短切碳纖維C/SiC陶瓷基復(fù)合材料的動態(tài)劈裂拉伸實驗*

徐 穎邵彬彬許維偉楊建明

(1.安徽理工大學(xué)土木建筑學(xué)院,安徽淮南232001; 2.安徽理工大學(xué)礦山地下工程教育部工程研究中心,安徽淮南232001)

短切碳纖維C/SiC陶瓷基復(fù)合材料的動態(tài)劈裂拉伸實驗*

徐 穎1,2,邵彬彬1,許維偉1,楊建明1

(1.安徽理工大學(xué)土木建筑學(xué)院,安徽淮南232001; 2.安徽理工大學(xué)礦山地下工程教育部工程研究中心,安徽淮南232001)

為了探究C/SiC陶瓷基復(fù)合材料的動態(tài)斷裂力學(xué)行為和破壞形態(tài),利用分離式霍普金森壓桿(split Hopkinson pressure bar,SHPB)裝置對3種不同短切碳纖維體積分數(shù)的C/SiC陶瓷基復(fù)合材料進行了動態(tài)劈裂實驗,并利用掃描電子顯微鏡掃描了C/SiC復(fù)合材料試件的破壞界面,分析了C/SiC陶瓷基復(fù)合材料的失效特征和增韌機理。實驗結(jié)果表明:C/SiC復(fù)合材料在沖擊劈裂實驗過程中,同一短切碳纖維體積分數(shù)下試件的動態(tài)抗拉強度隨著沖擊氣壓的增大而增大;短切碳纖維體積分數(shù)為16.0%時,材料的抗拉強度最低;沖擊后,試件的整體破壞情況與沖擊氣壓、短切碳纖維體積分數(shù)有關(guān)。

短切碳纖維;體積分數(shù);陶瓷基復(fù)合材料;動態(tài)劈裂拉伸測試;分離式霍普金森壓桿

C/SiC陶瓷基復(fù)合材料由于具有各種優(yōu)良的性能,被廣泛應(yīng)用于航空航天等領(lǐng)域[1-2]。從20世紀七八十年代至今,對陶瓷基復(fù)合材料的力學(xué)及理化性能已進行了諸多探索。彭剛等[3]利用纖維增強復(fù)合材料,對SHPB動態(tài)拉伸實驗技術(shù)進行了研究,并對實驗過程中出現(xiàn)的干擾波加以分析,提出了減少實驗誤差、使實驗更精確的一些處理方法和建議。潘文革等[4]利用聲發(fā)射和顯微觀察技術(shù)對C/SiC復(fù)合材料的拉伸過程進行了監(jiān)測,認為其損傷演化過程包含無損、損傷出現(xiàn)、損傷加速3個階段。梅輝等[5]利用電子萬能試驗機對二維C/SiC復(fù)合材料采取單向拉伸和加載-卸載(分段式)2種實驗,發(fā)現(xiàn)隨應(yīng)力的增大,C/SiC復(fù)合材料內(nèi)部損傷達到45%后,材料將發(fā)生失效。楊成鵬等[6]對平紋編織C/SiC復(fù)合材料進行了單調(diào)拉伸和循環(huán)加卸載實驗,發(fā)現(xiàn)材料內(nèi)部的殘余應(yīng)變、卸載模量和外加應(yīng)力的關(guān)系曲線與拉伸應(yīng)力應(yīng)變曲線類似。索濤等[7]用高溫電子試驗機和SHPB對二維C/SiC復(fù)合材料進行了高應(yīng)變率和高溫下的單軸壓縮力學(xué)實驗,發(fā)現(xiàn)當實驗溫度高于1 073 K時,二維C/SiC復(fù)合材料的壓縮強度對應(yīng)變率的敏感性隨溫度的升高而顯著增大。邵彬彬等[8]對C/SiC復(fù)合材料進行了SHPB動態(tài)單軸抗壓實驗,發(fā)現(xiàn)C/SiC復(fù)合材料的單軸抗壓強度具有明顯的應(yīng)變率效應(yīng)。目前,對C/SiC復(fù)合材料的力學(xué)性能測試主要集中于靜態(tài)力學(xué)方面,對其動態(tài)壓縮力學(xué)性能、特別是動態(tài)巴西圓盤劈裂拉伸實驗的研究較少。短切碳纖維作為C/SiC復(fù)合材料的一種增強纖維,因為其生產(chǎn)技術(shù)及工藝較簡單,受到了越來越多的關(guān)注。本文中,選用短切碳纖維作為纖維增強材料,利用SHPB裝置對短切碳纖維C/SiC陶瓷基復(fù)合材料進行動態(tài)劈裂拉伸力學(xué)實驗,并利用掃描電子顯微鏡對C/SiC復(fù)合材料試件的破壞界面進行掃描,分析C/SiC陶瓷基復(fù)合材料巴西圓盤實驗后的動態(tài)斷裂力學(xué)行為和破壞形態(tài)。

1 C/S i C復(fù)合材料的動態(tài)劈裂實驗

1.1 實驗材料

采用先驅(qū)體浸漬裂解(precursor infiltration pyrolysis)法[9]制備了C/SiC陶瓷基復(fù)合材料試件。制備過程中使用了長度為3～5 mm的短切碳纖維、聚碳硅烷、粒度300目的SiC微粉、酚醛樹脂、二甲苯和無水乙醇等材料。

1.2 實驗原理及方法

1.2.1 SHPB動態(tài)劈裂實驗基本原理

C/SiC陶瓷基復(fù)合材料是一種脆性材料。在測試脆性材料的拉伸力學(xué)性能方面,巴西實驗由于試樣制作簡單、加載方便、理論成熟等優(yōu)點而為許多學(xué)者所接受。巴西實驗是一種抗拉強度的間接測試方法,該方法基于Griffith強度準則,認為試樣在中心處首先滿足破裂條件[10],中心裂紋不斷擴展最終導(dǎo)致整個試樣劈裂成兩半。由彈性理論可知,巴西圓盤試樣在準靜態(tài)對徑壓縮下,如圖1所示,試樣加載直徑上(施力點附近除外)的應(yīng)力狀態(tài)為:

式中:σc為壓縮應(yīng)力,σt為拉伸應(yīng)力,d、h分別為圓盤的直徑和厚度,r為從加載點到微單元點的距離。試樣的拉伸強度可將實驗中測得的最大載荷代入式(1)中的第2式計算得到。

當高壓氮氣促使撞擊子彈以一定的速度沖撞入射桿時,應(yīng)力脈沖將在入射桿中沿桿件向前傳播,此應(yīng)力脈沖即是入射波εi(t);入射波到達入射桿的桿件端部時,部分脈沖將再次反射回入射桿,形成反射波εr(t);另一部分則繼續(xù)向前,高速地壓縮試件,穿過試樣的脈沖達到透射桿后則產(chǎn)生透射波εt(t)。通過應(yīng)變片記錄下桿件上的應(yīng)力脈沖。

根據(jù)SHPB實驗技術(shù)的一維應(yīng)力波假定和應(yīng)力均勻性假定,并結(jié)合牛頓第三定律,可計算試件承受的徑向作用荷載P(t)、試件的應(yīng)變ε(t)和平均應(yīng)變率等動態(tài)力學(xué)數(shù)據(jù),即:

圖1 巴西圓盤對徑壓縮Fig.1 Diametrical compression on the Brazilian disc

式中:E0為桿件的彈性模量;A0為桿件的橫截面面積;C0為壓桿縱波波速為試件直徑,即壓桿間夾持的試件長度;t為應(yīng)力波持續(xù)時間。

在材料的動態(tài)劈裂實驗中,當所測試件的內(nèi)部應(yīng)力狀態(tài)趨于穩(wěn)定,則試件的動態(tài)應(yīng)力狀態(tài)與靜態(tài)應(yīng)力分布特征可視為相同,僅在試件加載端有極微小、可忽略的差別,因此,SHPB動態(tài)劈裂拉伸實驗中試件的動態(tài)拉伸應(yīng)力σdt(t)可采用彈性力學(xué)方法計算:

式中:B為試件的厚度。

當C/SiC陶瓷基復(fù)合材料試件因為動態(tài)劈裂破壞時,透射波的幅值也將達到最大,此時,與之相對試件破壞的最大拉伸應(yīng)力即為C/SiC復(fù)合材料試件的動態(tài)拉伸應(yīng)力強度σdt。

1.2.2 實驗方法

利用直徑為37 mm的等截面鋼桿SHPB裝置作為加載設(shè)備,對3種短切碳纖維體積分數(shù)的C/SiC陶瓷基復(fù)合材料試件,分別采用0.18、0.25和0.40 MPa的沖擊氣壓,依次進行不同加載速率下的動態(tài)沖擊劈裂實驗,每組實驗重復(fù)3次。實驗時在入射桿和透射桿及試件的兩端涂抹一層凡士林,以此減小端面摩擦效應(yīng)[11]。同時調(diào)整入射桿、透射桿,使試件放在中間時能使三者軸線位于同一水平面[12],如圖2所示。針對實驗加載過程中C/SiC陶瓷基復(fù)合材料試件內(nèi)部應(yīng)力均勻性問題,在入射桿端貼一塊尺寸為?10 mm×1 mm的紫銅片,采用波形整形技術(shù)對入射脈沖進行預(yù)處理,減小應(yīng)力波的高頻振蕩,使其平緩上升,由矩形波變成平緩光滑的半正弦波,整形后的波形如圖3所示。圖4為典型動態(tài)拉伸實驗試樣兩端動態(tài)強度與時間的關(guān)系圖,圖中顯示試樣一端的入射波和反射波的應(yīng)力總與另一端的透射波應(yīng)力相等,這說明試樣兩端的應(yīng)力已達到平衡。所有實驗試樣都經(jīng)證實達到動態(tài)應(yīng)力平衡。

圖2 動態(tài)劈裂實驗試件安裝方式Fig.2 Specimen installation mode in dynamic splitting tests

圖3 SHPB劈裂拉伸實驗應(yīng)力波形Fig.3 Stress waves in SHPB tensile test

圖4 試件的動態(tài)應(yīng)力平衡檢驗Fig.4 Dynamic stress equilibrium test of specimen

1.3 實驗結(jié)果及分析

采用上述SHPB裝置,對不同短切碳纖維體積分數(shù)的C/SiC復(fù)合材料試件,進行不同應(yīng)變率下的動態(tài)劈裂實驗。短切碳纖維體積分數(shù)為24.8%的C/SiC陶瓷基復(fù)合材料的典型沖擊破壞形態(tài)如圖5所示。從圖5可以看出,C/SiC復(fù)合材料試件破碎形態(tài)主要表現(xiàn)為劈裂后的層裂和沿徑向加載方向的劈裂,基本符合常規(guī)巴西圓盤實驗的有效性條件[13]。當氣壓較低時,撞擊子彈的速率也較低,試件劈裂為較完整的兩部分或?qū)恿褳樗牟糠值钠茐男螒B(tài)。在同一短切碳纖維體積分數(shù)下,隨著沖擊氣壓的增大,短切碳纖維增強碳化硅陶瓷復(fù)合材料試件的破碎程度明顯提高,塊數(shù)增多。

圖5 短切碳纖維體積分數(shù)為24.8%的C/SiC復(fù)合材料試件動態(tài)劈裂破碎形態(tài)Fig.5 Dynamic Splitting crushing forms of C/SiC composite specimens with the short cut carbon fiber volume fraction of 24.8%

圖6 不同短切碳纖維體積分數(shù)下典型應(yīng)力時程曲線Fig.6 Typical stress-time curves at different short cut carbon fiber volume fractions

圖7 動態(tài)拉伸強度與沖擊氣壓的關(guān)系Fig.7 Dynamic tensile strength varying with impact pressure

圖8 不同氣壓強度下典型應(yīng)力時程曲線Fig.8 Typical stress-time curves at different impact pressures

圖9 動態(tài)拉伸強度與短切碳纖維體積分數(shù)的關(guān)系Fig.9 Dynamic tensile strength varying with short cut carbon fiber volume fraction

由于重復(fù)性實驗的動態(tài)應(yīng)力時程曲線趨勢相似,特當短切碳纖維體積分數(shù)分別為16.0%、21.0%和24.8%時,取一組,將C/SiC復(fù)合材料在不同加載氣壓下的典型動態(tài)應(yīng)力時程曲線列出,見圖6。將含有短切碳纖維的C/SiC復(fù)合材料的動態(tài)拉伸強度和沖擊氣壓數(shù)據(jù)列出,見圖7。

從圖6～7可以發(fā)現(xiàn),短切碳纖維體積分數(shù)相同的C/SiC復(fù)合材料試件,在不同沖擊氣壓下其峰值應(yīng)力不同,且隨著沖擊氣壓的增大,其峰值應(yīng)力也增大。尤其當沖擊氣壓為0.40 MPa時,短切碳纖維體積分數(shù)為24.8%的C/SiC復(fù)合材料峰值應(yīng)力超過24 MPa,而短切碳纖維體積分數(shù)為21.0%和16.0%的C/SiC復(fù)合材料峰值應(yīng)力均低于24 MPa。且隨沖擊氣壓的增大,含有短切碳纖維的C/SiC復(fù)合材料達到峰值應(yīng)力的時間也逐漸縮短,表現(xiàn)出一定的敏感性特征。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的主要原因是:隨著沖擊氣壓的增大,即加載率的增加,試件內(nèi)部的微裂紋來不及開裂并貫通,出現(xiàn)了試件變形滯后現(xiàn)象,并且這種滯后現(xiàn)象隨著加載速率的大幅提高,越來越明顯,從而試樣的拉伸強度隨之增大,且達到峰值時間縮短。另外,從圖7可以看出,在不同的沖擊氣壓下,短切碳纖維體積分數(shù)的變化會影響C/SiC復(fù)合材料的動態(tài)拉伸強度,且當短切碳纖維體積分數(shù)為16.0%時,C/SiC復(fù)合材料在各種沖擊氣壓下的動態(tài)拉伸強度都是最低的。

為確定合理的短切碳纖維體積分數(shù),對比不同短切碳纖維含量的SiC陶瓷基復(fù)合材料在常溫狀態(tài)下的動態(tài)劈裂力學(xué)特性。實驗中每一種沖擊氣壓下各取了一組短切碳纖維體積分數(shù)不同的SiC陶瓷基復(fù)合材料的典型動態(tài)應(yīng)力時程曲線,見圖8。圖8表明,當沖擊氣壓一定時,短切碳纖維體積分數(shù)為24.8%的C/SiC復(fù)合材料的動態(tài)拉伸強度較高,短切碳纖維體積分數(shù)為21%的試件的動態(tài)拉伸強度其次,短切碳纖維體積分數(shù)為16.0%的試件的動態(tài)拉伸強度最低。將不同沖擊氣壓下含有短切碳纖維的SiC陶瓷基復(fù)合材料的動態(tài)拉伸強度與短切碳纖維體積分數(shù)數(shù)據(jù)列出,見圖9。從圖9可以看出,在不同沖擊氣壓下,含有短切碳纖維的C/SiC復(fù)合材料的動態(tài)拉伸強度與短切碳纖維的體積分數(shù)有關(guān):以沖擊氣壓為0.18 MPa時為例,短切碳纖維體積分數(shù)為16.0%的C/SiC復(fù)合材料的動態(tài)拉伸強度介于20～22 MPa,短切碳纖維體積分數(shù)為21.0%的C/SiC復(fù)合材料的動態(tài)拉伸強度介于22～24 MPa,短切碳纖維體積分數(shù)為24.8%的C/SiC復(fù)合材料的動態(tài)拉伸強度大于26 MPa,表現(xiàn)為含有短切碳纖維的C/SiC復(fù)合材料的動態(tài)拉伸強度隨短切碳纖維體積分數(shù)的提高而升高的變化趨勢。

2 破壞斷口的微觀結(jié)構(gòu)分析

通過掃描電子顯微鏡[14],得到了短切碳纖維C/SiC陶瓷基復(fù)合材料,劈拉斷裂后斷口外觀的顯微圖,見圖10～13。

圖10～12可以看出,在相同沖擊氣壓(0.40 MPa)下,隨著短切碳纖維體積分數(shù)的提高,各試件斷口處短切碳纖維被拔出的數(shù)量增多。當短切碳纖維體積分數(shù)為16.0%時,短切碳纖維在圖片范圍內(nèi)的分布均勻性較差;當短切碳纖維體積分數(shù)增大到24.8%時,試件斷口表面的短切碳纖維數(shù)量明顯增多,均勻性變好。短切碳纖維體積分數(shù)為16.0%時出現(xiàn)較多纖維交叉的情況,這使得碳纖維與碳化硅基體之間的結(jié)合不夠緊致,在空間上形成“架橋”結(jié)構(gòu),因此導(dǎo)致在此試件中短切碳纖維增韌效果不好,復(fù)合材料的整體力學(xué)性能較差。短切碳纖維即便沒有出現(xiàn)損傷,但是碳纖維之間因致密不足而產(chǎn)生的孔隙和裂紋,使得試件整體性能不足,所以要確保C/SiC復(fù)合材料的致密度,必須嚴格控制短切碳纖維在復(fù)合材料中的含量。

圖10 短切碳纖維體積分數(shù)為16.0%的C/SiC復(fù)合材料斷口形貌Fig.10 Fracture surface of C/SiC composites with the short cut carbon fiber volume content of 16.0%

圖11 短切碳纖維體積分數(shù)為21.0%的C/SiC復(fù)合材料斷口形貌Fig.11 Fracture surface of C/SiC composites with the short cut carbon fiber volume content of 21.0%

圖12 短切碳纖維體積分數(shù)為24.8%的C/SiC復(fù)合材料斷口形貌Fig.12 Fracture surface of C/SiC composites with the short cut carbon fiber volume content of 24.8%

圖13 不同沖擊氣壓下,短切碳纖維體積分數(shù)為24.8%的C/SiC復(fù)合材料斷口形貌Fig.13 Fracture surface of C/SiC composites with the short cut carbon fiber volume content of 24.8% at different impact pressures

由圖13可看出,隨著沖擊氣壓的增大,纖維拔出量也增大:沖擊氣壓為0.18 MPa時,纖維拔出與纖維斷裂的面積比β約為1/2,其動態(tài)拉伸強度約為21.0 MPa;沖擊氣壓為0.25 MPa時,纖維拔出與纖維斷裂的面積比約為2/3,其動態(tài)拉伸強度約為24.0 MPa;沖擊氣壓為0.40 MPa時,纖維拔出與纖維斷裂的面積比約為4/5,其動態(tài)拉伸強度約為26.5 MPa;纖維拔出與動態(tài)拉伸強度有明顯相關(guān)性,如圖14所示。由此可以推斷,纖維拔出是短切碳纖維C/SiC陶瓷基復(fù)合材料的主要吸能和增韌機制。

圖14 面積比與拉伸強度的關(guān)系Fig.14 Area ratio and dynamic tensile strength

3 結(jié) 論

針對摻有不同體積分數(shù)的短切碳纖維的C/SiC陶瓷基復(fù)合材料,利用SHPB實驗裝置進行了動態(tài)劈裂拉伸實驗,并利用掃描電子顯微鏡觀察了C/SiC復(fù)合材料試件的斷口破壞形態(tài),得到如下結(jié)論:

(1)短切碳纖維體積分數(shù)一定時,含有短切碳纖維的C/SiC復(fù)合材料的動態(tài)拉伸應(yīng)力隨沖擊氣壓的增大而提高,且達到峰值應(yīng)力的時間也逐漸縮短,表現(xiàn)出一定的敏感性特征。當沖擊氣壓一定時,短切碳纖維體積分數(shù)為24.8%的C/SiC試件的動態(tài)拉伸強度較高,其次是短切碳纖維體積分數(shù)為21.0%的試件,短切碳纖維體積分數(shù)為16.0%的試件動態(tài)拉伸強度則最低。

(2)隨著短切碳纖維體積分數(shù)的不斷提高,各試件斷口處短切碳纖維被拔出的數(shù)量也在不斷變多。當短切碳纖維體積分數(shù)為16.0%時,試件斷口表面的均勻性明顯很差;當短切碳纖維體積分數(shù)增加到24.8%時,短切碳纖維的在分布圖片范圍內(nèi)比較均勻。

(3)通過掃描電子顯微鏡觀察,得出當短切碳纖維體積分數(shù)為16.0%時,試件的動態(tài)劈裂強度較低。在試件劈裂破壞的斷口處有明顯的纖維拔出,被拔出的纖維數(shù)量和長度均與短切碳纖維體積分數(shù)有關(guān),且纖維拔出與動態(tài)拉伸強度有明顯的相關(guān)性。

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Dynamic splitting tensile test of short carbon fiber C/SiC ceramic matrix composites

Xu Ying1,2,Shao Binbin1,Xu Weiwei1,Yang Jianming1
(1.School of Civil Engineering and Architecture,Anhui University of Science and Technology,Huainan232001,Anhui,China; 2.Research Center of Mine Underground Engineering of Ministry of Education,Anhui University of Science and Technology,Huainan232001,Anhui,China)

In order to investigate the dynamic fracture mechanics behavior and damage morphology of C/SiC ceramic matrix composites,dynamic splitting tensile tests on the C/SiC composites with three different volume fractions of short carbon fiber(16.0%,21.0%,24.8%)were carried out by the split Hopkinson pressure bar,the destructive interface part of C/SiC composites was scanned by using scanning electron microscopy and the failure characteristics and toughening mechanism of C/SiC composites were analyzed.The experimental results show that the dynamic tensile strengths of the C/SiC composite specimens with the same short carbon fiber volume fraction increase with the increasing of the impact pressure in the dynamic splitting tensile failure process,the failure of the specimens is significantly correlated with impact pressure and short carbon fiber volume fraction.When the short carbon fiber volume fraction is 16.0%,the tensile strength of the C/SiC composite specimens is the lowest.After the impact,the overall destruction of the C/SiC composite specimens is related to impact pressure and short carbon fiber volume fraction.

short cut carbon fiber;volume fraction;ceramic matrix composites;dynamic splitting tensile test;split Hopkinson pressure bar

O347.3國標學(xué)科代碼:13015

:A

10.11883/1001-1455(2017)02-0315-08

(責(zé)任編輯 張凌云)

2015-09-30;

:2016-03-07

國家自然科學(xué)基金項目(51374012);高等學(xué)校博士學(xué)科點專項科研基金項目(20123415110001)

徐 穎(1965— ),男,博士,教授,博士生導(dǎo)師;

:邵彬彬,shao_aust@163.com。