宋美慧， 武高輝， 王 寧， 賈 薇

（1.黑龍江省科學(xué)院高技術(shù)研究院新材料研究所，黑龍江哈爾濱150090；2.哈爾濱工業(yè)大學(xué)材料學(xué)院，黑龍江哈爾濱150001）

連續(xù)碳纖維增強(qiáng)鎂（Cf/Mg）復(fù)合材料，以其比強(qiáng)度和比剛度居于可用結(jié)構(gòu)材料之首，而成為航空航天領(lǐng)域關(guān)注的熱點(diǎn)材料之一[1]。它具有密度低（小于2.0g/cm3）、比強(qiáng)度比剛度高、熱變形抗力好、阻尼性能高、熱膨脹系數(shù)低、尺寸穩(wěn)定性好及導(dǎo)熱性良好等優(yōu)點(diǎn)[2]。因而在高精度光學(xué)測(cè)量系統(tǒng)與空間飛行器結(jié)構(gòu)件領(lǐng)域，顯示出巨大的應(yīng)用前景[3]。但是纖維與基體合金熱膨脹系數(shù)的巨大差異，導(dǎo)致復(fù)合材料內(nèi)部會(huì)隨著溫度的變化而產(chǎn)生熱應(yīng)力。同時(shí)材料在實(shí)際應(yīng)用過(guò)程中，常常經(jīng)歷反復(fù)的溫度冷熱循環(huán)，從而形成應(yīng)變滯后及殘余塑性變形。這些都會(huì)影響復(fù)合材料元器件的精度，造成所傳輸信號(hào)失真，進(jìn)而影響空間結(jié)構(gòu)的運(yùn)行穩(wěn)定性及安全性[4]。本文采用壓力浸滲法制備了Cf/Mg復(fù)合材料，并重點(diǎn)研究了熱處理工藝對(duì)Cf/Mg熱膨脹性能的影響。

1 實(shí)驗(yàn)部分

1.1 材料及方法

采用壓力浸滲法制備單向Cf/Mg復(fù)合材料，碳纖維為M40纖維，體積分?jǐn)?shù)60%，基體合金分別為AZ91D(Mg：9wt.%Al：1wt.%Zn：0.2wt.%Mn)與 ZM6(Mg：2.8wt.%Nd：0.7wt.%Zn：1 wt.%Zr)合金。復(fù)合材料分為鑄造態(tài)(cast)、退火態(tài)(an neal)以及T6態(tài)(T6 heat-treating)。對(duì)于Cf/AZ91D復(fù)合材料，退火工藝為260℃/3h，爐冷；T6工藝為410℃/12h，空冷，200℃/15h人工時(shí)效。對(duì)于Cf/ZM6復(fù)合材料，退火工藝為285℃/3h，爐冷；T6工藝為530℃/12h，空冷，205℃/15h人工時(shí)效。復(fù)合材料進(jìn)行熱處理前，將試樣裝入真空度10-5Pa的石英玻璃管中，以防止試樣氧化發(fā)生，熱處理過(guò)程中控溫精度為±5℃。

在DIL 402C型熱效應(yīng)自動(dòng)分析儀上進(jìn)行Grf/Mg復(fù)合材料熱膨脹行為研究，分別研究復(fù)合材料在沿著纖維方向以及垂直纖維方向上的熱膨脹行為，試樣尺寸為 4.3mm×4.3mm×25mm。測(cè)試時(shí)采用流量50mL/min的He氣進(jìn)行氣氛保護(hù)。為消除設(shè)備系統(tǒng)誤差，在相同的實(shí)驗(yàn)條件下，采用石英標(biāo)樣進(jìn)行校驗(yàn)。分別研究Cf/Mg復(fù)合材料在0～490℃，升溫速率5℃/min條件下的熱膨脹行為和平均熱膨脹系數(shù)以及無(wú)負(fù)載情況下20～150℃，升溫速率8℃/min，冷熱沖擊15次條件下的熱膨脹行為和殘余塑性變形情況。

2 結(jié)果及討論

2.1 熱處理對(duì)熱膨脹系數(shù)的影響

圖1為不同熱處理狀態(tài)下的Cf/Mg復(fù)合材料熱應(yīng)變隨溫度變化曲線。由圖可見，Cf/Mg復(fù)合材料在沿著纖維方向和垂直纖維方向表現(xiàn)出不同的熱膨脹行為特征。由圖1的a)和c)可見，Cf/Mg復(fù)合材料在沿纖維方向的熱膨脹曲線是非線性變化的，曲線在中溫區(qū)出現(xiàn)平臺(tái)。T6處理后，平臺(tái)的溫度范圍最大，鑄態(tài)材料平臺(tái)出現(xiàn)的溫度區(qū)間最窄，退火態(tài)的居中。同時(shí)以ZM6為基體的復(fù)合材料平臺(tái)出現(xiàn)的溫度區(qū)間較AZ91D復(fù)合材料寬。而復(fù)合材料在垂直纖維方向上，熱膨脹曲線為線性變化，與基體相似。平臺(tái)出現(xiàn)的原因及熱處理對(duì)平臺(tái)寬度的影響詳見文獻(xiàn)[5]的研究結(jié)果。

圖1 Cf/Mg復(fù)合材料熱膨脹曲線Fig.1 Thermal expansion curves of Cf/Mg composites a)M40/AZ91D,0°,b)M40/AZ91D,90°,c)M40/ZM6,0°,d)M40/ZM6,90°

圖2是幾種復(fù)合材料在熱處理前后的熱膨脹系數(shù)(CTE)變化情況。由圖可見，在經(jīng)過(guò)熱處理后復(fù)合材料熱膨脹系數(shù)均有所降低，其中以T6處理對(duì)降低復(fù)合材料熱膨脹系數(shù)的效果最為明顯。

圖2 熱處理對(duì)Cf/Mg熱膨脹系數(shù)的影響Fig.2 Effect of heat treatment on the CTE of Cf/Mg composites a)M40/AZ91D,b)M40/ZM6

復(fù)合材料在制備的冷卻過(guò)程中，由于增強(qiáng)體和基體熱膨脹系數(shù)不匹配，在纖維-基體界面的約束下，會(huì)在近界面區(qū)的基體中產(chǎn)生大量的殘余拉應(yīng)力，并導(dǎo)致基體合金發(fā)生相應(yīng)的彈性應(yīng)變。另一方面在復(fù)合材料進(jìn)行升溫?zé)崤蛎洉r(shí)，每當(dāng)溫度發(fā)生ΔT的改變時(shí)，將引起錯(cuò)配應(yīng)變?chǔ)う力(Δα為纖維與基體合金熱膨脹系數(shù)之差)。因此，可以認(rèn)為復(fù)合材料的熱膨脹量由基體的無(wú)約束膨脹和熱錯(cuò)配應(yīng)力引起的應(yīng)變組成。文獻(xiàn)[6]根據(jù)等效夾雜理論，得到復(fù)合材料熱膨脹系數(shù)與熱應(yīng)力的關(guān)系：

式中C—?jiǎng)偠葟埩浚?/p>

S—Eshelby張量；

I—單位矩陣；

α—基體熱膨脹系數(shù)，×10-6/℃。

下標(biāo)c和m分別代表復(fù)合材料及基體合金。

由于Cm，S，I是由材料決定的，因此復(fù)合材料的熱膨脹系數(shù)與基體中初始?xì)堄鄳?yīng)力σ0及升溫過(guò)程中的熱錯(cuò)配應(yīng)力σΔT密切相關(guān)。因?yàn)橥嘶鹛幚砗?，基體中的殘余拉應(yīng)力σ0降低，所以導(dǎo)致退火態(tài)復(fù)合材料的熱膨脹系數(shù)較鑄態(tài)材料有所降低。而當(dāng)對(duì)復(fù)合材料進(jìn)行T6處理時(shí)，隨著固溶過(guò)程的進(jìn)行，基體合金中的沉淀相逐漸溶解，并在能量較高的界面處形核長(zhǎng)大，使界面區(qū)加寬，增加纖維對(duì)基體合金自由膨脹的約束；另一方面，T6處理也會(huì)降低基體合金的熱膨脹系數(shù)。因此根據(jù)式(1)可知，以上兩方面的原因最終導(dǎo)致復(fù)合材料的熱膨脹系數(shù)照退火處理得到進(jìn)一步的降低。

2.2 熱處理對(duì)尺寸穩(wěn)定性的影響

當(dāng)具有負(fù)膨脹系數(shù)的纖維與具有正膨脹系數(shù)的鎂合金組成復(fù)合材料時(shí)，在經(jīng)歷反復(fù)熱循環(huán)過(guò)程中，由于二者熱膨脹系數(shù)的巨大差異，將在材料內(nèi)部形成大量熱應(yīng)力，同時(shí)會(huì)在加熱和冷卻過(guò)程中出現(xiàn)明顯的應(yīng)變滯后現(xiàn)象，如圖3所示。復(fù)合材料在熱循環(huán)過(guò)程中由溫度變化而引起的膨脹和收縮來(lái)源于纖維和基體合金的應(yīng)變。碳纖維由于彈性模量高，可認(rèn)為它是熱彈性材料，其在膨脹過(guò)程中的應(yīng)變包含由熱應(yīng)力產(chǎn)生的熱彈性應(yīng)變以及溫度升高產(chǎn)生的熱應(yīng)變；對(duì)于基體合金，由于熱循環(huán)上限溫度低于發(fā)生蠕變的最低溫度，因此其應(yīng)變則由熱彈性應(yīng)變、熱應(yīng)變以及熱應(yīng)力導(dǎo)致屈服變形而產(chǎn)生的塑性應(yīng)變?nèi)糠纸M成。纖維和基體的熱應(yīng)變、熱彈性應(yīng)變是可以恢復(fù)的，而基體的塑性應(yīng)變不可恢復(fù)。因此，圖3中的應(yīng)變滯后來(lái)自基體合金的微塑性變形以及金屬材料本身的Bauschinger效應(yīng)。熱循環(huán)中復(fù)合材料的塑性變形不會(huì)隨著熱循環(huán)次數(shù)增加而消失或減少，只會(huì)逐漸累積并最終影響其空間尺寸穩(wěn)定性[7]。

圖3 Cf/Mg復(fù)合材料熱循環(huán)曲線Fig.3 Thermal cycle curves of Cf/Mg composites a)M40/AZ91D,0°,b)M40/AZ91D,90°,c)M40/ZM6,0°,d)M40/ZM6,90°

將應(yīng)變-溫度曲線中每次冷熱沖擊后試樣在20℃時(shí)的尺寸li與起始測(cè)試點(diǎn)(20℃)的尺寸l20相減，得到差值再除以原始尺寸l20得到Δ(式2)，Δ的大小反應(yīng)了材料經(jīng)過(guò)i次熱循環(huán)變形后的殘余應(yīng)變累積之和。將Δ與循環(huán)次數(shù)作圖，結(jié)果如圖4所示。由圖可見，隨著循環(huán)次數(shù)增加，經(jīng)過(guò)T6處理后復(fù)合材料在第一次熱循環(huán)中的殘余塑性變形明顯減少，并且隨著循環(huán)次數(shù)增加改變緩慢，熱循環(huán)超過(guò)10次后趨于穩(wěn)定。此時(shí)復(fù)合材料的殘余塑性應(yīng)變維持在-2×10-5左右。

式中Δ—?dú)堄嗨苄宰冃?，?0-5；

l20—熱循環(huán)開始前試樣長(zhǎng)度，mm；

li—第i次熱循環(huán)結(jié)束后試樣在20℃時(shí)的長(zhǎng)度，mm。

圖4 熱處理對(duì)Cf/Mg復(fù)合材料殘余塑性變形的影響Fig.4 Effect of heat treatment on the residual plastic deformation of Cf/Mg composites a)b)M40/AZ91D,c)d)M40/ZM6

由圖4可見，復(fù)合材料在第一次熱循環(huán)中的變形與之后2～15次的變形不同。對(duì)于高體積分?jǐn)?shù)復(fù)合材料，在第一次熱循環(huán)從高溫冷卻到室溫過(guò)程中，會(huì)發(fā)生應(yīng)變滯后，并且產(chǎn)生大量殘余應(yīng)變。在之后的熱循環(huán)過(guò)程中，應(yīng)變滯后現(xiàn)象繼續(xù)發(fā)生，但是復(fù)合材料的殘余塑性變形較第一次循環(huán)明顯減小。復(fù)合材料制備過(guò)程中由于熱膨脹系數(shù)不匹配，基體合金內(nèi)部形成熱殘余拉應(yīng)力。當(dāng)進(jìn)行熱循環(huán)測(cè)試時(shí)，復(fù)合材料從高溫冷卻到室溫，由于基體熱膨脹系數(shù)高于纖維的熱膨脹系數(shù)，并且纖維熱膨脹系數(shù)為負(fù)數(shù)，使得基體合金受到拉應(yīng)力的作用。以上兩種熱應(yīng)力之和超過(guò)基體屈服強(qiáng)度時(shí)，材料發(fā)生塑性變形，產(chǎn)生大量的殘余應(yīng)變。但是隨著熱循環(huán)次數(shù)增加，制備過(guò)程中的熱應(yīng)力逐漸被松弛，使復(fù)合材料的塑性變形明顯小于第一次熱循環(huán)。

圖4中，兩種復(fù)合材料在經(jīng)過(guò)不同方式的熱處理后，尺寸穩(wěn)定性均有一定改善，并以T6處理的效果更為明顯。這是因?yàn)椋紫萒6處理使基體合金中的溶質(zhì)原子大量析出，進(jìn)而提高合金的屈服強(qiáng)度；另一方面,界面處沉淀相的大量增加，提高界面結(jié)合強(qiáng)度，增加纖維對(duì)基體自由膨脹的約束，抑制界面滑移產(chǎn)生，因而可以降低復(fù)合材料在第一次熱循環(huán)中產(chǎn)生的殘余塑性變形。同時(shí)T6處理中的時(shí)效處理在一定程度上可以降低復(fù)合材料內(nèi)部的殘余應(yīng)力，使復(fù)合材料在后續(xù)熱循環(huán)中的殘余塑性變形僅由熱應(yīng)力提供，降低了熱循環(huán)中形成的殘余塑性變形。上述原因共同作用的結(jié)果使T6態(tài)復(fù)合材料具有更好的尺寸穩(wěn)定性。而退火處理并不能完全消除制備產(chǎn)生的熱殘余應(yīng)力，因而其對(duì)復(fù)合材料尺寸穩(wěn)定性的改善作用也沒有T6處理明顯。文獻(xiàn)[8]研究了熱處理對(duì)SiCp/Al復(fù)合材料尺寸穩(wěn)定性的影響，也發(fā)現(xiàn)T6態(tài)復(fù)合材料在熱循環(huán)中的殘余塑性應(yīng)變較其他狀態(tài)小，具有更好的尺寸穩(wěn)定性。

3 結(jié)論

（1）壓力浸滲法制備的 Cf/Mg復(fù)合材料在20～490℃溫度范圍內(nèi)，對(duì)其進(jìn)行退火或T6處理也可降低熱膨脹系數(shù)，其中T6處理的效果更為明顯。

（2）Cf/Mg復(fù)合材料在熱循環(huán)過(guò)程中，由于熱應(yīng)力的作用而出現(xiàn)明顯的應(yīng)變滯后現(xiàn)象，并導(dǎo)致復(fù)合材料在每次熱循環(huán)結(jié)束后，發(fā)生殘余塑性變形。

（3）選擇稀土鎂合金制備復(fù)合材料，或是對(duì)復(fù)合材料進(jìn)行T6處理均可降低熱循環(huán)過(guò)程中復(fù)合材料的殘余塑性變形。

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