Grady[6]將μ解釋為破片的特征質(zhì)量，能反映破片平均質(zhì)量的大小，并推導(dǎo)了其表達(dá)式；Mock等[7]分析了不同熱處理工藝、材料力學(xué)性能對(duì)μ的影響；Chhabildas[8]分析了應(yīng)變率和斷裂韌性對(duì)μ的影響；Zhang[9]認(rèn)為形狀參數(shù)β與破片的均勻性有關(guān)，研究了彈體外形對(duì)μ的影響。Zhao[10]進(jìn)行了8種狀態(tài)材料的破碎性試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)Mott和Grady理論存在一定的局限性，破片特征質(zhì)量μ不總是與破碎抵抗因子呈正相關(guān)；又將μ與平均晶粒直徑聯(lián)系起來，發(fā)現(xiàn)晶粒尺寸越大破片平均質(zhì)量也越大。以上研究表明，對(duì)于分布模型的控制參數(shù)，詳盡分析影響其取值的因素并確切闡述其物理含義，建立可以較為準(zhǔn)確預(yù)測(cè)其值的計(jì)算方法時(shí)至今日仍然是尚未解決的問題。為了解決上述問題，需要對(duì)彈體的斷裂機(jī)理進(jìn)行深入研究。

彈體在爆炸加載下的破碎問題屬于典型的沖擊動(dòng)力學(xué)問題，與靜態(tài)或準(zhǔn)靜態(tài)加載的最大不同是材料在高應(yīng)變率下會(huì)體現(xiàn)出完全不同的響應(yīng)規(guī)律，比如應(yīng)變率強(qiáng)化、韌脆轉(zhuǎn)變等[11]。Osovski[12]研究了應(yīng)變率對(duì)材料斷裂的影響，發(fā)現(xiàn)隨著應(yīng)變率增大斷裂阻力系數(shù)增大，同時(shí)塑性能耗散增加；Moxnes[13]進(jìn)行了不同應(yīng)變率下膨脹環(huán)破碎的數(shù)值仿真，發(fā)現(xiàn)應(yīng)變率增大材料塑性減小、破片總數(shù)增大。Johnson等[14]通過一系列的拉伸試驗(yàn)，建立了一種考慮材料應(yīng)變率的失效準(zhǔn)則，被廣泛應(yīng)用于沖擊動(dòng)力學(xué)問題的數(shù)值計(jì)算；Khan等[15]基于應(yīng)力矢量準(zhǔn)則提出了一種與應(yīng)變率相關(guān)的失效模型；Fuzuli[16]采用能量法推導(dǎo)出了一種與應(yīng)變率相關(guān)的失效準(zhǔn)則，與試驗(yàn)結(jié)果相比具有較好一致性。隨著斷裂物理的發(fā)展，人們又將材料在沖擊載荷作用下的斷裂與微觀結(jié)構(gòu)聯(lián)系起來。在試驗(yàn)研究領(lǐng)域，Crossland[17]、John Pearson[18]、Goto[19]、隋樹元[20]、胡八一[21]、閻建國(guó)[22]、吳成[23]和孔祥韶[24]等學(xué)者研究了不同微觀結(jié)構(gòu)，特別是金相組織形式對(duì)裂紋擴(kuò)長(zhǎng)的影響。在理論研究領(lǐng)域，Zerilli等[25]建立了一種考慮材料微觀結(jié)構(gòu)影響的本構(gòu)模型；Bourne等[26-28]進(jìn)行了一些列研究，分析了材料晶體結(jié)構(gòu)對(duì)斷裂行為的影響，提出了一種依據(jù)材料位錯(cuò)、孔洞等微觀缺陷數(shù)量來計(jì)算斷裂強(qiáng)度的方法，同時(shí)他認(rèn)為微觀缺陷的數(shù)量與材料晶粒尺寸之間有一定的相關(guān)性；Ren[29]建立了一種考慮材料晶體學(xué)特征的本構(gòu)模型用于計(jì)算爆炸破碎問題，取得了較好的效果。上述成果側(cè)重于對(duì)應(yīng)變率或微觀結(jié)構(gòu)這2個(gè)重要影響因素的其中之一進(jìn)行分析討論，缺乏在同時(shí)考慮這2個(gè)因素作用下材料斷裂機(jī)理的研究。此外，研究彈體破碎性問題最直接的手段是進(jìn)行接觸爆炸試驗(yàn)，但該試驗(yàn)難以改變被試材料的應(yīng)變率，為了研究應(yīng)變率的影響還需要采用其他的沖擊動(dòng)力學(xué)試驗(yàn)手段，然而加載方式的不同是否會(huì)對(duì)微裂紋的斷裂模式產(chǎn)生影響還需要進(jìn)一步的試驗(yàn)證明。綜上所述，為了解決沖擊加載下材料的微觀斷裂機(jī)理問題，進(jìn)而給出彈體破碎性的影響因素、詳細(xì)分析各影響因素對(duì)破片質(zhì)量分布的影響，有必要系統(tǒng)分析加載方式、應(yīng)變率和材料微觀結(jié)構(gòu)對(duì)斷裂模式的影響。

本文中選取50SiMnVB鋼作為研究對(duì)象，采用2種不同熱處理工藝改變材料的金相組織，得到2個(gè)狀態(tài)的材料；將每個(gè)狀態(tài)的材料制成靶板分別進(jìn)行TNT藥塊的接觸爆炸試驗(yàn)、射彈速度為1 000 m/s和400 m/s的彈道槍試驗(yàn)；將加載后的靶板進(jìn)行剖分，在金相顯微鏡下對(duì)受載區(qū)域的微裂紋斷裂模式進(jìn)行分析和歸納。試圖通過較為全面的數(shù)據(jù)分析，說明材料斷裂模式與加載方式、應(yīng)變率及金相組織之間的關(guān)聯(lián)關(guān)系，為沖擊載荷作用下典型彈鋼材料的微觀斷裂機(jī)理研究提供試驗(yàn)依據(jù)，并為新型彈鋼材料的設(shè)計(jì)探索技術(shù)途徑。

2 試驗(yàn)

2.1 材料制備

50SiMnVB鋼是目前應(yīng)用在破片戰(zhàn)斗部中最為廣泛的彈鋼材料，其具有良好的綜合力學(xué)性能，不但具有很高的強(qiáng)度，還具有較高的韌性。選取50SiMnVB這種典型的彈鋼作為研究對(duì)象，采用淬火+回火作為最終熱處理工藝，通過改變回火溫度可以控制材料的金相組織。回火托氏體和回火索氏體均具有良好的綜合力學(xué)性能，本文中主要研究這2種金相組織對(duì)材料斷裂模式的影響。針對(duì)50SiMnVB鋼設(shè)計(jì)了2種熱處理工藝狀態(tài)的材料，如表1所示。其中采用高溫回火得到的編號(hào)為Ⅰ的材料的金相組織為回火索氏體，采用中溫回火得到的編號(hào)為Ⅱ的材料的金相組織為回火托氏體。

表1 2種熱處理狀態(tài)的50SiMnVB鋼

對(duì)2個(gè)狀態(tài)的50SiMnVB鋼進(jìn)行取樣并制作了相應(yīng)的試件，進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)。根據(jù)國(guó)標(biāo)[30]的規(guī)定，設(shè)計(jì)了拉伸試件的形狀及尺寸如圖1所示，采用萬能試驗(yàn)機(jī)(如圖2所示)進(jìn)行試件的準(zhǔn)靜態(tài)拉伸，試驗(yàn)過程中控制試件應(yīng)變率為10-3s-1。

圖1 拉伸試件圖

圖2 萬能試驗(yàn)機(jī)實(shí)物圖

金屬材料的準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)性能較為穩(wěn)定，同一狀態(tài)的50SiMnVB鋼只進(jìn)行兩次力學(xué)測(cè)試，取算術(shù)平均值作為最終的力學(xué)性能參數(shù)。通過試驗(yàn)得到2個(gè)狀態(tài)50SiMnVB鋼的準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)性能參數(shù)如表2所示。從表2可以看出，金相組織為回火托氏體的50SiMnVB鋼具有比金相組織為回火索氏體的50SiMnVB鋼更高的拉伸強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度，以及更小的延伸率和斷面收縮率。

表2 2個(gè)狀態(tài)50SiMnVB鋼的準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)性能參數(shù)

依據(jù)研究目的，除接觸爆炸試驗(yàn)外還需要采用一種能在較大范圍內(nèi)改變材料應(yīng)變率的試驗(yàn)手段。彈道槍試驗(yàn)可以通過改變射彈速度從而在較大范圍內(nèi)改變靶板受載區(qū)域的應(yīng)變率，通常可以實(shí)現(xiàn)的應(yīng)變率范圍為102～104s-1[11]。綜上所述，進(jìn)行2種加載方式、共3組的沖擊動(dòng)力學(xué)試驗(yàn)。第1組為TNT藥塊的接觸爆炸試驗(yàn)，進(jìn)行2發(fā)試驗(yàn)，每發(fā)試驗(yàn)所用TNT藥塊相同，尺寸為100 mm×50 mm×26 mm，質(zhì)量為200 g(密度約為1.55 g/cm3)；靶板材質(zhì)分別為Ⅰ和Ⅱ，尺寸均為250 mm×250 mm×35 mm。第2組為射彈速度1 000 m/s的彈道槍試驗(yàn)，進(jìn)行2發(fā)試驗(yàn)，每發(fā)試驗(yàn)所用射彈均為Φ10 mm的鎢合金球，質(zhì)量為9.2 g，由于射彈尺寸與彈道槍口徑不匹配需配備尼龍材質(zhì)的彈托，射彈與彈托的實(shí)物如圖3所示；靶板材質(zhì)分別為Ⅰ和Ⅱ，尺寸均為140 mm×140 mm×35 mm。第3組為射彈速度400 m/s的彈道槍試驗(yàn)，進(jìn)行2發(fā)試驗(yàn)，所用射彈、彈托和靶板與第2組試驗(yàn)相同。3組共6發(fā)試驗(yàn)的編號(hào)及具體工況參數(shù)如表3所示。

圖3 射彈和彈托

表3 3組共6發(fā)試驗(yàn)的工況參數(shù)

2.2 TNT藥塊接觸爆炸試驗(yàn)

試驗(yàn)在山東特種工業(yè)集團(tuán)公司的爆炸試驗(yàn)塔內(nèi)進(jìn)行，試驗(yàn)器材及布場(chǎng)情況如圖4所示。被試靶板放置在1.2 m高的木質(zhì)支架上，TNT藥塊置于靶面中心。TNT藥塊采用電雷管起爆，起爆點(diǎn)位于藥塊的一端(具體位置見圖4)。試驗(yàn)后1-Ⅰ的靶板如圖5(a)所示，1-Ⅱ的靶板如圖5(b)所示。

圖4 TNT藥塊接觸爆炸試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)布置圖

如圖5(a)所示，在爆炸載荷作用下試驗(yàn)1-Ⅰ靶板的靶面上形成一個(gè)與TNT藥塊外形相似的長(zhǎng)方形凹坑，在靶板其他部分未觀測(cè)到顯著的塑性變形，靶板的受載區(qū)域內(nèi)未發(fā)現(xiàn)肉眼可見的裂紋。如圖5(b)所示，試驗(yàn)1-Ⅱ的靶面上形成一個(gè)與試驗(yàn)1-Ⅰ類似的長(zhǎng)方形凹坑，但與試驗(yàn)1-Ⅰ不同的是，試驗(yàn)1-Ⅱ的靶板受載區(qū)域內(nèi)形成了一條貫通靶面的裂紋。

圖5 TNT藥塊接觸爆炸試驗(yàn)后的靶板實(shí)物圖

2.3 彈道槍試驗(yàn)

試驗(yàn)采用北京理工大學(xué)東花園試驗(yàn)基地Φ12.7 mm的彈道槍，通過改變裝填的火藥質(zhì)量，可以控制射彈速度，裝填的火藥質(zhì)量越大則射彈速度越大，通常彈速為300～1 000 m/s。彈道槍試驗(yàn)的布場(chǎng)如圖6所示，彈道槍瞄準(zhǔn)點(diǎn)，開始電路、結(jié)束電路和靶板的幾何中心均處于同一水平線。開始電路與結(jié)束電路均連入電子測(cè)速儀，當(dāng)射彈穿過開始電路時(shí)，電子測(cè)速儀開始計(jì)時(shí)，當(dāng)射彈穿過結(jié)束電路時(shí)計(jì)時(shí)結(jié)束，用兩電路間距離除以測(cè)速儀記錄的時(shí)長(zhǎng)即得到射彈的速度。

圖6 彈道槍試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)布置圖

試驗(yàn)測(cè)得2-Ⅰ、2-Ⅱ、3-Ⅰ和3-Ⅱ的射彈速度如表4所示。表4中，第2組試驗(yàn)射彈的平均速度為986.71 m/s，較為接近目標(biāo)彈速1 000 m/s；最小速度與最大速度的相對(duì)偏差為2.66%，2發(fā)彈速的一致性較好。第3組試驗(yàn)射彈的平均速度為403.25 m/s，較為接近目標(biāo)彈速400 m/s；最小速度與最大速度相對(duì)偏差為4.57%，2發(fā)彈速的一致性較好。

表4 彈道槍試驗(yàn)每發(fā)試驗(yàn)實(shí)測(cè)的射彈速度

試驗(yàn)后2-Ⅰ、2-Ⅱ、3-Ⅰ和3-Ⅱ的靶板分別如圖7(a)、圖7(b)、圖7(c)和圖7(d)所示，鎢合金球?qū)Π邪暹M(jìn)行侵徹后在靶板上產(chǎn)生一個(gè)圓形的未貫穿彈坑。對(duì)比圖7(a)、圖7(b)和圖7(c)、圖7(d)可以看出，平均彈速更高的第2組試驗(yàn)靶板上的彈坑深度大于平均彈速較低的第3組試驗(yàn)；第2組試驗(yàn)的2塊靶板由于射彈在侵徹過程中靶板發(fā)生較為顯著的塑性流動(dòng)，靶面彈坑附近產(chǎn)生了明顯的隆起，而第3組試驗(yàn)的2塊靶板彈坑附近較為平整。在4塊靶板的彈坑底部、靶面彈坑附近均未發(fā)現(xiàn)肉眼可見的裂紋。

3 分析與討論

將3組試驗(yàn)共6塊受到?jīng)_擊加載的靶板沿凹坑或彈坑的對(duì)稱面切開，在金相顯微鏡下對(duì)凹坑或彈坑附近的微裂紋進(jìn)行觀測(cè)。試驗(yàn)1-Ⅰ和1-Ⅱ的靶板切割方式以及觀測(cè)區(qū)域如圖8(a)所示，試驗(yàn)2-Ⅰ、2-Ⅱ、3-Ⅰ和3-Ⅱ的靶板切割方式以及觀測(cè)區(qū)域如圖8(b)所示。為了研究裂紋形貌以及裂紋擴(kuò)長(zhǎng)與材料微觀結(jié)構(gòu)的關(guān)系，需要采用晶粒邊界腐蝕法[31]對(duì)6塊靶板的觀測(cè)區(qū)域進(jìn)行處理，所使用的侵蝕劑配方為：飽和苦味酸溶液+海鷗牌洗發(fā)膏+適量鹽酸。在6塊靶板的觀測(cè)區(qū)域內(nèi)得到的所有微裂紋的形貌如圖9(a)～(n)所示。

圖7 彈道槍試驗(yàn)后的靶板實(shí)物圖

圖8 靶板的切割方式以及觀測(cè)區(qū)域示意圖

3.1 加載方式與斷裂模式的相關(guān)性

基于Lloyd對(duì)Gurney公式的修正[32]與應(yīng)變率計(jì)算方法[33]，估算得到TNT藥塊接觸爆炸試驗(yàn)(試驗(yàn)1-Ⅰ和1-Ⅱ)2塊靶板的應(yīng)變率大小約為104s-1量級(jí)，射彈速度為1 000 m/s的彈道槍試驗(yàn)(試驗(yàn)2-Ⅰ和2-Ⅱ)的2塊靶板受載區(qū)域的應(yīng)變率與之較為接近，因此主要通過對(duì)比試驗(yàn)1-Ⅰ、1-Ⅱ和試驗(yàn)2-Ⅰ、2-Ⅱ的靶板受載區(qū)域內(nèi)微裂紋的斷裂模式，得到接觸爆炸和射彈沖擊加載方式對(duì)斷裂模式的影響。

在沖擊載荷作用下材料的斷裂模式可以分為韌性斷裂和脆性斷裂[11]，在脆性斷裂中根據(jù)裂紋擴(kuò)長(zhǎng)與晶界的關(guān)系又可分為沿晶斷裂、穿晶斷裂以及解理斷裂。從圖9(a)～(d)可以看出，試驗(yàn)1-Ⅰ靶板受載區(qū)域內(nèi)的所有微裂紋的形貌均較為一致。以裂紋1-Ⅰ-3為例，其裂紋形貌如圖 9(c)所示，圖中紅色箭頭所示位置為裂紋的末端，可見裂紋尖端較為尖銳；藍(lán)色方框內(nèi)為裂紋的傳播路徑，可見裂紋沿晶界傳播，據(jù)此判斷裂紋1-Ⅰ-3屬于脆性斷裂，且為典型的沿晶斷裂。從圖9(e)～(f)可以看出，試驗(yàn)1-Ⅱ靶板受載區(qū)域內(nèi)的所有微裂紋的形貌均較為一致。以裂紋1-Ⅱ-1為例，其裂紋形貌如圖 9(e)所示，圖中紅色箭頭所示的裂紋末端較為尖銳，藍(lán)色方框內(nèi)的裂紋沿晶界傳播，因此裂紋1-Ⅱ-1的斷裂模式同樣為脆性沿晶斷裂。

圖9 6塊靶板觀測(cè)區(qū)域內(nèi)的微裂紋形貌

從圖9(g)～(i)可以看出，試驗(yàn)2-Ⅰ靶板的受載區(qū)域內(nèi)所有微裂紋的形貌均較為一致，圖 9(i)為試驗(yàn)2-Ⅰ靶板受載區(qū)域內(nèi)的裂紋2-Ⅰ-3；從圖9(j)～(k)可以看出，試驗(yàn)2-Ⅱ靶板的受載區(qū)域內(nèi)所有微裂紋的形貌均較為一致，圖 9(j)為試驗(yàn)2-Ⅱ靶板受載區(qū)域內(nèi)的裂紋2-Ⅱ-1。圖9(i)和圖9(j)中紅色箭頭所示的裂紋末端均較為尖銳，藍(lán)色方框內(nèi)所示的裂紋沿晶界擴(kuò)長(zhǎng)，因此兩裂紋的斷裂模式均為脆性沿晶斷裂。綜上所述，在試驗(yàn)1-Ⅰ、1-Ⅱ和試驗(yàn)2-Ⅰ、2-Ⅱ的靶板受載區(qū)域內(nèi)觀測(cè)到的所有微裂紋的斷裂模式均為脆性沿晶斷裂，而試驗(yàn)1-Ⅰ和1-Ⅱ的加載方式為爆轟加載，試驗(yàn)2-Ⅰ和2-Ⅱ的加載方式為射彈的沖擊加載，由此可見接觸爆炸和射彈沖擊2種加載方式的選用與裂紋的斷裂模式之間沒有顯著的相關(guān)性，與其他動(dòng)態(tài)加載方式的選用是否有關(guān)還需要進(jìn)一步研究。

3.2 應(yīng)變率與斷裂模式的相關(guān)性

第3組試驗(yàn)射彈的速度為400 m/s，依據(jù)文獻(xiàn)[11]的近似應(yīng)變率計(jì)算公式，靶板受載區(qū)域的應(yīng)變率為103s-1量級(jí)，低于第1組試驗(yàn)(TNT藥塊接觸爆炸試驗(yàn))和第2組試驗(yàn)(射彈速度為1 000 m/s的彈道槍試驗(yàn))。從圖9(l)～(m)可以看出，試驗(yàn)3-Ⅰ靶板受載區(qū)域內(nèi)兩條微裂紋的形貌均較為一致。以裂紋3-Ⅰ-2為例，其裂紋形貌如圖9(m)所示，圖中紅色箭頭所示位置為裂紋的末端，較為尖銳；裂紋的傳播路徑較為平滑且近似為一條直線，可見裂紋的擴(kuò)長(zhǎng)不受晶界的影響，據(jù)此判斷裂紋的斷裂模式是與晶界無關(guān)的穿晶斷裂。試驗(yàn)3-Ⅱ靶板受載區(qū)域內(nèi)的微裂紋3-Ⅱ-1如圖9(n) 所示，圖中紅色箭頭所示位置為裂紋的末端，可見裂紋的末端較鈍；藍(lán)色方框內(nèi)裂紋由一系列橢球形孔洞貫通而成，這些孔洞是材料在外力作用下發(fā)生塑性變形而產(chǎn)生的，據(jù)此判斷裂紋的斷裂模式是韌性斷裂。

將3組試驗(yàn)共6塊靶板觀測(cè)區(qū)域內(nèi)得到的所有微裂紋的斷裂模式進(jìn)行歸納，結(jié)果如表5所示。表5中，第1組試驗(yàn)(試驗(yàn)1-Ⅰ和1-Ⅱ)和第2組試驗(yàn)(試驗(yàn)2-Ⅰ和2-Ⅱ)靶板受載區(qū)域的應(yīng)變率量級(jí)相同(均為104s-1)，兩組試驗(yàn)的4塊靶板觀測(cè)區(qū)域內(nèi)的所有微裂紋的斷裂模式均為沿晶斷裂，裂紋的形成和擴(kuò)長(zhǎng)均受到材料晶界的影響。而第3組試驗(yàn)(試驗(yàn)3-Ⅰ和3-Ⅱ)靶板受載區(qū)域的應(yīng)變率量級(jí)(為103s-1)低于第1組和第2組試驗(yàn)，2塊靶板觀測(cè)區(qū)域內(nèi)的微裂紋的斷裂模式為穿晶斷裂或韌性斷裂，裂紋擴(kuò)長(zhǎng)過程與晶界無關(guān)。可見，當(dāng)應(yīng)變率較高時(shí)，材料在沖擊載荷作用下產(chǎn)生裂紋的斷裂模式為與晶粒晶界關(guān)系密切的沿晶斷裂；當(dāng)應(yīng)變率較低時(shí)，材料在沖擊載荷作用下產(chǎn)生裂紋的斷裂模式為與晶界無關(guān)的穿晶斷裂或韌性斷裂。

表5 3組試驗(yàn)共6塊靶板觀測(cè)區(qū)域內(nèi)所有微觀裂紋的斷裂模式

從表5可知，在第3組試驗(yàn)中，3-Ⅰ的靶板材質(zhì)為高溫回火狀態(tài)的50SiMnVB鋼(金相組織為回火索氏體)，靶板受載區(qū)域內(nèi)微裂紋的斷裂模式為脆性穿晶斷裂；3-Ⅱ的靶板材質(zhì)為中溫回火狀態(tài)的50SiMnVB鋼(金相組織為回火托氏體)，靶板受載區(qū)域內(nèi)的微裂紋的斷裂模式為韌性斷裂。對(duì)于第1組和第2組試驗(yàn)，當(dāng)靶板應(yīng)變率較高時(shí)，2種狀態(tài)靶板受載區(qū)域內(nèi)微裂紋的斷裂模式均相同，為沿晶斷裂。由此可見，當(dāng)應(yīng)變率較低時(shí)，金相組織為回火索氏體的材料主要產(chǎn)生脆性穿晶斷裂，回火托氏體材料主要產(chǎn)生韌性斷裂，當(dāng)應(yīng)變率較高時(shí)，金相組織形式對(duì)裂紋斷裂模式的影響不顯著。同時(shí)，由表2可知，Ⅰ靶板具有比Ⅱ靶板更低的拉伸強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度，以及更大的延伸率和斷面收縮率，原因可能是當(dāng)應(yīng)變率較低時(shí)，2個(gè)狀態(tài)50SiMnVB鋼的斷裂模式的不同影響了它們的力學(xué)性能。其中，回火索氏體產(chǎn)生的脆性穿晶斷裂導(dǎo)致材料的拉伸強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度更低，延伸率和斷面收縮率更高，而回火托氏體產(chǎn)生的韌性斷裂效果剛好相反。但第3組試驗(yàn)結(jié)果不足以支撐以上結(jié)論，受研究條件的影響試驗(yàn)內(nèi)容有限，未來希望完善試驗(yàn)條件，通過設(shè)計(jì)多組對(duì)比試驗(yàn)研究不同應(yīng)變率下中高溫回火狀態(tài)的50SiMnVB鋼斷裂模式以期證明以上結(jié)論。

3.3 破片特征質(zhì)量與斷裂模式的相關(guān)性

在先前的工作中[10]進(jìn)行了4種典型彈鋼材料(D60、58SiMn、50SiMnVB以及35CrMnSiA)在2種熱處理狀態(tài)下(高溫回火、中溫回火)的破碎性試驗(yàn)，通過對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的分析，得出破片的特征質(zhì)量μ(與平均質(zhì)量呈正相關(guān))與材料的晶粒尺寸之間存在較為顯著的正相關(guān)關(guān)系，即彈體材料的晶粒平均直徑越小，破片的特征質(zhì)量μ越小，破片的總數(shù)越大。

應(yīng)用本文中的研究結(jié)果可對(duì)產(chǎn)生上述現(xiàn)象的原因做進(jìn)一步闡述。內(nèi)爆載荷作用下彈體的應(yīng)變率范圍通常為104～105s-1，研究得出當(dāng)材料應(yīng)變率較高時(shí)，沖擊載荷作用下材料主要產(chǎn)生沿晶斷裂。依據(jù)Mott破碎理論[3]，破碎起始于材料內(nèi)部隨機(jī)分布的“脆弱點(diǎn)”，隨后裂紋擴(kuò)長(zhǎng)交叉導(dǎo)致殼體裂解最終形成破片。材料晶粒尺寸越小，則單位體積內(nèi)晶界數(shù)量越大。假定彈體單位體積內(nèi)的“脆弱點(diǎn)”數(shù)量不變，由于裂紋主要沿晶界擴(kuò)長(zhǎng)，晶界越多則可能產(chǎn)生的裂紋數(shù)量越多，裂紋交叉匯聚的概率也越大，因此單位體積的彈體生成破片的數(shù)量增大，破片的平均質(zhì)量減小，即破片的特征質(zhì)量μ越小。在斷裂之前更細(xì)的晶粒使材料能承受較大的變形量，得到較大的延伸率和斷面收縮率，同時(shí)導(dǎo)致晶界更加曲折，不利于裂紋的傳播，表現(xiàn)出較高的韌性。

4 結(jié)論

1) 沖擊載荷作用下50SiMnVB鋼產(chǎn)生微裂紋的斷裂模式與接觸爆炸和射彈沖擊2種加載方式無關(guān)。

2) 應(yīng)變率與微裂紋的斷裂模式之間顯著的相關(guān)：當(dāng)應(yīng)變率較高時(shí)，微裂紋的斷裂模式主要為沿晶斷裂；當(dāng)應(yīng)變率較低時(shí)，主要為穿晶斷裂或韌性斷裂。

3) 當(dāng)應(yīng)變率較低時(shí)，金相組織為回火索氏體產(chǎn)生微裂紋的斷裂模式主要是穿晶斷裂，回火托氏體產(chǎn)生微裂紋的斷裂模式主要是韌性斷裂；當(dāng)應(yīng)變率較高時(shí)，金相組織對(duì)微裂紋斷裂模式的影響不顯著。

4) 在爆炸載荷作用下，典型彈鋼材料的破片特征質(zhì)量μ與晶粒平均直徑之間呈現(xiàn)較為顯著正相關(guān)，產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因是在高應(yīng)變率下更傾向于沿晶斷裂。