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        聲發(fā)射方法表征B4C /6061Al復(fù)合材料疲勞損傷機制

        2018-01-22 06:00:59趙駿超王文先李宇力陳洪勝
        太原理工大學(xué)學(xué)報 2018年1期
        關(guān)鍵詞:塑性基體裂紋

        趙駿超,王文先,李宇力,陳洪勝

        (太原理工大學(xué) a.材料科學(xué)與工程學(xué)院,b.新材料界面科學(xué)與工程教育部重點實驗室,太原 030024)

        金屬基復(fù)合材料由于其輕質(zhì)高強、優(yōu)異的耐磨性能、比剛度以及熱力學(xué)性能在工程領(lǐng)域取得廣泛應(yīng)用[1-2]。相較于纖維增強金屬基復(fù)合材料,顆粒增強金屬基復(fù)合材料具有更好的各向同性力學(xué)性能、相對簡單的制備工藝和低廉的生產(chǎn)成本,故其工程應(yīng)用前景備受關(guān)注。碳化硼(B4C)由于其極高的剛度、接近金剛石的硬度和較碳化硅、氧化鋁等陶瓷顆粒更低的密度,其應(yīng)用符合金屬基復(fù)合材料高強化、輕量化的發(fā)展趨勢。同時,碳化硼材料可與金屬基體更好地潤濕并產(chǎn)生良好的界面結(jié)合[3],相應(yīng)地提高了復(fù)合材料的力學(xué)性能并降低其制備難度。此外,碳化硼具有良好的熱穩(wěn)定性、耐腐蝕性以及中子屏蔽、吸收性能,使得碳化硼作為復(fù)合材料的增強相可滿足功能性復(fù)合材料的需求[4]。

        顆粒增強復(fù)合材料的失效斷裂行為比金屬材料更為復(fù)雜,特別是當(dāng)其處于交變載荷的作用下。復(fù)合材料的失效斷裂伴隨著金屬基體損傷、顆粒/基體界面脫粘以及顆粒斷裂等現(xiàn)象,其失效斷裂行為受增強相顆粒的粒徑、分布影響極大。而復(fù)合材料的失效斷裂過程在材料生產(chǎn)加工中難以控制,疲勞壽命檢測難以充分評估其疲勞性能。對于此問題,復(fù)合材料在疲勞載荷作用下的紅外熱像[4]、塑性耗散能[5-6]、動態(tài)彈性模量[7-8]等均被用于研究其疲勞損傷行為。以上研究方法不僅從疲勞損傷角度分析了復(fù)合材料的疲勞行為,同時也對進一步提高復(fù)合材料的性能提供了方向。

        本文通過粉末冶金法制備了3 mm厚、B4C質(zhì)量分?jǐn)?shù)為30%的鋁基復(fù)合材料板。由于高質(zhì)量分?jǐn)?shù)的B4C顆粒引入大量界面組織,以及二次軋制成型所帶來的加工硬化與缺陷,其力學(xué)行為特別是疲勞行為亟待分析。通過復(fù)合材料在疲勞過程中的動態(tài)彈性模量來表征材料的疲勞損傷已有一定研究[7-9],但材料的宏觀疲勞損傷所對應(yīng)的微觀損傷機制則難以確定。聲發(fā)射方法在此種情況下可對材料的微觀損傷機制進行表征。材料的聲發(fā)射源自材料內(nèi)部的滑移、孿生,或是裂紋、位錯的移動、湮滅[10],復(fù)合材料的界面摩擦、脫粘、斷裂行為均可通過聲發(fā)射信號的振幅與持續(xù)時間進行分析[11]。聲發(fā)射信號的頻數(shù)[12]、振幅、持續(xù)時間[13]以及能量[14]等均可反映材料在疲勞載荷作用下的損傷機制。因此本文采用動態(tài)彈性模量-聲發(fā)射耦合分析方法對30%摻雜B4C/6061Al復(fù)合材料的疲勞損傷機制進行了研究。

        1 實驗材料及方法

        1.1 實驗材料

        本實驗設(shè)計并通過粉末冶金方法制備了B4C顆粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)為30%的6061Al金屬基復(fù)合板,其制備工藝流程如圖1所示。碳化硼粉(大連博恩坦有限公司)和6061鋁粉(北京興榮源)的化學(xué)成分如表1-2所示。B4C/6061Al復(fù)合材料微觀組織結(jié)構(gòu)如圖2所示,可以看到所制備復(fù)合材料組織致密,顆粒與金屬基體界面結(jié)合良好,無明顯顆粒團聚、氣孔以及軋制成型所導(dǎo)致的顆粒開裂。B4C/6061Al復(fù)合材料平行于軋制方向的基本力學(xué)性能如表3所示。

        圖1 B4C/6061Al復(fù)合材料制備工藝流程圖Fig.1 Flow chart of B4C/6061Al composite process

        BCFeCaSiF80.018.11.00.30.50.03

        表2 6061鋁粉的化學(xué)成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù))Table 2 Chemical composition of 6061Al powder %

        圖2 B4C/6061Al復(fù)合材料微觀組織形貌Fig.2 Microstructure of fabricated B4C/6061Al composite

        MaterialTensilestressσm/MPaYieldstressσ0.2/MPaElongationδ/%ElasticmodulusE/GPaB4C/6061Al267.25190.53.9110.6

        1.2 實驗方法

        B4C/6061Al復(fù)合材料的疲勞試驗在電液伺服疲勞試驗機(型號SDS-100D,中國長春機械學(xué)研究院有限公司)上進行,復(fù)合材料疲勞試樣沿軋制方向使用線切割進行加工,試樣尺寸如圖3所示。加工完畢的試樣使用砂紙打磨去除加工痕跡,直至試樣表面連續(xù)、光滑。不含B4C顆粒的6061鋁合金同樣沿軋制方向加工成疲勞試樣并打磨,與復(fù)合材料進行疲勞性能對比。

        圖3 疲勞試驗B4C/6061Al復(fù)合材料試樣尺寸(mm)Fig.3 The dog-bone specimen used for fatigue test

        疲勞試驗采用應(yīng)力控制下的拉-拉疲勞試驗方法,應(yīng)力比r=0.1,加載頻率f1=95 Hz,載荷波形為正弦波。同時通過SDS-100D試驗機所配置引伸計對材料軸向應(yīng)力-應(yīng)變行為進行測定,引伸計標(biāo)距為25 mm.測定復(fù)合材料應(yīng)力-應(yīng)變行為時,綜合參考實驗耗時以及載荷產(chǎn)生的熱耗散效應(yīng),加載頻率f2=10 Hz.

        USB3.0接口聲發(fā)射儀(型號DS5-16B,中國北京軟島時代科技有限公司)配合疲勞試驗機使用,記錄復(fù)合材料疲勞過程中的聲發(fā)射響應(yīng)。試驗中兩個傳感器對稱固定在試樣對稱軸上,間距為60 mm,配合引伸計裝配,如圖4(a)所示。傳感器所接收信號通過兩個增益為40 dB的前置放大器并經(jīng)由聲發(fā)射分析終端進行數(shù)據(jù)處理;濾波處理門檻為40 dB,用以消除實驗中噪音引入的干擾信號,其示意圖見圖4(b).

        圖4 復(fù)合材料疲勞試樣聲發(fā)射-應(yīng)變檢測系統(tǒng)示意圖Fig.4 The schematic diagram of AE-strain coupled test system

        2 結(jié)果與討論

        2.1 B4C/6061Al復(fù)合材料疲勞性能

        表4所示為B4C/6061Al與6061Al疲勞壽命實驗結(jié)果。通過數(shù)據(jù)擬合可以得到圖5所示的σ-N曲線。從圖5中可以得到,B4C/6061Al復(fù)合材料相對于鋁基體有較高的疲勞極限,說明在高周疲勞范圍內(nèi)復(fù)合材料的疲勞性能優(yōu)于6061Al;而當(dāng)疲勞載荷增加至195 MPa左右,B4C/6061Al的σ-N曲線與6061Al出現(xiàn)交點,表明隨著疲勞載荷接近乃至高于復(fù)合材料屈服強度(190.5 MPa)時,復(fù)合材料的疲勞性能與6061Al逐漸趨同并最終低于6061Al.這種變化趨勢是由于當(dāng)疲勞應(yīng)力幅較低時,復(fù)合材料處于彈性應(yīng)變主導(dǎo)的變形范疇內(nèi),所受載荷通過基體-顆粒的方式進行傳導(dǎo)從而降低復(fù)合材料產(chǎn)生的應(yīng)變幅[15]。

        當(dāng)B4C/6061Al所受應(yīng)力增大至材料的屈服強度,復(fù)合材料變形處于塑性行為主導(dǎo)的范疇內(nèi)。此時復(fù)合材料由于金屬基體的塑性應(yīng)變導(dǎo)致材料內(nèi)部流變應(yīng)力升高,顆粒/基體界面特別是顆粒尖角處的界面應(yīng)力集中嚴(yán)重,導(dǎo)致顆粒/界面脫粘、微裂紋萌生。這些微裂紋快速擴展合并為一個主裂紋,致使材料斷裂并使復(fù)合材料在此范疇內(nèi)疲勞性能下降。

        表4 B4C/6061Al復(fù)合材料高周疲勞實驗疲勞載荷及其疲勞壽命Table 4 The high-cycle fatigue test results of B4C/6061Al

        文獻[16]對SiC增強鋁基復(fù)合材料及鋁基體低周疲勞行為進行研究得出,復(fù)合材料在塑性行為主導(dǎo)的低周疲勞過程當(dāng)中的循環(huán)硬化階段極為短暫,在疲勞載荷作用下會迅速軟化并發(fā)生斷裂。因此可以得出,復(fù)合材料在載荷升高過程中疲勞壽命降低的主要原因是循環(huán)硬化效應(yīng)的降低。這一過程可以通過疲勞試樣軸向應(yīng)力-應(yīng)變行為進行分析。

        圖5 B4C/6061Al與6061Al的σ-N曲線Fig.5 The σ-N curve of B4C/6061Al composite and 6061Al

        2.2 B4C/6061Al復(fù)合材料斷裂行為

        通過掃描電鏡對復(fù)合材料的疲勞斷口(圖6)進行觀察可以看到:在裂紋萌生階段,疲勞裂紋主要在6061Al基體中擴展,顆粒較少裸露于斷口表面;而在裂紋擴展階段,疲勞斷口形貌盡管受到大量B4C顆粒的干擾,仍呈現(xiàn)出一定的疲勞裂紋擴展形貌,同時可以觀察到隨著裂紋的擴展,斷口表面開始出現(xiàn)脫粘的B4C顆粒,如圖6(b)所示,殘留的鋁基材料出現(xiàn)在脫粘顆粒表面;而在裂紋失穩(wěn)擴展區(qū)域,可以觀察到斷口表面出現(xiàn)大量韌窩,同時脫粘顆粒廣泛分布在斷口表面,呈現(xiàn)出近似拉伸斷口的形貌。由此說明,B4C/6061Al的斷裂行為很大程度上是通過裂紋尖端與增強相顆粒的相互作用而表現(xiàn),這種特征也貫穿于復(fù)合材料的整體斷口形貌。

        圖6 不同疲勞裂紋擴展階段B4C/6061Al復(fù)合材料斷口形貌Fig.6 Fracture surface of B4C/6061Al under different fatigue crack propagation stage

        通過觀察B4C/6061Al復(fù)合材料脫粘顆粒細節(jié)可以看到,復(fù)合材料顆粒/集體界面結(jié)合良好,脫粘很大程度上是由于靠近界面的鋁基體撕裂所導(dǎo)致。

        2.3 B4C/6061Al復(fù)合材料疲勞應(yīng)變行為

        通過引伸計測量B4C/6061Al復(fù)合材料在疲勞過程中的應(yīng)力-應(yīng)變行為,并依據(jù)數(shù)據(jù)擬合得到復(fù)合材料的遲滯回線,如圖7所示。不同疲勞載荷下復(fù)合材料的遲滯回線隨著循環(huán)次數(shù)的增加,先由一個不閉合的曲線開始,之后由于復(fù)合材料的循環(huán)硬化而曲線收束,最終曲線由于循環(huán)軟化以及材料裂紋萌生而再次變寬,直至試樣斷裂。同時,隨著疲勞載荷的增加,材料遲滯回線的寬度也出現(xiàn)明顯上升,從200 MPa時的接近閉合直至230 MPa時寬度明顯增加。此外,在230 MPa疲勞應(yīng)力下,6061Al的遲滯回線幾乎完全閉合,且?guī)缀醪话l(fā)生移動,表示6061Al在疲勞載荷作用下的遲滯效應(yīng)并不明顯,且隨著疲勞載荷增加,材料基本不產(chǎn)生塑性應(yīng)變的累積。

        圖7 B4C/6061Al復(fù)合材料在不同疲勞應(yīng)力下的遲滯回線Fig.7 Hysteresis loops of B4C/6061Al and 6061Al under different fatigue stress

        (1)

        (2)

        式中:εmax代表應(yīng)變峰值;εmin代表應(yīng)變谷值;N為循環(huán)周期數(shù)。ΔW可由遲滯回線的面積計算得到[4]。

        圖8 循環(huán)模量與塑性耗散能的示意圖Fig.8 Schematic diagram of plastic dissipated energy and hysteresis modulus

        圖9為B4C/6061Al復(fù)合材料疲勞壽命內(nèi)的平均應(yīng)變(圖9(a))、平均應(yīng)變率(圖9(b))、循環(huán)模量(圖9(c))以及塑性耗散能(圖9(d))變化曲線。當(dāng)疲勞載荷高于復(fù)合材料屈服強度的情況下,可以看到,隨著疲勞載荷的增加,復(fù)合材料的塑性耗散能明顯增加(圖8),說明復(fù)合材料每周期內(nèi)由外界做功獲取的能量更多,同時也導(dǎo)致了B4C/6061Al復(fù)合材料疲勞壽命的降低。疲勞過程中,ΔW在很多計算模型中被視為位錯的產(chǎn)生和移動所消耗的能量,同時也就表示材料在疲勞載荷作用下發(fā)生塑性變形的程度,從圖9(b)和圖9(d)中可以看到,復(fù)合材料塑性應(yīng)變累積的速率和塑性應(yīng)變能增加的趨勢相同[1]。

        對于復(fù)合材料變形過程中的能量與應(yīng)變關(guān)系有以下解釋:

        1) 假設(shè)材料不可逆的塑性應(yīng)變εm是由于位錯運動x導(dǎo)致的,則有[18]:

        (3)

        式中:M為泰勒因子;υ為泊松比;b為Burgers矢量;ρm為位錯密度;x為位錯在施加應(yīng)力下的平均移動距離。公式(3)同樣可寫作:

        (4)

        式中:A為一個位錯掃過的平均面積;n為單位體積的位錯數(shù)量。

        2) 假設(shè)塑性應(yīng)變能ΔW的產(chǎn)生是由于位錯的移動,則有:

        ΔW=2nAΩ.

        (5)

        其中,Ω為單個位錯掃過單位面積所消耗的能量,結(jié)合公式(4),(5)有:

        (6)

        以上分析說明,復(fù)合材料在疲勞載荷作用下發(fā)生的塑性應(yīng)變與塑性應(yīng)變耗散能成正比。而在本研究中,計算不同疲勞載荷下的ΔW/εm,同樣可以得到,在復(fù)合材料斷裂之前ΔW/εm呈一個定值。將ΔW/εm與疲勞應(yīng)力σf繪制曲線(圖10),可以得到:

        (7)

        其中,斜率k與截距b為線性擬合結(jié)果。對于30%的B4C/6061Al復(fù)合材料,k為0.056,b為-9.096.

        2.4 B4C/6061Al復(fù)合材料疲勞過程中的聲發(fā)射響應(yīng)

        固定在疲勞試樣表面的聲發(fā)射傳感器記錄了上述載荷條件下的B4C/6061Al復(fù)合材料聲發(fā)射數(shù)據(jù),圖11所示為實驗中試樣在承受循環(huán)載荷作用時所產(chǎn)生聲發(fā)射信號次數(shù)隨時間的變化趨勢。結(jié)合材料動態(tài)彈性模量可以發(fā)現(xiàn),復(fù)合材料在循環(huán)軟化結(jié)束之后,會產(chǎn)生一次動態(tài)彈性模量的增加,隨后則保持降低趨勢直至最終斷裂。

        這一階段在復(fù)合材料聲發(fā)射信號上體現(xiàn)為聲發(fā)射信號的增加。不同載荷下對應(yīng)的聲發(fā)射撞擊信號見圖12.較高的疲勞載荷意味著更短的斷裂時間,而且試樣所產(chǎn)生的聲發(fā)射信號的振幅也比低載荷時強。聲發(fā)射信號包含兩個類型:爆發(fā)型和連續(xù)型(如圖12(a)標(biāo)識)。根據(jù)研究[15],爆發(fā)型信號與材料中個體事件有關(guān),導(dǎo)致了不連續(xù)的聲發(fā)射信號。與此同時,連續(xù)型信號與重疊或連續(xù)的發(fā)射事件相關(guān),來自一個或更多的聲源導(dǎo)致了持續(xù)的信號。爆發(fā)信號被用于檢測材料的斷裂、破損以及裂紋跳躍,連續(xù)信號則應(yīng)用于材料應(yīng)力腐蝕、剪切分析。由圖13可以看到,復(fù)合材料在不同載荷下分別在0.79Nf~0.9Nf,0.69Nf~0.73Nf,0.61Nf~0.63Nf,0.54Nf~0.66Nf出現(xiàn)了聲發(fā)射信號的劇烈增加,表示此階段材料組織結(jié)構(gòu)發(fā)生了較大變化,或是萌生了裂紋。由此后復(fù)合材料動態(tài)彈性模量的降低認(rèn)為,此階段為復(fù)合材料疲勞裂紋萌生階段。通過聲發(fā)射響應(yīng)結(jié)合應(yīng)力-應(yīng)變可綜合分析此階段復(fù)合材料顆粒/界面的失效以及顆粒的斷裂等斷裂行為。通過圖12可以看到在聲發(fā)射信號增加階段,爆發(fā)型信號振幅略有上升,而增加的聲發(fā)射信號多為連續(xù)型信號,這說明復(fù)合材料的裂紋萌生并非集中于材料內(nèi)部一點,而是多數(shù)聲發(fā)射源共同作用的結(jié)果。

        圖9 B4C/6061Al復(fù)合材料在疲勞過程中循環(huán)應(yīng)變行為Fig.9 Cyclic responses of B4C/6061Al composite

        圖10 B4C/6061Al塑性應(yīng)變能、平均應(yīng)變(ΔWa/εm)與疲勞應(yīng)力σf之間的關(guān)系Fig.10 Relationship of ΔWa / εm and σf under different fatigue stress

        圖11 循環(huán)載荷對聲發(fā)射信號計數(shù)的影響Fig.11 AE signal counts under recycle loading conditions

        根據(jù)圖13中210 MPa和230 MPa循環(huán)載荷下的聲發(fā)射信號振幅與動態(tài)彈性模量對比可以看到,B4C/6061Al復(fù)合材料在循環(huán)載荷作用下的聲發(fā)射信號與動態(tài)彈性模量有明顯的相關(guān)性,特別是在復(fù)合材料的循環(huán)硬化階段與試樣斷裂前彈性模量的劇烈增長階段。如果對此階段聲發(fā)射信號的振幅變化與動態(tài)彈性模量進行對照分析則可以觀察到,隨復(fù)合材料動態(tài)彈性模量的增加,聲發(fā)射信號的振幅減小,反之則會增大。這在觀察圖13中將聲發(fā)射振幅進行包絡(luò)處理之后得到的包絡(luò)振幅曲線時則更為明顯。根據(jù)文獻[13]對復(fù)合材料在疲勞載荷作用下的聲發(fā)射信號分類,復(fù)合材料在疲勞過程中聲發(fā)射振幅增大代表材料傾向于基體的損傷,反之則傾向于界面脫粘與界面組織的摩擦效應(yīng)。這也解釋了復(fù)合材料動態(tài)彈性模量變化的微觀機制,即彈性模量上升表示材料基體的變形,彈性模量降低則代表顆粒/基體界面的損傷。

        圖12 不同疲勞載荷下測量得到的聲發(fā)射信號Fig.12 AE event signals measured at different stress levels

        圖13 不同疲勞載荷下的聲發(fā)射響應(yīng)與動態(tài)彈性模量Fig.13 AE responses and dynamic elastic modulus under different fatigue stress

        圖14 不同疲勞載荷下的聲發(fā)射波長與動態(tài)彈性模量Fig.14 AE amplitude and dynamic elastic modulus

        從圖14得到在復(fù)合材料的動態(tài)彈性模量達到最大時,聲發(fā)射響應(yīng)也最為強烈。這是由于此階段復(fù)合材料的基體疲勞損傷飽和,顆粒/基體界面開始受載、變形、并導(dǎo)致界面應(yīng)力集中并最終發(fā)生脫粘,裂紋萌生。

        經(jīng)過對復(fù)合材料在循環(huán)載荷加載過程中的動態(tài)彈性模量-聲發(fā)射耦合分析可以發(fā)現(xiàn):通過記錄疲勞過程中聲發(fā)射信號的分布與振幅,可觀察到在復(fù)合材料裂紋萌生和擴展階段主要增加的聲發(fā)射信號均為連續(xù)型聲發(fā)射信號,振幅較小,說明了復(fù)合材料在裂紋萌生階段,顆粒/基體界面失效是主要的斷裂方式。對于顆粒斷裂所導(dǎo)致的極高振幅、短持續(xù)時間的聲發(fā)射信號則由于B4C顆粒的高強度,僅在裂紋擴展階段少數(shù)出現(xiàn),這與SiC顆粒增強鋁基材料疲勞裂紋通過大量顆粒斷裂致使疲勞裂紋迅速擴展的現(xiàn)象有所不同[2]。這也說明了,B4C顆粒作為金屬基體的增強相可以更多地促使疲勞裂紋偏折并使復(fù)合材料具有更好的疲勞性能。

        3 結(jié)論

        1) 對比6061Al基體,B4C/6061Al復(fù)合材料在高周范圍內(nèi)疲勞性能得到提升,疲勞極限由97 MPa提高為167.5 MPa.而隨疲勞應(yīng)力升高,復(fù)合材料產(chǎn)生較大塑性應(yīng)變幅,塑性應(yīng)變能增加,疲勞壽命迅速降低。

        2) B4C/6061Al復(fù)合材料在循環(huán)載荷作用下,其塑性耗散能、平均應(yīng)變以及疲勞應(yīng)力存在一定的線性關(guān)系。

        3) B4C/6061Al復(fù)合材料在循環(huán)載荷作用下聲發(fā)射信號頻數(shù)和波長可以對復(fù)合材料的斷裂行為進行表征,聲發(fā)射計數(shù)的驟增表示復(fù)合材料動態(tài)模量達到最高,意味著復(fù)合材料顆粒/基體界面開始失效。

        4) 聲發(fā)射信號的波長與B4C/6061Al復(fù)合材料動態(tài)彈性模量呈反相關(guān),說明了復(fù)合材料在疲勞裂紋萌生前的損傷行為由鋁基體循環(huán)應(yīng)變行為主導(dǎo),其后顆粒/界面反應(yīng)加劇,最終由于顆粒脫粘、裂紋萌生并導(dǎo)致復(fù)合材料斷裂。

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