基于平臺巴西劈裂試驗下WC-Co硬質合金的動態響應與失效特性

張 健，張清貴，辛紅敏1，

(1. 湖北文理學院 純電動汽車動力系統設計與測試湖北省重點實驗室，湖北 襄陽 441053)

(2. 西北工業大學 航空發動機高性能制造工業和信息化部重點實驗室，陜西 西安 710072)

(3. 湖北超卓航空科技股份有限公司，湖北 襄陽 441000)

1 前 言

碳化鎢(tungsten carbide，WC)屬于高致密度硬質合金，具有高強度、硬度、熔點、耐磨性等優越的物理力學性能，常用于刀具、防護裝甲、穿甲彈芯等軍事防護構件[1-4]。常將金屬Co加入WC材料中來提高材料的韌性，制備成WC-Co硬質合金。

何偉鋒等[1]認為目前硬質合金的研究仍主要集中在制備工藝和性能方面，而針對實際工程中的應用研究較少。陳開遠等[5]采用高溫高壓燒結法制備了WC-6Co硬質合金，并通過X射線衍射儀、光學顯微鏡和顯微硬度計研究了該硬質合金的晶體結構、顯微組織和力學性能。嚴維等[6]在WC-6Co硬質合金中加入Mo晶粒，發現Mo元素能夠有效抑制WC晶粒的長大，有利于合金硬度的提升。周夏涼等[7]將WC-10Co4Cr用于涂層的力學性能和斷裂機理進行了研究，發現該材料在拉伸作用下主要是脆性斷裂，沒有明顯的塑性變形，涂層中顆粒間的孔隙和微裂紋在外應力的作用下形成裂紋，裂紋沿顆粒與顆粒間的界面擴展并伴隨擴展方向的偏轉，最終導致涂層的斷裂。Ettmayer[8]發現WC-Co硬質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。Okamoto等[9]發現晶粒尺寸在20～30 μm的WC材料主要以塑性變形為主，而當晶粒尺寸在3～6 μm時，材料主要表現為脆性。通過對晶粒尺寸為20 μm的WC材料研究發現，隨著Co含量的增加，材料彈性模量和抗壓強度均逐漸降低。由此可知，WC-Co硬質合金的力學性能和斷裂機理主要由晶粒尺寸、Co含量以及制備工藝決定。

WC-Co硬質合金在動態加載下的失效主要表現為脆性特性，但其拉伸力學性能和失效機制尚不明確，尤其是加載應變率對材料強度的影響[10]。此外，還有研究表明，對于脆性陶瓷而言，材料動態強度隨應變率的增加呈指數函數形式增加，包括Al2O3[11]、SiC[12]、Si3N4[13]、AlN[14]等。同時，高應變率下陶瓷材料的斷裂主要與裂紋慣性效應密切相關：陶瓷內裂紋傳播始于內部大量微觀缺陷，在低應變率載荷下，形核和裂紋擴展的時間相對充足；當應力波加載速率大于裂紋擴展速率時，由于裂紋需要一定的成核時間，慣性效應對微裂紋的產生和擴展的影響逐漸增大[11]。隨著應力波加載速率的增大，慣性效應越明顯，最終導致材料強度的應變速率敏感性增大。本文所研究WC-Co硬質合金的WC晶粒尺寸在3～6 μm，材料在動態加載下的變形機理仍有待開展深入研究，尤其材料的應變率敏感性以及斷裂機理是否會出現與陶瓷材料相似的規律仍不明確。

本文采用霍普金森壓桿實驗裝置完成對WC-Co硬質合金的間接拉伸測試—動態平臺巴西劈裂試驗，獲得材料的應力應變關系和動態拉伸強度，分析應變率對材料強度的影響機制。對回收圓盤試樣通過掃描電鏡進行組織觀察，獲得WC-Co硬質合金的動態拉伸載荷下的斷裂機制。

2 實驗設置

WC-Co硬質合金準靜態加載時表現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——平臺巴西劈裂試驗，對材料開展動態拉伸性能測試，實驗裝置如圖1所示。

圖1 動態平臺巴西劈裂試驗裝置示意圖Fig.1 Facility schematic of dynamic platform-based Brazilian splitting experiments

為保證試驗結果的準確性，試樣端面經過仔細拋光，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作為潤滑劑。壓桿直徑均為14.5 mm，入射桿和透射桿長1300 mm，撞擊桿長為250 mm。壓桿材質為高強鋼，彈性模量200 GPa，密度7850 kg/m3，泊松比為0.3，屈服強度為1500 MPa，體積聲速為5200 m/s。由于WC-Co硬質合金的強度較高，故在壓桿和試樣之間增加同材質墊塊，墊塊直徑選取10.3 mm，厚度為5 mm。由于墊塊與壓桿滿足波阻抗匹配，在一維應力波假設下，墊塊對應力波的傳播影響可忽略。為保證常應變率加載，使試樣處于應力均勻狀態，在入射桿端使用波形整形器，材質為紫銅，直徑為6 mm，厚度為2 mm。圓盤試樣的直徑為12.5 mm，厚度為5 mm，平行度和平面度分別為0.001和0.01 mm。為了準確直接地測量WC-Co硬質合金在動態加載過程中的應變歷程，在圓盤試樣兩個平面中心位置對稱粘貼應變片，其中，應變片尺寸為4.7 mm×2.6 mm，小于圓盤試樣。

3 動態力學性能

3.1 應力應變關系

由于平臺巴西劈裂試驗沒有解析解，根據Griffith強度理論，可得圓盤試樣抗拉強度σt的數值解為[15]：

(1)

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

(2)

當2α=0°時，k=1，對應于傳統的巴西圓盤的解；本文加載角采用20°，此時k=0.9644。

基于一維應力波理論，試件中心位置的拉伸應力達到轉折點時對應的臨界載荷P可通過入射、反射和透射波的應變獲得：

(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應的應變。

試件的加載應變率由試件中心位置應變歷程εs(t)直接求導獲得：

(4)

圖2為動態拉伸試驗的典型信號。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，加載時間約為180 μs。由于WC-Co硬質合金的斷裂應變較小，一維應力波的加載時間對試件的應力平衡有很大影響。矩形入射應力伴隨著波的分散，會導致嚴重的應力集中和試件的局部斷裂，從而難以獲得材料真實的強度。Chen等[16]認為脆性材料應采用三角形波進行加載。由圖2可知，反射波存在一個明顯的平臺階段，說明此時試樣處于恒應變率加載過程。然后，反射波出現了一個明顯的拐點和陡升信號，對應圓盤試樣中心位置的拉伸應變有一個明顯的轉折點，此時試樣波阻抗急劇降低，說明WC-Co硬質合金為脆性開裂失效，隨后殘余應力波完全返回到入射桿中。

圖2 動態拉伸試驗典型信號Fig.2 Typical signal of dynamic tensile experiment

由圖3可知，在一維應力波加載下，WC-Co硬質合金的應力應變曲線表現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。材料的斷裂應變在0.098%～0.11%，且隨著加載應變率的增加而略有增加，可見材料極易發生拉伸斷裂。材料直線段的彈性模量隨應變速率的增加保持在627～633 GPa。

圖3 WC-Co硬質合金動態拉伸加載下應力應變曲線Fig.3 Stress-strain curves of WC-Co cemented carbide at dynamic tensile loading

3.2 應變率效應

由于動態巴西劈裂試驗屬于間接拉伸測試，所獲得的應變率范圍相對有限。為了獲得測量數據的不確定度，對實驗數據引入誤差分析，在每種應變率條件下試驗3次有效工況，共有4種預期應變率加載。設某預期應變率下的實際應變率或抗拉強度為xi，平均值為μ，工況數量為N，則此應變率條件下的實驗數據標準差為：

(5)

其中，j為預期應變率工況。圖4為不同應變率下WC-Co硬質合金的拉伸強度及其標準偏差。由圖可知，在一維應力波加載下，硬質合金的動態抗拉強度隨應變率的增加而增加，表明應變率效應具有明顯的正相關性。

圖4 WC-Co硬質合金的動態拉伸強度的應變率效應Fig.4 Strain rate effect of dynamic tensile strength of WC-Co cemented carbide

(6)

式中，N為應變率敏感系數，定義Nstatic和Ndynamic分別為靜態和動態加載下的應變率敏感系數。整理圖4中試驗數據，通過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硬質合金和典型陶瓷材料(Al2O3、SiC、AlN)的應變率效應系數一致，高應變率下WC-Co硬質合金的拉伸強度隨應變率的變化趨勢也滿足公式(6)，說明WC-Co硬質合金的應變率效應產生機制與典型陶瓷類材料是一致的。

表1 WC-Co硬質合金和陶瓷材料的應變率效應對比

研究表明，陶瓷材料力學性能與微觀失效機制密切相關，如致密度、晶粒尺寸及分布等。其中，關于材料強度的應變率效應廣泛認為是由微裂紋的擴展速度與加載速率之間的關系所決定的[18]。一般地，對于典型陶瓷材料，應變率系數N由裂紋擴展系數n決定，系數n由裂紋擴展速度c和應力強度因子KI決定[10]：

(7)

(8)

圖5 WC-Co硬質合金強度隨應變率變化關系Fig.5 Relationship between strength and strain rate of WC-Co cemented carbide

4 失效機制

回收動態拉伸試驗試樣，并采用掃描電子顯微鏡進行斷面觀察，分析WC-Co硬質合金在不同加載方式下的微觀斷裂模式。由圖6可知，動態巴西劈裂試驗中試樣被破碎成兩個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加載點擴展，表明圓盤的中心處于純拉應力狀態。由于材料的韌性較差，在兩處加載點位置處于復雜應力狀態，且存在應力集中現象，因此在圓盤的兩個加載點附近形成了顆粒狀破碎區。

圖6 動態巴西劈裂加載下WC-Co硬質合金試樣的失效模式Fig.6 Failure mode of WC-Co cemented carbide under dynamic Brazilian splitting loading

對WC-Co硬質合金巴西劈裂實驗中破碎試樣進行回收，并對不完整半圓的斷裂表面不同位置處進行微觀結構分析，包括中間位置(圖6的②號點)及靠近加載點位置(圖6的①號點)附近(圖7和圖8)。由圖7可知，WC-Co硬質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，并且在拉伸應力作用下發生劇烈滑移，形成韌窩斷裂(圖7中D區域)，說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硬質合金試樣破碎半圓的中間位置SEM照片Fig.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硬質合金試樣破碎半圓靠近加載點位置SEM照片Fig.8 SEM image of WC-Co cemented carbide near loading point fractured semicircle of specimen under Brazilian splitting loading

如圖8所示，在試件靠近加載點位置斷裂區域，碎片的微觀斷裂形貌不僅存在韌窩斷裂，在單個晶粒的劈裂表面還存在河流花樣的解理斷裂。同時，在斷裂核心區域的周圍晶粒存在局部微觀塑性變形(圖8中箭頭H標注處)，單個晶粒上出現了穿晶微裂紋(圖8中箭頭T標注處)，在多個晶粒的大范圍區域內出現了臺階狀微觀解理斷裂(圖8中S區域)。

5 結 論

針對WC-Co硬質合金在動態加載下的力學性能和失效機制尚不明確的問題，尤其是加載應變率對材料強度的影響，本文采用霍普金森桿實驗裝置完成了對WC-Co硬質合金的動態巴西劈裂試驗，重點分析了材料的動態拉伸力學性能與失效機制。主要結論如下：

(1)對動態拉伸加載下的典型信號和應力應變曲線分析發現，WC-Co硬質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。材料的斷裂應變在0.098%～0.11%，且隨著加載應變率的增加而略有增加。

(2)在一維應力波加載下，WC-Co硬質合金的動態抗拉強度隨應變率的增加而增加，表明應變率效應具有明顯的正相關性。而且，WC-Co硬質合金和典型陶瓷材料(Al2O3、SiC、AlN)的應變率效應系數一致，說明其應變率效應產生機制與典型陶瓷類材料是一致的，即由I型裂紋的亞臨界擴展決定。

(3)對回收的破碎試樣進行微觀組織觀察，發現試樣中間位置處微觀斷裂模式主要為沿晶斷裂，并且在拉伸應力作用下微觀結構發生劇烈滑移，形成韌窩斷裂；在靠近加載點位置區域，不僅存在韌窩斷裂，在單個晶粒的劈裂表面還存在河流花樣的解理斷裂。