短切碳纖維C/SiC陶瓷基復(fù)合材料的動(dòng)態(tài)劈裂拉伸實(shí)驗(yàn)*

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(dòng)態(tài)劈裂拉伸實(shí)驗(yàn)*

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(dòng)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(duì)3種不同短切碳纖維體積分?jǐn)?shù)的C/SiC陶瓷基復(fù)合材料進(jìn)行了動(dòng)態(tài)劈裂實(shí)驗(yàn),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(jī)理。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明:C/SiC復(fù)合材料在沖擊劈裂實(shí)驗(yàn)過(guò)程中,同一短切碳纖維體積分?jǐn)?shù)下試件的動(dòng)態(tài)抗拉強(qiáng)度隨著沖擊氣壓的增大而增大;短切碳纖維體積分?jǐn)?shù)為16.0%時(shí),材料的抗拉強(qiáng)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?jǐn)?shù)有關(guān)。

短切碳纖維;體積分?jǐn)?shù);陶瓷基復(fù)合材料;動(dòng)態(tài)劈裂拉伸測(cè)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(jì)七八十年代至今,對(duì)陶瓷基復(fù)合材料的力學(xué)及理化性能已進(jìn)行了諸多探索。彭剛等[3]利用纖維增強(qiáng)復(fù)合材料,對(duì)SHPB動(dòng)態(tài)拉伸實(shí)驗(yàn)技術(shù)進(jìn)行了研究,并對(duì)實(shí)驗(yàn)過(guò)程中出現(xiàn)的干擾波加以分析,提出了減少實(shí)驗(yàn)誤差、使實(shí)驗(yàn)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(duì)C/SiC復(fù)合材料的拉伸過(guò)程進(jìn)行了監(jiān)測(cè),認(rèn)為其損傷演化過(guò)程包含無(wú)損、損傷出現(xiàn)、損傷加速3個(gè)階段。梅輝等[5]利用電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)對(duì)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(shí)驗(yàn),發(fā)現(xiàn)隨應(yīng)力的增大,C/SiC復(fù)合材料內(nèi)部損傷達(dá)到45%后,材料將發(fā)生失效。楊成鵬等[6]對(duì)平紋編織C/SiC復(fù)合材料進(jìn)行了單調(diào)拉伸和循環(huán)加卸載實(shí)驗(yàn),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(yàn)機(jī)和SHPB對(duì)二維C/SiC復(fù)合材料進(jìn)行了高應(yīng)變率和高溫下的單軸壓縮力學(xué)實(shí)驗(yàn),發(fā)現(xiàn)當(dāng)實(shí)驗(yàn)溫度高于1 073 K時(shí),二維C/SiC復(fù)合材料的壓縮強(qiáng)度對(duì)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(duì)C/SiC復(fù)合材料進(jìn)行了SHPB動(dòng)態(tài)單軸抗壓實(shí)驗(yàn),發(fā)現(xiàn)C/SiC復(fù)合材料的單軸抗壓強(qiáng)度具有明顯的應(yīng)變率效應(yīng)。目前,對(duì)C/SiC復(fù)合材料的力學(xué)性能測(cè)試主要集中于靜態(tài)力學(xué)方面,對(duì)其動(dòng)態(tài)壓縮力學(xué)性能、特別是動(dòng)態(tài)巴西圓盤劈裂拉伸實(shí)驗(yàn)的研究較少。短切碳纖維作為C/SiC復(fù)合材料的一種增強(qiáng)纖維,因?yàn)槠渖a(chǎn)技術(shù)及工藝較簡(jiǎn)單,受到了越來(lái)越多的關(guān)注。本文中,選用短切碳纖維作為纖維增強(qiáng)材料,利用SHPB裝置對(duì)短切碳纖維C/SiC陶瓷基復(fù)合材料進(jìn)行動(dòng)態(tài)劈裂拉伸力學(xué)實(shí)驗(yàn),并利用掃描電子顯微鏡對(duì)C/SiC復(fù)合材料試件的破壞界面進(jìn)行掃描,分析C/SiC陶瓷基復(fù)合材料巴西圓盤實(shí)驗(yàn)后的動(dòng)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(dòng)態(tài)劈裂實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)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(guò)程中使用了長(zhǎng)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(shù)脂、二甲苯和無(wú)水乙醇等材料。

1.2 實(shí)驗(yàn)原理及方法

1.2.1 SHPB動(dòng)態(tài)劈裂實(shí)驗(yàn)基本原理

C/SiC陶瓷基復(fù)合材料是一種脆性材料。在測(cè)試脆性材料的拉伸力學(xué)性能方面,巴西實(shí)驗(yàn)由于試樣制作簡(jiǎn)單、加載方便、理論成熟等優(yōu)點(diǎn)而為許多學(xué)者所接受。巴西實(shí)驗(yàn)是一種抗拉強(qiáng)度的間接測(cè)試方法,該方法基于Griffith強(qiáng)度準(zhǔn)則,認(rèn)為試樣在中心處首先滿足破裂條件[10],中心裂紋不斷擴(kuò)展最終導(dǎo)致整個(gè)試樣劈裂成兩半。由彈性理論可知,巴西圓盤試樣在準(zhǔn)靜態(tài)對(duì)徑壓縮下,如圖1所示,試樣加載直徑上(施力點(diǎn)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(diǎn)到微單元點(diǎn)的距離。試樣的拉伸強(qiáng)度可將實(shí)驗(yàn)中測(cè)得的最大載荷代入式(1)中的第2式計(jì)算得到。

當(dāng)高壓氮?dú)獯偈棺矒糇訌椧砸欢ǖ乃俣葲_撞入射桿時(shí),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(dá)入射桿的桿件端部時(shí),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(guò)試樣的脈沖達(dá)到透射桿后則產(chǎn)生透射波εt(t)。通過(guò)應(yīng)變片記錄下桿件上的應(yīng)力脈沖。

根據(jù)SHPB實(shí)驗(yàn)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(jì)算試件承受的徑向作用荷載P(t)、試件的應(yīng)變?chǔ)?t)和平均應(yīng)變率等動(dòng)態(tài)力學(xué)數(shù)據(jù),即:

圖1 巴西圓盤對(duì)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(zhǎng)度;t為應(yīng)力波持續(xù)時(shí)間。

在材料的動(dòng)態(tài)劈裂實(shí)驗(yàn)中,當(dāng)所測(cè)試件的內(nèi)部應(yīng)力狀態(tài)趨于穩(wěn)定,則試件的動(dòng)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(dòng)態(tài)劈裂拉伸實(shí)驗(yàn)中試件的動(dòng)態(tài)拉伸應(yīng)力σdt(t)可采用彈性力學(xué)方法計(jì)算:

式中:B為試件的厚度。

當(dāng)C/SiC陶瓷基復(fù)合材料試件因?yàn)閯?dòng)態(tài)劈裂破壞時(shí),透射波的幅值也將達(dá)到最大,此時(shí),與之相對(duì)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(dòng)態(tài)拉伸應(yīng)力強(qiáng)度σdt。

1.2.2 實(shí)驗(yàn)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(duì)3種短切碳纖維體積分?jǐn)?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(jìn)行不同加載速率下的動(dòng)態(tài)沖擊劈裂實(shí)驗(yàn),每組實(shí)驗(yàn)重復(fù)3次。實(shí)驗(yàn)時(shí)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(shí)調(diào)整入射桿、透射桿,使試件放在中間時(shí)能使三者軸線位于同一水平面[12],如圖2所示。針對(duì)實(shí)驗(yàn)加載過(guò)程中C/SiC陶瓷基復(fù)合材料試件內(nèi)部應(yīng)力均勻性問(wèn)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(duì)入射脈沖進(jìn)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(dòng)態(tài)拉伸實(shí)驗(yàn)試樣兩端動(dòng)態(tài)強(qiáng)度與時(shí)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(shuō)明試樣兩端的應(yīng)力已達(dá)到平衡。所有實(shí)驗(yàn)試樣都經(jīng)證實(shí)達(dá)到動(dòng)態(tài)應(yīng)力平衡。

圖2 動(dòng)態(tài)劈裂實(shí)驗(yàn)試件安裝方式Fig.2 Specimen installation mode in dynamic splitting tests

圖3 SHPB劈裂拉伸實(shí)驗(yàn)應(yīng)力波形Fig.3 Stress waves in SHPB tensile test

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

1.3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

采用上述SHPB裝置,對(duì)不同短切碳纖維體積分?jǐn)?shù)的C/SiC復(fù)合材料試件,進(jìn)行不同應(yīng)變率下的動(dòng)態(tài)劈裂實(shí)驗(yàn)。短切碳纖維體積分?jǐn)?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(shí)驗(yàn)的有效性條件[13]。當(dāng)氣壓較低時(shí),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?jǐn)?shù)下,隨著沖擊氣壓的增大,短切碳纖維增強(qiáng)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?jǐn)?shù)為24.8%的C/SiC復(fù)合材料試件動(dòng)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?jǐn)?shù)下典型應(yīng)力時(shí)程曲線Fig.6 Typical stress-time curves at different short cut carbon fiber volume fractions

圖7 動(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)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(qiáng)度下典型應(yīng)力時(shí)程曲線Fig.8 Typical stress-time curves at different impact pressures

圖9 動(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)度與短切碳纖維體積分?jǐn)?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(shí)驗(yàn)的動(dòng)態(tài)應(yīng)力時(shí)程曲線趨勢(shì)相似,特當(dāng)短切碳纖維體積分?jǐn)?shù)分別為16.0%、21.0%和24.8%時(shí),取一組,將C/SiC復(fù)合材料在不同加載氣壓下的典型動(dòng)態(tài)應(yīng)力時(shí)程曲線列出,見(jiàn)圖6。將含有短切碳纖維的C/SiC復(fù)合材料的動(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)度和沖擊氣壓數(shù)據(jù)列出,見(jiàn)圖7。

從圖6～7可以發(fā)現(xiàn),短切碳纖維體積分?jǐn)?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(dāng)沖擊氣壓為0.40 MPa時(shí),短切碳纖維體積分?jǐn)?shù)為24.8%的C/SiC復(fù)合材料峰值應(yīng)力超過(guò)24 MPa,而短切碳纖維體積分?jǐn)?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(dá)到峰值應(yīng)力的時(shí)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(lái)不及開(kāi)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(lái)越明顯,從而試樣的拉伸強(qiáng)度隨之增大,且達(dá)到峰值時(shí)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?jǐn)?shù)的變化會(huì)影響C/SiC復(fù)合材料的動(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)度,且當(dāng)短切碳纖維體積分?jǐn)?shù)為16.0%時(shí),C/SiC復(fù)合材料在各種沖擊氣壓下的動(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)度都是最低的。

為確定合理的短切碳纖維體積分?jǐn)?shù),對(duì)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(dòng)態(tài)劈裂力學(xué)特性。實(shí)驗(yàn)中每一種沖擊氣壓下各取了一組短切碳纖維體積分?jǐn)?shù)不同的SiC陶瓷基復(fù)合材料的典型動(dòng)態(tài)應(yīng)力時(shí)程曲線,見(jiàn)圖8。圖8表明,當(dāng)沖擊氣壓一定時(shí),短切碳纖維體積分?jǐn)?shù)為24.8%的C/SiC復(fù)合材料的動(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)度較高,短切碳纖維體積分?jǐn)?shù)為21%的試件的動(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)度其次,短切碳纖維體積分?jǐn)?shù)為16.0%的試件的動(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)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(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)度與短切碳纖維體積分?jǐn)?shù)數(shù)據(jù)列出,見(jiàn)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(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)度與短切碳纖維的體積分?jǐn)?shù)有關(guān):以沖擊氣壓為0.18 MPa時(shí)為例,短切碳纖維體積分?jǐn)?shù)為16.0%的C/SiC復(fù)合材料的動(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)度介于20～22 MPa,短切碳纖維體積分?jǐn)?shù)為21.0%的C/SiC復(fù)合材料的動(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)度介于22～24 MPa,短切碳纖維體積分?jǐn)?shù)為24.8%的C/SiC復(fù)合材料的動(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)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(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)度隨短切碳纖維體積分?jǐn)?shù)的提高而升高的變化趨勢(shì)。

2 破壞斷口的微觀結(jié)構(gòu)分析

通過(guò)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(jiàn)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?jǐn)?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(dāng)短切碳纖維體積分?jǐn)?shù)為16.0%時(shí),短切碳纖維在圖片范圍內(nèi)的分布均勻性較差;當(dāng)短切碳纖維體積分?jǐn)?shù)增大到24.8%時(shí),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?jǐn)?shù)為16.0%時(shí)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(méi)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(yán)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?jǐn)?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?jǐn)?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?jǐn)?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?jǐn)?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(shí),纖維拔出與纖維斷裂的面積比β約為1/2,其動(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)度約為21.0 MPa;沖擊氣壓為0.25 MPa時(shí),纖維拔出與纖維斷裂的面積比約為2/3,其動(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)度約為24.0 MPa;沖擊氣壓為0.40 MPa時(shí),纖維拔出與纖維斷裂的面積比約為4/5,其動(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)度約為26.5 MPa;纖維拔出與動(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)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(jī)制。

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

3 結(jié) 論

針對(duì)摻有不同體積分?jǐn)?shù)的短切碳纖維的C/SiC陶瓷基復(fù)合材料,利用SHPB實(shí)驗(yàn)裝置進(jìn)行了動(dòng)態(tài)劈裂拉伸實(shí)驗(yàn),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?jǐn)?shù)一定時(shí),含有短切碳纖維的C/SiC復(fù)合材料的動(dòng)態(tài)拉伸應(yīng)力隨沖擊氣壓的增大而提高,且達(dá)到峰值應(yīng)力的時(shí)間也逐漸縮短,表現(xiàn)出一定的敏感性特征。當(dāng)沖擊氣壓一定時(shí),短切碳纖維體積分?jǐn)?shù)為24.8%的C/SiC試件的動(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)度較高,其次是短切碳纖維體積分?jǐn)?shù)為21.0%的試件,短切碳纖維體積分?jǐn)?shù)為16.0%的試件動(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)度則最低。

(2)隨著短切碳纖維體積分?jǐn)?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(dāng)短切碳纖維體積分?jǐn)?shù)為16.0%時(shí),試件斷口表面的均勻性明顯很差;當(dāng)短切碳纖維體積分?jǐn)?shù)增加到24.8%時(shí),短切碳纖維的在分布圖片范圍內(nèi)比較均勻。

(3)通過(guò)掃描電子顯微鏡觀察,得出當(dāng)短切碳纖維體積分?jǐn)?shù)為16.0%時(shí),試件的動(dòng)態(tài)劈裂強(qiáng)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(zhǎng)度均與短切碳纖維體積分?jǐn)?shù)有關(guān),且纖維拔出與動(dòng)態(tài)拉伸強(qiáng)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(guó)標(biāo)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(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51374012);高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專項(xiàng)科研基金項(xiàng)目(20123415110001)

徐 穎(1965— ),男,博士,教授,博士生導(dǎo)師;

:邵彬彬,shao_aust@163.com。