SiC 晶須增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料熱膨脹行為與內(nèi)應(yīng)力關(guān)系的研究講解

1、復(fù)合材料學(xué)報ACTAMATERIAECOMPOSITAESINICA文章編號:1000-3851(2002)05-0057-05 第19卷 第5期 10月 2002年 Vol.19 No.5 October2002SiC晶須增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料熱膨脹行為與內(nèi)應(yīng)力關(guān)系的研究胡 明,鄭 馥,費維棟,王黎東,姚忠凱12111(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院433信箱,哈爾濱150001;2.哈爾濱工業(yè)大學(xué)理學(xué)院,哈爾濱150001)摘 要: 本文作者研究了600水淬和600退火處理的碳化硅晶須增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料的熱膨脹行為,闡述兩者熱膨脹行為與內(nèi)應(yīng)力的內(nèi)在關(guān)系。結(jié)果表明:淬火后復(fù)合材料基體的位錯密度

2、、內(nèi)應(yīng)力、及材料的有效屈服強(qiáng)度較高;而退火后復(fù)合材料基體的位錯密度、內(nèi)應(yīng)力、及材料的有效屈服強(qiáng)度較低。當(dāng)材料在600淬火后,升溫過程中材料的熱膨脹系數(shù)曲線在80和245各出現(xiàn)一個峰值,且后者明顯高于前者;而600退火后材料的熱膨脹系數(shù)曲線只在80出現(xiàn)一個波峰,且其峰值低于淬火材料相應(yīng)的峰值。分析表明:材料熱膨脹系數(shù)曲線出現(xiàn)的第一個峰是基體內(nèi)拉應(yīng)力釋放的結(jié)果;而淬火后材料熱膨脹系數(shù)曲線出現(xiàn)的第二個峰是基體壓應(yīng)力釋放速率的標(biāo)志。關(guān)鍵詞: 熱膨脹;內(nèi)應(yīng)力;碳化硅晶須;Al基復(fù)合材料中圖分類號: TG151 文獻(xiàn)標(biāo)識碼:ASTUDYONTHERELATIONSHIPBETWEENTHERMALEXPA

3、NSIONBEHAVIORANDINTERNALSTRESSESOFANSiCWHISKERREINFORCEDCOMPOSITEHUMing,ZHENGFu,FEIWei-dong,WANGLi-dong,YAOZhong-kaiAbstract: ThispaperdealswiththerelationshipbetweenthermalexpansionbehaviorsandinternalstressesofSiCW/Alcompositesquenchedfrom600bywaterandannealedfrom600withacool-ingrateof1/min.Theres

4、ultsshowthatthedislocationdensity,residualtensilestressinthematrixandyieldstrengthofthequenchedcompositearelargerthanthoseoftheannealedcomposite.Therearetwopeaksonthecurveofthecoefficientsofthermalexpansion(CTE)vsheatingtemperatureofthequenchedcomposite.Thefirstpeakappearsatabout80,andthesecondoneap

5、pearsat245,andthelatterismuchhigherthantheformer.Butonlyonepeakappearsat80onthecurveoftheCTEsvstemperatureoftheannealedcomposite,andthepeakissmallerthanthefirstoneofthequenchedspecimen.TheCTEoftheannealedspecimenincreaseswithtemperatureincreasinggradu-ally.ThefirstpeakonthecurveofCTEvstemperatureist

6、heresultofrelaxationoftheresidualten-silestressinthematrix,whilethesecondoneisasignaloftherelaxationrateofthecompressivestressinthematrixofthecomposite.Keywords: thermalexpansion;internalstress;SiCwhisker;aluminummatrixcomposite 碳化硅晶須增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料由于具有高的比剛度、比強(qiáng)度、良好的耐磨及抗疲勞性能,在航空、航天、汽車等領(lǐng)域內(nèi)表現(xiàn)出了廣泛的應(yīng)用前景發(fā)展的戰(zhàn)略材料3

7、1,2具有良好的機(jī)械性能之外,還應(yīng)具有低而穩(wěn)定的熱膨脹系數(shù),以滿足在一定場合下,工件尺寸穩(wěn)定性的需求。因此,研究復(fù)合材料熱膨脹行為與材料微觀組織結(jié)構(gòu)、內(nèi)應(yīng)力等方面的關(guān)系具有重要的理論意義和工程價值。日本、美國等其它國家已經(jīng)把它列為二十一世紀(jì)重點。作為一種結(jié)構(gòu)材料,除了要求其收稿日期:2001-02-12;收修改稿日期:2001-04-04基金項目:本研究得到了國家自然科學(xué)基金的資助,項目編號為59631080作者介紹:胡 明(1962),男,碩士,副教授,主要從事金屬基復(fù)合材料殘余應(yīng)力及小變形行為的研究。58復(fù) 合 材 料 學(xué) 報迄今為止,眾多的材料工作者深入細(xì)致地研究了長纖維、顆粒增強(qiáng)復(fù)合材

8、料的熱膨脹行為Kerner模型,Schapery模型等4410且位錯相互纏結(jié)在一起。這種現(xiàn)象不僅出現(xiàn)在晶須周圍,遠(yuǎn)離晶須處也依然可見,如圖1(a)所示。而在600緩冷條件下,樣品內(nèi)位錯的數(shù)量較少,并且呈現(xiàn)平直狀態(tài),如圖1(b)所示。這一點在X射線測量位錯密度的結(jié)果上也得到證實。由于基體材料位錯密度的差異,導(dǎo)致復(fù)合材料微屈服強(qiáng)度的不同15,并提出了許多模型。如,混合法則,Turner模型,涉及晶須增強(qiáng)復(fù)合。材料熱膨脹行為的文獻(xiàn)卻不多11由于復(fù)合材料中增強(qiáng)體與基體合金熱膨脹系數(shù)相差較大(室溫下碳化硅晶須與鋁合金熱膨脹系數(shù)之比為15),所以復(fù)合材料在制備過程中不可避免地產(chǎn)生熱錯配應(yīng)力。由于復(fù)合材料這

9、一特性,復(fù)合。材料熱膨脹行為與內(nèi)應(yīng)力之間必然存在著密切聯(lián)系。Masutti12利用熱膨脹曲線研究了高溫下長纖維增強(qiáng)復(fù)合材料的殘余應(yīng)力和屈服強(qiáng)度的關(guān)系。然而,令人遺憾的是尚未見到有關(guān)SiCW/Al復(fù)合材料熱膨脹行為與微觀組織、內(nèi)應(yīng)力關(guān)系的詳細(xì)報道。本文作者利用不同熱處理工藝處理后材料的熱膨脹系數(shù)曲線及熱膨脹曲線,并結(jié)合材料的微觀組織結(jié)構(gòu)、內(nèi)應(yīng)力、屈服強(qiáng)度及相應(yīng)的理論模型,探討了SiCW/Al復(fù)合材料熱膨脹行為與材料微觀組織結(jié)構(gòu)、內(nèi)應(yīng)力及微屈服強(qiáng)度的關(guān)系。1 試驗材料及方法試驗用的增強(qiáng)體為日本東海碳素公司生產(chǎn)的U-碳化硅晶須,長徑比約為251?；w合金選擇了工業(yè)純鋁(純度為99.99mass%)。

10、利用擠壓鑄造技術(shù)制備成碳化硅晶須體積分?jǐn)?shù)為18%的復(fù)合材料。試驗用全部樣品均取自于圓柱形鑄錠同一半徑圓的圓周上。試樣的熱處理工藝為600保溫2h后水冷和600保溫2h后爐冷。爐冷的冷卻速度為1/min。熱膨脹試樣尺寸為:O5mm×18mm。試驗在德國Netzsch公司生產(chǎn)的Dil402C熱膨脹儀進(jìn)行。加熱速度為2.5/min。利用該公司提供的熱分析軟件進(jìn)行分析,并得出復(fù)合材料的熱膨脹系數(shù)曲線。為了分析問題方便,在完全相同的測試條件下,對純鋁也進(jìn)行了熱膨脹試驗。借助于Philips公司生產(chǎn)的X射線衍射儀,利用文獻(xiàn)13提出的方法,對不同工藝處理的樣品進(jìn)行了應(yīng)力測試。同時,借助于X射線衍射

11、儀和文獻(xiàn)14提出的方法,利用吉林大學(xué)測試中心提供的軟件進(jìn)行基體位錯密度的測量。將經(jīng)過離子減薄后的樣品放置于CM-12型透射電子顯微鏡進(jìn)行微觀組織觀察。2 試驗結(jié)果2.1 SiCW/Al復(fù)合材料微觀組織及內(nèi)應(yīng)力圖2是經(jīng)過不同處理樣品的位錯密度組態(tài),操作矢量為<111>。顯然,兩個樣品的位錯組態(tài)相差很大。經(jīng)6002h水淬的樣品基體位錯密度很高,圖1 不同處理工藝的SiCW/Al復(fù)合材料位錯組態(tài)Fig.1 DislocationmorphologyoftheSiCW/Alcomposites由表1還可以發(fā)現(xiàn),600淬火態(tài)試樣的內(nèi)應(yīng)力明顯高于緩冷態(tài)試樣。這可從如下的分析得到解釋。表1 不同

12、處理工藝下SiCW/Al復(fù)合材料的部分測試結(jié)果Table1 Theexperimentaldataofthecompositesatdifferenttreatments淬火態(tài)退火態(tài)基體內(nèi)應(yīng)力/MPa286180基體位錯密度/1013M-27.80.55當(dāng)復(fù)合材料于600下保溫時,由于基體屈服強(qiáng)度極低,復(fù)合材料的熱錯配應(yīng)力很小。當(dāng)復(fù)合材料冷卻時,由于基體的收縮大于晶須的收縮,從而會在基體胡 明,等:SiC晶須增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料熱膨脹行為與內(nèi)應(yīng)力關(guān)系的研究59中引入拉應(yīng)力,而在晶須中引入壓應(yīng)力。事實上,基體中的拉應(yīng)力很容易超過基體的屈服強(qiáng)度使基體產(chǎn)生塑性變形,從而在基體中引入高密度位錯。只是在較低

13、的溫度下,因基體屈服強(qiáng)度較高,內(nèi)應(yīng)力才會以殘余應(yīng)力的形式保持下來。與此同時,當(dāng)復(fù)合材料處于較高的溫度時,基體的位錯因回復(fù)而湮滅的過程也要發(fā)生。所以,材料冷卻到室溫時基體的位錯密度取決于基體位錯的增殖速度和湮滅的速度的競爭。而基體的有效屈服強(qiáng)度則由基體中的位錯密度決品的殘余應(yīng)力及其變化與淬火處理樣品的相差較大,詳見2.3。這一點也可以從表1看出。從圖中還可以看出,淬火處理材料物理熱膨脹系數(shù)對溫度的曲線在80和245各出現(xiàn)一個極小峰值和極大峰值,并且后者更為明顯;而退火處理材料物理熱膨脹系數(shù)對溫度的曲線只在80出現(xiàn)一個小峰,并且該峰低于淬火處理后材料的第一個峰。此后該材料物理熱膨脹系數(shù)曲線隨溫度的

14、升高而逐漸增加。 比較圖2中的(a)和(b)可以發(fā)現(xiàn),SiCW/Al復(fù)定。顯然基體的位錯密度越高,其有效屈服強(qiáng)度越高,其內(nèi)應(yīng)力也越大。對于淬火態(tài)樣品,由于冷速很大,冷卻過程中位錯湮滅很少,故基體一直維持較高的屈服強(qiáng)度,從而導(dǎo)致淬火態(tài)試樣的內(nèi)應(yīng)力高于緩冷態(tài)試樣15,16。2.2 SiCW/Al復(fù)合材料熱膨脹行為圖2 不同工藝處理后SiCW/Al復(fù)合材料熱膨脹曲線及熱膨脹系數(shù)曲線Fig.2 ThethermalexpansioncurvesandCTEscurvesoftheSiCW/Alcomposite淬火和退火后材料的熱膨脹曲線和物理熱膨脹系數(shù)曲線見圖2。從圖中不難看出,淬火后樣品的熱膨脹曲

15、線在250左右出現(xiàn)一個明顯增加,峰值約為36×10-6-1。這可能是復(fù)合材料基體壓應(yīng)力松弛的結(jié)果。而退火樣品的熱膨脹行為則不然,其熱膨脹相對伸長量隨溫度升高而逐漸增加。這說明該樣合材料的熱膨脹行為與預(yù)先熱處理、基體的內(nèi)應(yīng)力等關(guān)系密切。一方面,不同基體的原始?xì)堄鄳?yīng)力及殘余應(yīng)力的變化可以導(dǎo)致不同的熱膨脹行為(不同的熱膨脹曲線和熱膨脹系數(shù)曲線),也就是說,在解釋SiCW/Al復(fù)合材料的熱膨脹曲線時,必須考慮基體殘余應(yīng)力及其變化。另一方面,復(fù)合材料不同的熱膨脹行為可以反映基體內(nèi)應(yīng)力及其狀態(tài)的變化,也就是說,熱膨脹系數(shù)曲線可以作為分析處理基體內(nèi)應(yīng)力變化的工具。2.3 討論雖然在預(yù)測復(fù)合材料熱膨

16、脹系數(shù),分析其熱膨脹行為方面,出現(xiàn)過一些理論模型15,但定量描述晶須增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料熱膨脹系數(shù)及內(nèi)應(yīng)力的關(guān)系仍十分困難。由于在整個熱膨脹試驗溫度范圍內(nèi),SiCW/Al復(fù)合材料的界面結(jié)合是良好的17,故可以假定在試驗溫度范圍內(nèi)界面不發(fā)生滑移。在忽略材料的剪切變形的情況下,則有方程(1)mKdemm=dm-mUmdT(1)fKfdef=df-fUfdT式中:em和ef分別是基體和增強(qiáng)體內(nèi)應(yīng)力;m和f分別是基體和增強(qiáng)體的體積;Km和Kf分別是基體和增強(qiáng)體的體彈模量;Um和Uf分別是基體和增強(qiáng)體的體膨脹系數(shù);dm和df分別是基體和增強(qiáng)體在溫度范圍T到T+dT的體積變化。從方程(1),可得到Kfdm+K

17、fdf=(KfmUm+KffUf)dT+mdem+fdef(2)眾所周知,復(fù)合材料中兩相之間的應(yīng)力保持平衡,即mem+fef=0(3)整理方程(2)和方程(3),考慮到Kf和m遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于60復(fù) 合 材 料 學(xué) 報ef和em,并忽略小量后有Tc=TM+m(-3Kmm)KfdT(4)較高的程度。當(dāng)溫度足夠高時,基體的壓應(yīng)力以非常高的速度松弛,以后,由于基體內(nèi)應(yīng)力的下降,松弛速度逐漸降低。這也是該材料熱膨脹系數(shù)出現(xiàn)第二個峰的原因,呈現(xiàn)圖2(b)所示的變化情況。 對于退火處理后的復(fù)合材料,由于其基體位錯(5)密度和屈服強(qiáng)度較低,壓應(yīng)力難以積聚到較高的程度。該材料基體壓應(yīng)力的松弛是隨基體壓應(yīng)力的產(chǎn)生同時進(jìn)

18、行的。因此,在緩冷處理后材料熱膨脹系數(shù)曲線上見不到第二個峰,如圖3(b)所示。式中:Tm,Tf,Tc和TM分別是基體、增強(qiáng)體、復(fù)合材料和利用混合法則計算得到TM=VmTm+VfTf的線膨脹系數(shù);Vm和Vf分別是基體和增強(qiáng)體的體積分?jǐn)?shù)?；谏鲜龊唵蔚哪Ｐ?SiCW/Al復(fù)合材料的熱膨脹行為可簡略解釋如下:一方面,當(dāng)復(fù)合材料受熱時,由于鋁的熱膨脹系數(shù)遠(yuǎn)高于碳化硅晶須的熱膨脹系數(shù),即鋁的膨脹量大于晶須的膨脹量,從而使得基體內(nèi)原有的殘余拉應(yīng)力下降,即mdT<0,此時,Tc<TM。該應(yīng)力松弛機(jī)制被稱之為熱彈性松弛。當(dāng)溫度進(jìn)一步升高時,基體內(nèi)殘余拉應(yīng)力則可能轉(zhuǎn)化為壓應(yīng)力,此時,一定有Tc<

19、;TM的成立。另一方面,當(dāng)溫度升高時,基體的有效屈服強(qiáng)度降低,基體發(fā)生塑性變形,內(nèi)應(yīng)力松弛。這種松弛機(jī)制被稱之為熱塑性松弛。對于隨機(jī)分布晶須增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料,內(nèi)應(yīng)力屬于短程力17,不同區(qū)域內(nèi)的變形也是隨機(jī)的。因此,由熱塑性松弛機(jī)制導(dǎo)致的塑性變形不會導(dǎo)致材料體積變化。然而,內(nèi)應(yīng)力的松弛導(dǎo)致了彈性內(nèi)應(yīng)力的下降,使得材料的體積發(fā)生變化。由公式(4)可知,基體拉應(yīng)力的松弛導(dǎo)致材料熱膨脹系數(shù)下降,而基體壓應(yīng)力松弛則導(dǎo)致材料熱膨脹系數(shù)增加。 當(dāng)復(fù)合材料被加熱到一定溫度時,基體有效拉伸屈服強(qiáng)度降低,基體中的拉應(yīng)力超過了基體的屈服強(qiáng)度,發(fā)生了塑性松弛,從而使復(fù)合材料的熱膨脹系數(shù)降低。圖3(a)和圖3(b)中8

20、0對應(yīng)的小峰就是屬于此種情況。由于緩冷處理后基體的殘余應(yīng)力低于淬火處理后基體的殘余應(yīng)力,見表1,緩冷處理的材料通過基體塑性變形所導(dǎo)致的拉伸內(nèi)應(yīng)力松弛量也低于淬火處理材料基體的內(nèi)應(yīng)力松弛量,見圖3。即緩冷處理復(fù)合材料熱膨脹系數(shù)的第一峰值小于淬火處理復(fù)合材料的第一個峰值。復(fù)合材料基體內(nèi)的拉應(yīng)力會隨溫度升高而轉(zhuǎn)化為壓應(yīng)力,如同基體內(nèi)殘余拉應(yīng)力塑性松弛一樣,壓應(yīng)力在積累到一定程度后也同樣可以通過塑性變形進(jìn)行松弛,并使得復(fù)合材料的熱膨脹系數(shù)增加。 對于淬火處理后的復(fù)合材料,由于基體高的屈服強(qiáng)度和位錯密度,使得其基體壓應(yīng)力可以積累到按照上述分析,由于復(fù)合材料熱膨脹系數(shù)依賴于基體內(nèi)應(yīng)力的松弛,我們就可能依據(jù)

21、熱膨脹曲線的變化趨勢,來闡述復(fù)合材料基體內(nèi)應(yīng)力隨溫度的變化規(guī)律,見圖3、圖4。圖中,TM由方程(5)來確定。碳化硅晶須在試驗溫度范圍內(nèi)的熱膨脹系數(shù)為一常數(shù),取值4.5×10-6K-1。試驗發(fā)現(xiàn),當(dāng)溫度高于80,純鋁的熱膨脹系數(shù)曲線可以用方程(6)表示。TAl=(25+0.64×10-2T)×10-6(6)將方程(6)代入方程(5)即可求得TM。圖3 淬火態(tài)SiCW/Al復(fù)合材料熱膨脹系數(shù)曲線及基體應(yīng)力變化示意圖Fig.3 SchematicdiagramofthechangingtendencyofinternalstressinthequenchedSiCW/A

22、lcomposite淬火處理后的復(fù)合材料熱膨脹系數(shù)曲線和內(nèi)應(yīng)力變化,見圖3。從A點到D點的復(fù)合材料熱膨脹系數(shù)T于由混合法則確定的膨脹系數(shù)Tmc小M,即dT<0。從B點到C點的熱膨脹系數(shù)曲線屬于第一個峰,而對應(yīng)基體內(nèi)應(yīng)力的變化為殘余拉應(yīng)力的快速松弛。這或許也說明了此溫度區(qū)間內(nèi)基體拉應(yīng)力的松弛機(jī)制為熱塑性松弛。從C點到D點,基體內(nèi)應(yīng)力由拉應(yīng)力狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力狀態(tài),其絕對值隨溫胡 明,等:SiC晶須增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料熱膨脹行為與內(nèi)應(yīng)力關(guān)系的研究61m度升高而增加。在D點,壓應(yīng)力達(dá)到最大值,=dT0。此溫度下,復(fù)合材料的熱膨脹系數(shù)與按照混合法則計算值相同,即Tc=TM。從D點到E點溫度較高,材料的

23、壓縮屈服強(qiáng)度下降,導(dǎo)致基體發(fā)生較大的塑m性變形,基體壓應(yīng)力的絕對值迅速降低,即>0。dT隨后,壓應(yīng)力松弛速度逐漸下降,于是出現(xiàn)了從E點到F點曲線的變化情況。理的復(fù)合材料在245出現(xiàn)一個極大峰值則是由于基體壓應(yīng)力松弛速率不同造成的。參考文獻(xiàn):1 師昌緒.材料科學(xué)技術(shù)的生長點J.材料科學(xué)進(jìn)展,1990,4(2):97-104.2 吳人潔.金屬基復(fù)合材料的現(xiàn)狀及展望J.金屬學(xué)報,1997,33(1):78-84.3 NairSV,TianJK,BatesRC.SiC-reinforcedaluminummetal圖4 退火態(tài)SiCW/Al復(fù)合材料熱膨脹系數(shù)曲線及基體應(yīng)力變化示意圖Fig.4 S

24、chematicdiagramofthechangingtendencyofinternalstressintheannealedSiCW/Alcomposite對于退火處理后的復(fù)合材料熱膨脹系數(shù)曲線和內(nèi)應(yīng)力變化趨勢,見圖4?？梢杂妙愃频姆治鰜斫忉?。由于基體的位錯密度、材料的屈服強(qiáng)度均較低,因此,難以在較高的溫度區(qū)間出現(xiàn)高的壓應(yīng)力聚集的現(xiàn)象,當(dāng)然更談不上壓應(yīng)力的快速釋放。在熱膨脹曲線上自然也就見不到第二個峰的出現(xiàn)。該材料中壓應(yīng)力的產(chǎn)生與松弛幾乎同時進(jìn)行。3 結(jié) 論淬火后SiCW/Al復(fù)合材料基體內(nèi)的位錯密度、內(nèi)應(yīng)力和材料的屈服強(qiáng)度均較高;而退火后的SiCW/Al復(fù)合材料基體內(nèi)位錯密度、內(nèi)應(yīng)力和

25、材料的拉伸屈服強(qiáng)度均較低。不同工藝處理的SiCW/Al復(fù)合材料熱膨脹行為相差很大。淬火處理材料的熱膨脹系數(shù)曲線在80和245各出現(xiàn)一個峰值,并且后者遠(yuǎn)比前者明顯;而退火處理的材料只在80出現(xiàn)一個小峰,并且該峰低于淬火處理后材料的第一個波峰。SiCW/Al復(fù)合材料熱膨脹系數(shù)曲線在80出現(xiàn)一個小峰是基體殘余拉應(yīng)力松弛的結(jié)果;而淬火處matrixcompositeJ.IntMetRev,1985,30(6):275.4 VaidyaRajendraU,ChawlaKK.ThermalexpansionofmetalmatrixcompositesJ.CompositesScienceandTechn

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