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      金屬基-金屬纖維復合材料的斷裂力學

      金屬基-金屬纖維復合材料的斷裂力學

      N. ARCHANGELSKA, S.T. MILEIKO

      建立了金屬基質-金屬纖維復合材料的模型。臨界應力強度系數的估算考慮了在這些條件下由于纖維斷裂伸長增加而被塑料基體包圍的纖維吸收能量的能力的增加。對鋁基-鋼纖維復合材料的實驗結果驗證了模型的有效性。研究了纖維-基體界面條件對復合材料斷裂韌性的影響。

      1. 介紹

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      對纖維復合材料的早期研究表明,加入韌性金屬基體中的強金屬絲的表觀塑性增強[1-3]。這一效應已在橫向纖維-矩陣相互作用的項導致兩個分量[4]的共同點。Gerberich[5,6]和McGuire and Harris[7]測量了金屬-金屬復合材料應力強度系數的臨界值。然而,這些作者并沒有研究在[4]中考慮的模型基礎上計算復合材料斷裂韌性的明顯可能性。Gerberich根據Cooper和Kelly[8]假設了基體對復合材料斷裂工作的貢獻。


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      其中σm *和em *為基體材料的極限應力和應變,d為纖維直徑,ve和Vm為纖維和基體的體積分數。這個表達式,嚴格來說是有效的只適用于非塑料纖維的復合材料,適用于延性纖維的復合材料。與此同時,Gerberich考慮到了塑料纖維的貢獻。


      Gerberich指出,e * f,c是復合材料中纖維斷裂時的應變,與纖維的體積分數有關(見[5]的表1),他用對以前試驗過的試樣進行直接金相觀察。這意味著Gerberich的模型不能用于設計一種特殊的復合材料斷裂韌性值。這種設計的重要性源于包括Gerberich獲得的實驗數據,這些數據表明,通過兩種金屬部件的組合,可以獲得低密度、非常堅韌的材料。


      McGuire和Harris還研究了金屬基質-金屬纖維復合材料[7]的斷裂。他們假設復合材料的裂紋擴展力為


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      其中hf和h m分別為纖維和基體中塑性變形區域的大小。試樣的hf和hm的值取決于纖維的體積分數,試樣在測試時應同時測量e*f,c和e*m,c的值。

      目前工作的主要目的是產生一種模型復合材料,從中可以估算材料的斷裂韌性,而不需要進行任何操作復合材料試件試驗。我們的工作基于之前一篇論文[4]中考慮的復合模型。

      2. 復合材料韌性斷裂模型


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      讓我們考慮一個復合材料與金屬基體和金屬纖維分析[4],其中功率對構件的應力-應變曲線和在基質-纖維界面被認為是理想的。復合材料及其斷裂時的應變分量e* = e*m,c= e*f,c與纖維的體積分數關系表達式如下:

      其中:


      image.png

      最終應力(即復合材料的應力-應變曲線上的最大值)為:


      設K*、Kf、Km*為某模態裂紋應力強度系數的臨界值I分為復合材料、纖維材料和基體。假設這些值為材料的最終特性,并暗示他們是在最惡劣的塑性抑制條件下獲得的。對應的裂紋擴展力G值為K = (CG) 1/2。對于各向異性較小的材料(例如A1-Fe復合材料),這種關系可以用K = (EG)1/2代替,因為直接計算[6]表明E和G值的差很小(在這種情況下在17%以內)。

      如果我們現在假設在某一特定材料中,破裂應變e*的值隨a而改變是一些內在和/或外在條件變化的結果,同時也是物理的或力學性能保持不變,則G的值將與e*成比例變化。


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      這一假設導致復合材料的斷裂功表達式如下:


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      這個表達式可以用臨界應力強度因子重寫


      其中e*的值由式4確定。


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      表一:


      為了說明這一結果,我們可以考慮以鋁合金基體和高強度鋼絲作為加固的復合材料的行為的特殊例子。這些特征為Kf*=320kgfmm -3/2、Km*= 45kgfmm -2/3與Kf*=300kgfmm -3/2、Km*= 60kgfmm -2/3。兩組臨界應力強度系數相結合。這些值是典型的堅韌,高強度鋼和Durale型[9]鋁合金。

      由式4得到臨界應變e*對纖維體積分數的依賴關系,考慮的復合材料如圖1所示。曲線K*(vf)繪制在圖2中(粗線)??梢钥闯?,復合材料的行為是由β的值決定的。從圖中可以看出,復合材料的K*值明顯高于基體和纖維的K*值。顯然,關于臨界應力強度系數除以材料密度還可以得到更多的信息。

      圖I復合材料在破裂時的應變與纖維體積分數。虛線

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      圖2復合材料的臨界應力強度系數隨纖維體積分數的變化。根據式8計算后作圖,圖3b和圖c兩種類型的復合試樣分別為開放點和實心點。試件厚度為1.5 ~ 3.0 mm。

      3.試驗

      在實驗中,我們制備了A1-Fe復合材料并進行了測試。力學性能各分量σm = 47 kgfmm-2, em= 0.2, of = 320 kgfmm -2。各種復合板材中鋼絲的直徑為0.2 ~ 0.3 mm。的纖維的體積分數為0.1 ~ 0.5。采用擴散粘接工藝,在485℃,壓力2.5kgfmm -2,大于1.5 h的條件下制備復合材料。

      試驗所用試件如圖3所示。原始裂紋是由a產生的火花機和缺口尖端的半徑約為0.15毫米。

      試驗中所示的試樣在獲得載荷- cod曲線方面沒有技術困難圖3b和c。圖3a所示的試樣測試的原始實驗信息與Gerberich[5,6]的方法相同。在裂紋尖端位置之后,監測纖維斷裂發生在裂紋路徑上。壓電加速度計發出的與這些斷裂有關的信號被放大,然后記錄在一個示波器上,與此同時,一個信號從測功器被記錄。

      圖4給出了載荷cod曲線的三種典型形狀。當裂縫切斷增強纖維時,得到曲線a和b。曲線上的臺階可能是局部脫粘或單個纖維斷裂而沒有推進裂紋尖端的結果。由于對這些步驟沒有明確的解釋,我們將取最大荷載作為與臨界應力強度因子相對應的荷載的臨界值。圖4c所示的曲線是用宏觀分層的試樣得到的。

      所有測試結果見表二。

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      在斷裂中都會出現一些困難復合材料的韌性試驗及其結果的解釋。首先,還不清楚是什么原因樣本的大小必須是。在這種情況下,基于對塑料區(K/σy)2大小的估計的通常準則可能不合適,因為塑料區的形狀和大小都取決于復合材料中纖維的體積分數?;w中塑性區的擴展也不同于纖維[7]的擴展。在硼鋁試樣上獲得的實驗數據[10,11]建議使用薄試樣。為了確定試樣的最小厚度,需要進一步的實驗數據和各向異性非均勻材料裂紋尖端的應力分析。通過對A1-Fe復合材料的測試,得到的一些結果如圖5所示。


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      圖4斷裂韌性試驗得到的典型曲線。


      圖5測試時剝落的試樣的彎曲荷載,拉力加載曲線(圖3b)。


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      表二


      目前還不清楚是否有必要通過疲勞預加載來銳化缺口尖端。當人們期望金屬基質-金屬纖維復合材料的K值較高時,疲勞預加載在這種情況下可能不太重要。圖5中給出的數據支持了這一建議。

      目前,在復合材料的斷裂韌性測試方面進行的工作相對較少,因此,試樣結構的正確選擇存在困難。由于Zobnin和Lomakin的[12]已經通過直接計算表明對于強各向異性材料,載荷與裂紋長度的關系幾乎是相同的對于相同構型的各向同性試樣,數據之間的差異在不同的標本上取得的數據還有待解釋。特別是,目前還不清楚為什么圖3a所示試樣的K值高于如圖3b和c所示。

      4.討論

      4.1.復合材料的斷裂韌性與纖維體積分數的關系

      記住上一節中所作的評論,讓我們在曲線網上繪圖圖2中兩種試樣的實驗點(圖3)厚度為2.5至3.0 mm,且無分層現象。如果實驗數據與計算曲線有關,取β = 4.3(對應彈塑性)那么K*f應該假定為大約300kgfmm -3/2。當然,這樣的比較不能直接證實這個模型,但它提出了一種有趣的可能性,可以通過確定金屬絲的斷裂韌性來設計復合材料。與此同時,這種比較可以被認為是間接的證據,表明該模型能夠很好地描述金屬的行為基體金屬纖維復合材料。

      4.2.分層

      在評價公式3時,假設界面鍵值不大于基質強度,原始裂紋的模態I預計將保留。第二種假設在微觀層面上的有效性還有待討論,但在宏觀層面上,在足夠高的vf值下,它是無效的。眾所周知[5-7],當vf達到一定值后,裂紋擴展方向發生變化,導致裂紋沿纖維向前推進,從而產生宏觀分層。實際上,這是由于垂直于纖維方向的斷裂韌性隨yf的增加而增加的結果如果復合結構中含有應力集中器,則纖維體積分數的進一步增加不允許增強強度的增加,從這個意義上說,是最佳的。需要注意的是,當載荷達到K = 200 ~ 300 kgfmm -3/2時,所有試件都進行了驗證試驗。

      顯然,一些結構性的增長復合材料的強度可以通過增強纖維-基體界面來實現(直到界面強度與基體強度相等)。復合材料斷裂韌性的進一步提高可以通過基體剪切強度和基體橫向拉伸強度的提高來實現。一種有效的方法是在橫向上對基體進行額外的強化。標本號.930(表二)橫向鋼筋體積分數小,僅在K = 460 kgfmm -3/2時發生剝落,(該試件比圖2略薄

      4.3.纖維-基體界面對復合材料斷裂韌性的影響)。

      已知兩種脆性組分復合材料的斷裂韌性是確定的的接口。韌性基體和韌性纖維之間的界面所起的作用是不太清楚。上面考慮了一種可能的宏觀分層。但是,削弱了低纖維體積分數的界面會導致局部分層和過早頸縮的纖維。另一方面,弱界面會由于基體中塑性變形區域的拉出或擴大而增加能量耗散。利用圖3a所示的試樣,研究了整體強度對復合材料斷裂韌性的可能影響。

      為實驗制備了四種復合材料板,并給出了相應的試件在表II的前8行)中。前2個標本正常制備。四個標本受到擴散連接,然后在真空加熱溫度480 ℃一段時間(見表)形成一個厚的金屬間化合物層的接口(無切口拉伸測試標本的這些板塊顯示纖維屬性保持不變)。兩個試樣中含有表面氧化層的導線。

      對這些試樣的試驗結果表明,隨著溫度的升高,界面條件發生了變化薄金屬間層的形成對復合材料的斷裂韌性沒有實質的影響361復合。在纖維被氧化層覆蓋的試樣中,界面的弱化導致了斷裂韌性的降低,盡管界面弱化的程度難以估計。

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      界面能量耗散對復合材料斷裂功的貢獻可以通過假設界面上沒有鍵的理想復合材料為兩根獨立斷裂的雙杠來定量估計。因此,這樣一個系統斷裂的工作將會是


      結果表明,復合材料的臨界應力強度因子與理想鍵合復合材料的臨界應力強度因子之比

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      界面上沒有能量消耗


      在實驗中,值的比值為界面強度高低的復合材料K*約為1.2。這表明非理想粘結試樣的界面強度是足夠的高延遲纖維頸縮,或弱界面上的能量耗散為由于纖維頸縮延遲,復合材料中鋼絲的斷裂功增加。這兩個原因的結合可能是正確的解釋。

      5.結論

      (1)建立了帶裂紋的金屬基-金屬纖維復合材料模型。這模型是基于纖維在韌性基體中穩定性的增加。在A1-Fe復合材料上進行的實驗支持了模型的概念。

      (2)實驗給出高強度臨界應力強度因子的可能性有人建議用電報?;驹囼炇菍τ腥笨诘膹秃喜牧显嚇舆M行試驗。

      (3)研究表明,橫向抗拉強度和縱向抗剪強度均有所提高通過在橫向上附加加固可導致實現高強度金屬-金屬復合材料在垂直于纖維方向上的抗裂紋擴展能力。

      (4)實驗表明,在試樣中界面強度有較大的變化金屬基-金屬纖維復合材料可能不會對復合材料的斷裂韌性產生本質的改變。


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