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        石墨烯及碳化硅增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料的沖擊力學(xué)行為

        2019-03-21 03:16:20楊宇凱王旭東張虎生關(guān)永軍
        材料工程 2019年3期
        關(guān)鍵詞:復(fù)合材料實(shí)驗(yàn)模型

        楊宇凱,張 寶,王旭東,張虎生,武 岳,關(guān)永軍

        (1 中國航發(fā)北京航空材料研究院,北京 100095; 2 中國科學(xué)院力學(xué)研究所,北京 100080)

        石墨烯是一種由碳原子構(gòu)成的單層片狀結(jié)構(gòu)新材料。由于其特殊的二維結(jié)構(gòu),石墨烯具有優(yōu)異的電學(xué)、光學(xué)、熱學(xué)和力學(xué)性能。自2004年被成功制備后[1],石墨烯相關(guān)的基礎(chǔ)研究和工程應(yīng)用研究也成為近幾年的研究熱點(diǎn)之一,在我國已經(jīng)得到了政府、學(xué)術(shù)界和企業(yè)界的高度重視。利用石墨烯的高強(qiáng)高韌性能來增強(qiáng)金屬、陶瓷或樹脂等是石墨烯應(yīng)用研究的一個(gè)重要方向[2-4]。

        金屬基復(fù)合材料由于其性能的多樣性明顯優(yōu)于傳統(tǒng)合金和其他復(fù)合材料,被稱為“21世紀(jì)的材料”[5],鋁基復(fù)合材料具有高比強(qiáng)度、高比剛度等優(yōu)點(diǎn),并且易于制備和加工[6],因此它的發(fā)展在整個(gè)金屬基復(fù)合材料領(lǐng)域都尤為突出。碳化硅增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料是應(yīng)用最廣和研究最多的鋁基復(fù)合材料之一,具有高比強(qiáng)度和比模量、耐磨、耐疲勞、密度小和良好的尺寸穩(wěn)定性等優(yōu)異的力學(xué)性能和物理性能,并且制造成本低廉,在過去20年中,世界各國對(duì)碳化硅增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料進(jìn)行了廣泛的關(guān)注。到目前為止,碳化硅增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料的制備工藝和性能研究已日趨成熟,在電子、軍事等多個(gè)領(lǐng)域都有廣泛的應(yīng)用[7]。王旭東等研究的石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料,能夠在靜態(tài)載荷下增強(qiáng)材料的屈服強(qiáng)度而不降低材料塑性[8]。目前所制備的石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料多關(guān)注其靜態(tài)載荷下的力學(xué)性能[9-15],但對(duì)動(dòng)態(tài)沖擊載荷下的材料性能研究較少。采用石墨烯來改善樹脂和陶瓷性能的研究也很廣泛[16-18],但利用石墨烯增強(qiáng)金屬基復(fù)合材料的研究相對(duì)較少。添加高體積分?jǐn)?shù)的石墨烯可以顯著提高復(fù)合材料的比剛度和比強(qiáng)度,雖然高體積分?jǐn)?shù)的石墨烯的加入會(huì)導(dǎo)致復(fù)合材料的原材料成本的上升[19],但是由于其極高的比剛度和比強(qiáng)度[20],石墨烯增強(qiáng)Al基復(fù)合材料的輕質(zhì)構(gòu)件在航空航天以及國防軍事領(lǐng)域具有強(qiáng)烈且直接的應(yīng)用需求。未來,隨著石墨烯制備產(chǎn)業(yè)的擴(kuò)大,其制備成本和市場(chǎng)價(jià)格將逐漸降低,石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料將在航空航天、軍用裝備、高端制造等領(lǐng)域發(fā)揮更加重要的應(yīng)用價(jià)值。

        然而,航空航天及軍用材料和結(jié)構(gòu)常面臨著承受瞬態(tài)沖擊載荷的復(fù)雜服役環(huán)境,因此,建立材料成分-結(jié)構(gòu)件-抗沖擊性能三者之間的關(guān)系對(duì)零部件的可靠性設(shè)計(jì)是極為重要的。本工作以石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料結(jié)構(gòu)的高效率、低成本、高可靠性設(shè)計(jì)為目標(biāo),以航空航天及軍用服役環(huán)境下材料和結(jié)構(gòu)承受復(fù)雜的沖擊性載荷為背景,立足于實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù),研究了添加石墨烯和添加碳化硅對(duì)鋁基復(fù)合材料的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能影響,并對(duì)J-C和Z-A兩種廣泛應(yīng)用于工程中的宏觀本構(gòu)模型進(jìn)行了參數(shù)擬合,建立了石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料和碳化硅增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料包含應(yīng)變率效應(yīng)的變形及破壞本構(gòu)關(guān)系。

        1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

        實(shí)驗(yàn)選用的石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料和碳化硅增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料是將純鋁霧化粉體分別與石墨烯、碳化硅在V型混粉機(jī)中進(jìn)行充分混合,將混合粉體置入球磨機(jī)中低溫?cái)嚢?h,再放入惰性氣體保護(hù)箱內(nèi)恢復(fù)溫度后,裝入鋁合金包套進(jìn)行真空除氣,除氣結(jié)束后,將包套焊合密封,在立式擠壓機(jī)上進(jìn)行熱擠壓,制成石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料和碳化硅增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料桿材[8]。實(shí)驗(yàn)內(nèi)容包括準(zhǔn)靜態(tài)單向壓縮實(shí)驗(yàn)和分離式霍普金森壓桿實(shí)驗(yàn),并使用SEM觀察了材料的形貌特征。

        1.1 準(zhǔn)靜態(tài)單向壓縮實(shí)驗(yàn)

        在常溫下準(zhǔn)靜態(tài)單向壓縮實(shí)驗(yàn)中,應(yīng)用微機(jī)控制電子萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行靜態(tài)測(cè)量,該試驗(yàn)機(jī)加載量程為±250kN,加載速率為2mm/min,名義應(yīng)變率約為1.1×10-3s-1,滿足準(zhǔn)靜態(tài)壓縮要求。

        1.2 分離式霍普金森壓桿實(shí)驗(yàn)(SHPB)

        SHPB裝置示意圖如圖1所示,實(shí)驗(yàn)時(shí),子彈通過氮?dú)鈽屢砸欢ㄋ俾噬涑觯矒羧肷錀U,在入射桿中產(chǎn)生一個(gè)入射脈沖,隨后,脈沖通過入射桿到達(dá)試件,并在入射桿中形成一個(gè)反射脈沖,試件在應(yīng)力脈沖作用下變形,并在透射桿中形成一個(gè)透射脈沖,通過激光光源測(cè)定子彈速率,通過附在入射桿與透射桿上的應(yīng)變片來測(cè)得動(dòng)態(tài)實(shí)驗(yàn)波形圖,再由相關(guān)公式進(jìn)一步求得應(yīng)力應(yīng)變。由于在子彈撞擊時(shí)形成的應(yīng)力波中有很大噪音干擾,采用大小不同的膠皮來進(jìn)行濾波。表1為實(shí)驗(yàn)材料及應(yīng)變率范圍。

        圖1 分離式霍普金森壓桿原理示意圖Fig.1 Principle diagram of SHPB

        表1 實(shí)驗(yàn)材料及應(yīng)變率范圍Table 1 Experimental materials and strain rate range

        2 結(jié)果與分析

        2.1 準(zhǔn)靜態(tài)壓縮實(shí)驗(yàn)

        由準(zhǔn)靜態(tài)單向壓縮實(shí)驗(yàn)得到的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖2所示。加入碳化硅的鋁基復(fù)合材料屈服強(qiáng)度約為300MPa,加入石墨烯的鋁基復(fù)合材料的屈服強(qiáng)度約為350MPa,明顯加入石墨烯的鋁基復(fù)合材料屈服強(qiáng)度高于加入碳化硅的鋁基復(fù)合材料。從圖2中還能看出,加入碳化硅和加入石墨烯的兩種鋁基復(fù)合材料,兩者應(yīng)變硬化率沒有明顯區(qū)別,說明石墨烯不影響材料的應(yīng)變硬化率。

        圖2 準(zhǔn)靜態(tài)單向壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.2 Quasi-static uniaxial compressive stress-strain curves

        2.2 動(dòng)態(tài)力學(xué)性能實(shí)驗(yàn)

        由SHPB動(dòng)態(tài)實(shí)驗(yàn)所得的結(jié)果如圖3,4和圖5所示。其中,圖3是石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料的動(dòng)態(tài)沖擊結(jié)果匯總,圖4是碳化硅增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料的動(dòng)態(tài)沖擊結(jié)果匯總。對(duì)比可以看出,在相同的動(dòng)態(tài)沖擊條件下,添加石墨烯的鋁基復(fù)合材料的屈服強(qiáng)度得到了明顯提升;在5種不同應(yīng)變率條件下,碳化硅增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料表現(xiàn)出了明顯的應(yīng)變率效應(yīng),而石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料則沒有表現(xiàn)出明顯的應(yīng)變率效應(yīng),添加石墨烯弱化了材料的應(yīng)變率效應(yīng);另外,在相同的高應(yīng)變率條件下,石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料的強(qiáng)度極限低于碳化硅增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料。圖5是兩種材料屈服強(qiáng)度隨應(yīng)變率變化的曲線,對(duì)比可以看出,在5種相同的應(yīng)變率條件下,添加石墨烯的鋁基復(fù)合材料的屈服強(qiáng)度明顯高于添加碳化硅的鋁基復(fù)合材料。

        圖3 石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料的應(yīng)變率效應(yīng)Fig.3 Strain rate effect of graphene-reinforced aluminum matrix composites

        圖4 碳化硅增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料的應(yīng)變率效應(yīng)Fig.4 Strain rate effect of SiC-reinforced aluminum matrix composites

        圖5 屈服強(qiáng)度隨應(yīng)變率變化曲線Fig.5 Yield strength curves varies with the strain rates

        2.3 形貌分析

        選擇兩個(gè)未經(jīng)SHPB實(shí)驗(yàn)的碳化硅增強(qiáng)鋁基試樣和石墨烯增強(qiáng)鋁基試樣,分別在光學(xué)顯微鏡下觀測(cè)其微觀結(jié)構(gòu),圖6為兩種試樣在光學(xué)顯微鏡下照片。從圖6(a)可以看出,SiC在鋁基中主要以顆粒形式存在,且分布相對(duì)均勻,SiC顆粒大小約為5μm;從圖6(b)能夠看出,石墨烯在試樣中不均勻分布,且石墨烯不以顆粒形式存在。分別取完成SHPB沖擊實(shí)驗(yàn)的碳化硅增強(qiáng)鋁基和石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料的一小斷面,在掃描電鏡下觀測(cè)其微觀結(jié)構(gòu),所得結(jié)果如圖7和圖8所示。

        圖6 光學(xué)顯微鏡下試樣照片 (a)碳化硅增強(qiáng)鋁基;(b)石墨烯增強(qiáng)鋁基Fig.6 OM photos of specimen (a)SiC-Al;(b)graphene-Al

        圖7 碳化硅增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料實(shí)驗(yàn)照片(a)及SEM照片(b)Fig.7 Experimental photo(a) and SEM photo(b) of SiC-Al

        圖8 石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料實(shí)驗(yàn)照片(a)及SEM照片(b)Fig.8 Experimental photo(a) and SEM photo(b) of graphene-Al

        從圖7所示碳化硅增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料的高倍形貌的SEM圖片中能夠發(fā)現(xiàn),在斷口兩側(cè)存在SiC顆粒,微觀組織的幾何形式表明這里主要承受拉伸狀態(tài),由材料宏觀斷裂結(jié)構(gòu)和斷口處SiC顆粒的拉伸情況可判斷,在拉伸過程中,首先被拉伸的是抗拉伸能力較弱的鋁基,強(qiáng)度較高的SiC在材料起到了很好的強(qiáng)化作用,提高了碳化硅增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料的屈服強(qiáng)度。

        從圖8所示石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料的高倍形貌的SEM圖片中能夠發(fā)現(xiàn),斷口處存在層片狀的石墨烯,結(jié)合石墨烯所處位置可判斷材料中的石墨烯和SiC一樣,在拉伸過程中起到了很好的強(qiáng)化作用,結(jié)合石墨烯本身優(yōu)秀的力學(xué)性能,大幅提高了石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料的屈服強(qiáng)度。

        2.4 動(dòng)態(tài)本構(gòu)關(guān)系擬合

        一般來說,材料的本構(gòu)模型分為兩大類,分別是宏觀經(jīng)驗(yàn)?zāi)P?,如常用的Johnson-Cook模型(簡(jiǎn)稱J-C模型),以及具有物理基礎(chǔ)的實(shí)驗(yàn)?zāi)P?,如Zerilli-Armstrong模型(簡(jiǎn)稱Z-A模型),相比較Johnson-Cook模型,基于熱激活位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)的Zerilli-Armstrong模型綜合考慮了溫度、應(yīng)變率和加工硬化三者之間的相互耦合作用,該模型由Zerilli和Armstrong于1987年建立。由于面心和體心材料的熱激活機(jī)理不同,所以Z-A模型又分為ZA-FCC和ZA-BCC,之后于1995年又統(tǒng)一表達(dá)成了Z-A模型[21]。本工作主要針對(duì)石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料和碳化硅增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料進(jìn)行了J-C模型和Z-A模型的參數(shù)擬合。

        2.4.1 J-C本構(gòu)模型

        Johnson-Cook模型是基于實(shí)驗(yàn)的宏觀經(jīng)驗(yàn)?zāi)P停軌蚍从臣庸び不?、溫度和?yīng)變率這三者對(duì)材料性能的影響,尤其適合對(duì)應(yīng)變率和溫度更敏感的材料,所以經(jīng)常被用來分析金屬的動(dòng)態(tài)力學(xué)行為,它的缺點(diǎn)是缺乏物理基礎(chǔ),沒有考慮溫度、應(yīng)變率和加工硬化之間的相互耦合關(guān)系,塑性變形由位錯(cuò)運(yùn)動(dòng)和累積所致,不能看到材料微結(jié)構(gòu)的演化,無法建立微結(jié)構(gòu)與宏觀力學(xué)之間的聯(lián)系。Johnson-Cook模型一般表達(dá)式為:

        (1)

        表達(dá)式右邊三項(xiàng)分別表征應(yīng)變硬化特征、應(yīng)變率和溫度的影響。分別通過常溫準(zhǔn)靜態(tài)拉伸、高溫準(zhǔn)靜態(tài)拉伸和動(dòng)態(tài)拉伸實(shí)驗(yàn)來標(biāo)定參數(shù),這也是J-C模型能夠獲得如此廣泛應(yīng)用的重要原因。本實(shí)驗(yàn)在常溫下進(jìn)行,取T=Tr,消除溫度影響。J-C模型表達(dá)式變形為:

        (2)

        J-C模型的參數(shù)可由實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合得到,圖9為J-C本構(gòu)方程參數(shù)實(shí)驗(yàn)測(cè)定方法。

        圖9 J-C本構(gòu)方程參數(shù)測(cè)定Fig.9 Parameter calibration of J-C constitutive equation

        具體方法為:

        (1)參數(shù)A,B和n的確定

        σ=A+Bεn

        (3)

        A為靜態(tài)屈服應(yīng)力,從靜態(tài)壓縮應(yīng)力應(yīng)變曲線上可以直接得到。

        對(duì)式(3)進(jìn)行變形,得到:

        ln(σ-A)=lnB+nlnε

        (4)

        擬合數(shù)據(jù)可以得到lnB和ln(σ-A)的曲線,進(jìn)一步得到斜率n和截距l(xiāng)nB,即得到了參數(shù)A,B,n的值,也可以運(yùn)用最小二乘法擬合出B,n的值。

        (2)參數(shù)C的確定

        (5)

        可以進(jìn)一步轉(zhuǎn)化為:

        (6)

        經(jīng)過以上步驟,已經(jīng)通過實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)成功確定了未知參數(shù)的值,擬合過程容易,操作簡(jiǎn)單,便于應(yīng)用,應(yīng)用J-C模型針對(duì)相應(yīng)材料進(jìn)行模型的預(yù)測(cè)與驗(yàn)證分析,確保模型具有較高的應(yīng)用價(jià)值。

        應(yīng)用以上方法,對(duì)石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料和碳化硅增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料進(jìn)行數(shù)據(jù)擬合,從而確定這兩種復(fù)合材料的J-C本構(gòu)模型,表2為靜態(tài)壓縮處理所得實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù),動(dòng)態(tài)沖擊實(shí)驗(yàn)選取的應(yīng)變率為分離式霍普金森桿實(shí)驗(yàn)測(cè)得,處理所得實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)見表3。

        表2 兩種材料靜態(tài)應(yīng)變率和靜態(tài)屈服應(yīng)力Table 2 Static strain rate and yield stress of two kinds of materials

        表3 動(dòng)態(tài)沖擊實(shí)驗(yàn)應(yīng)變率Table 3 Strain rate of dynamic impact test

        經(jīng)過參數(shù)擬合計(jì)算,可以確定J-C各個(gè)參數(shù),各參數(shù)的值見表4。

        表4 J-C本構(gòu)方程參數(shù)擬合結(jié)果Table 4 Parameter fitting result of J-C constitutive equation

        則可分別得到添加石墨烯和添加碳化硅的鋁基復(fù)合材料J-C模型最終形式為:

        (7)

        (8)

        2.4.2 Z-A本構(gòu)模型

        Z-A模型是具有物理基礎(chǔ)的模型,在對(duì)石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料的力學(xué)性能和變形行為的研究過程中發(fā)現(xiàn),該復(fù)合材料的變形機(jī)理與FCC結(jié)構(gòu)的材料更為相似[19],因此,在這里選用ZA-FCC本構(gòu)模型進(jìn)行擬合。

        ZA-FCC模型的表達(dá)式如下:

        (9)

        參考文獻(xiàn)[20]中參數(shù)處理方法:

        (10)

        通過準(zhǔn)靜態(tài)壓縮確定加工硬化項(xiàng)中的參數(shù)A0,A1,n,方程可變形為:

        (11)

        擬合方程:

        (12)

        通過常溫下不同應(yīng)變率實(shí)驗(yàn)確定A3值,再將擬合方程進(jìn)行變形。

        (13)

        實(shí)驗(yàn)條件取室溫T=298K,通過對(duì)不同應(yīng)變率下材料應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系的擬合,可以得到相應(yīng)的A3的值。

        通過上述的擬合過程,能夠確定Z-A模型的FCC形式下的各個(gè)參數(shù),表5為Z-A本構(gòu)方程擬合所得參數(shù)值。

        表5 Z-A本構(gòu)方程擬合參數(shù)值Table 5 Parameter fitting of Z-A constitutive equation

        則可分別得到添加石墨烯和添加碳化硅的鋁基復(fù)合材料Z-A模型FCC最終形式為:

        (14)

        (15)

        2.4.3 兩種本構(gòu)模型對(duì)比分析

        本研究應(yīng)用J-C和Z-A兩種本構(gòu)模型分別對(duì)兩種材料進(jìn)行擬合,其中J-C模型是基于實(shí)驗(yàn)的宏觀經(jīng)驗(yàn)?zāi)P?,沒有物理基礎(chǔ),而Z-A模型基于位錯(cuò)動(dòng)力學(xué)理論,綜合考慮了應(yīng)變、應(yīng)變率和溫度的耦合效應(yīng)。具有一定的物理基礎(chǔ)。這兩種模型參數(shù)都可以通過簡(jiǎn)單實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合得到。

        圖10和圖11為兩種模型擬合結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比圖,表6為J-C模型和Z-A模型預(yù)測(cè)的最大誤差率的對(duì)比,從圖10,11可見,J-C模型的預(yù)測(cè)能力相對(duì)更加穩(wěn)定,而Z-A模型在高應(yīng)變率下預(yù)測(cè)較準(zhǔn),低應(yīng)變率下預(yù)測(cè)不準(zhǔn),整體預(yù)測(cè)能力不如J-C模型準(zhǔn)確,對(duì)于研究的兩種合金,J-C模型的擬合效果和預(yù)測(cè)能力要優(yōu)于Z-A模型。

        圖10 碳化硅增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料本構(gòu)模型預(yù)測(cè)結(jié)果和實(shí)驗(yàn)對(duì)比圖 (a)J-C模型;(b)Z-A模型Fig.10 Comparison between predicted results and experimental results of SiC-Al (a)J-C model;(b)Z-A model

        圖11 石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料本構(gòu)模型預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比圖 (a)J-C模型;(b)Z-A模型Fig.11 Comparison between predicted results and experimental results of graphene-Al (a)J-C model;(b)Z-A model

        表6 J-C模型和Z-A模型預(yù)測(cè)的最大誤差率對(duì)比Table 6 Maximum error rate comparison of predicted results between J-C and Z-A

        3 結(jié)論

        (1)觀察了碳化硅增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料和石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料的SEM照片,判斷在沖擊過程中,碳化硅和石墨烯在材料中都起到了強(qiáng)化作用,在各個(gè)應(yīng)變率載荷下,都增強(qiáng)了鋁合金的屈服強(qiáng)度,其中,添加石墨烯對(duì)鋁合金的屈服強(qiáng)度提升更加明顯,但不影響材料的應(yīng)變硬化率。

        (2)相較于添加碳化硅,添加石墨烯弱化了鋁合金材料的應(yīng)變率效應(yīng),在應(yīng)變率為1700s-1以上時(shí),添加石墨烯降低了鋁合金材料的強(qiáng)度極限。

        (3)選取部分實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù),擬合確定了添加石墨烯和添加碳化硅兩種復(fù)合材料的J-C和Z-A本構(gòu)方程的參數(shù),并比較了兩種本構(gòu)模型的預(yù)測(cè)能力,對(duì)于本工作所研究復(fù)合材料,J-C模型的預(yù)測(cè)能力更好。

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