基于細(xì)觀力學(xué)有限元法的碳纖維增強(qiáng)鋁合金復(fù)合材料橫向拉伸行為研究

田 亮，王振軍，周金秋，蔡長春，徐志鋒，余 歡

(南昌航空大學(xué) 航空制造工程學(xué)院，南昌 330063)

0 引言

連續(xù)碳纖維增強(qiáng)鋁合金復(fù)合材料(CF/Al 復(fù)合材料)充分發(fā)揮碳纖維高強(qiáng)度、高模量和鋁合金基體高韌性的特點，具有密度低、比強(qiáng)度和比模量高以及熱膨脹系數(shù)低等優(yōu)良的綜合性能[1]。相比樹脂基復(fù)合材料，CF/Al 復(fù)合材料具有優(yōu)良的熱穩(wěn)定性和熱持久強(qiáng)度，且抗老化和導(dǎo)熱導(dǎo)電性能優(yōu)勢明顯；密度遠(yuǎn)低于鈦合金，且具有良好的抗蠕變、抗疲勞性能和熱尺寸穩(wěn)定性[2-3]。因此，CF/Al 復(fù)合材料在航空航天領(lǐng)域作為鈦合金和樹脂基復(fù)合材料等傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)材料的有力競爭者和替代者而備受國內(nèi)外研究者重視[4-5]。多年來，世界知名的航空發(fā)動機(jī)設(shè)計與制造商對連續(xù)碳纖維增強(qiáng)金屬基復(fù)合材料在航空發(fā)動機(jī)上的應(yīng)用做了廣泛探索和研究，其中連續(xù)碳纖維增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料被認(rèn)為最有潛力應(yīng)用于航空渦扇發(fā)動機(jī)冷端部件結(jié)構(gòu)[6]?，F(xiàn)階段，關(guān)于碳纖維增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料的研究集中在制備方法、成形工藝、界面組織及性能以及熱殘余應(yīng)力等方面[7-12]，而關(guān)于碳纖維增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料斷裂力學(xué)行為與失效機(jī)理的研究并不多。深入掌握CF/Al復(fù)合材料彈塑性變形力學(xué)特點，并從細(xì)觀層次揭示基體和增強(qiáng)體以及界面的損傷和失效過程對復(fù)合材料在宏觀斷裂行為上的影響機(jī)理，不但是開展CF/Al復(fù)合材料制備和性能設(shè)計的前提，也是其材料使用過程中失效和破壞行為分析的理論依據(jù)。但復(fù)合材料復(fù)雜的微觀結(jié)構(gòu)特點使得其變形力學(xué)行為和斷裂失效機(jī)理不同于金屬材料[13-14]。

目前，如何從細(xì)觀層次掌握CF/Al復(fù)合材料微觀結(jié)構(gòu)及界面損傷演化規(guī)律，進(jìn)而揭示CF/Al復(fù)合材料斷裂與失效的內(nèi)在機(jī)制，已成為當(dāng)前急需解決的關(guān)鍵問題。

CF/Al復(fù)合材料基體性能和界面性能均不同于傳統(tǒng)的聚合物基復(fù)合材料，其細(xì)觀力學(xué)有限元模擬研究的較少。僅采用試驗手段無法深刻揭示微觀結(jié)構(gòu)損傷對鋁基復(fù)合材料宏觀斷裂行為的影響。本研究針對連續(xù)CF/Al復(fù)合材料橫向拉伸斷裂力學(xué)行為問題，通過建立適當(dāng)?shù)募?xì)觀力學(xué)單胞有限元模型，采用試驗與數(shù)值模擬結(jié)合的方法，研究CF/Al復(fù)合材料橫向拉伸中基體合金和界面損傷與失效對其宏觀斷裂力學(xué)行為的影響，探索從微觀尺度層次分析和揭示CF/Al復(fù)合材料橫向拉伸時的斷裂與失效機(jī)理。

1 試驗材料與方法

以碳纖維M40J為增強(qiáng)體、鑄造鋁合金ZL301為基體制備CF/Al復(fù)合材料。ZL301化學(xué)成分見表1，M40J和ZL301基本性能見表2。

表1 鋁合金ZL301化學(xué)成分 (質(zhì)量分?jǐn)?shù) /%)Table 1 Chemical component of aluminum alloy ZL301 (mass fraction /%)

表2 碳纖維M40J和鋁合金ZL301力學(xué)性能參數(shù)Table 2 Mechanical parameters of carbon fiber M40J and aluminum alloy ZL301

將單向碳纖維布沿著纖維方向平鋪，鋪層到一定厚度時，在碳纖維層的上面和下面用提前設(shè)定好尺寸的石墨板加緊，待加緊后單向纖維布的厚度滿足3～5 mm的條件時，用膠帶將石墨板和碳纖維布纏繞加固即得到預(yù)制體。用不銹鋼焊接后封裝預(yù)制體，并用相關(guān)設(shè)備檢驗封裝模具的氣密性，符合要求即可。本試驗中的浸滲溫度為720 ℃，纖維預(yù)熱溫度為560 ℃，采用真空氣壓浸滲工藝[15]制備板狀CF/Al復(fù)合材料，如圖1所示。

按照GB/T1447—2005設(shè)計橫向拉伸試樣尺寸，用電火花線切割機(jī)加工出復(fù)合材料拉伸試樣，如圖2所示。拉伸速率設(shè)定為0.5 mm/min，在INSTRON8801試驗機(jī)上對橫向試樣進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)拉伸并獲得橫向拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線，采用NovaNanoSEM450(美國FEI公司)INCA250X-Max50型掃描電鏡觀察拉伸試樣斷口形貌；利用有限元仿真軟件ABAQUS建立細(xì)觀力學(xué)的RVE模型，對CF/Al復(fù)合材料橫向準(zhǔn)靜態(tài)拉伸過程進(jìn)行數(shù)值模擬。通過試驗和模擬結(jié)果的對比，分析CF/Al復(fù)合材料橫向拉伸變形力學(xué)行為及其失效機(jī)理。

圖1 CF/Al 復(fù)合材料板材Fig.1 CF/Al composite plate

圖2 CF/Al 復(fù)合材料橫向拉伸式樣Fig.2 Transverse tensile sample of CF/Al composite

2 單胞RVE有限元建模

單胞RVE建模包括單胞尺寸的確定、單胞周期性邊界條件施加、橫向位移載荷施加等。通過試驗測得碳纖維增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料中碳纖維體積分?jǐn)?shù)為55%，碳纖維單絲直徑為6 μm，RVE橫截面邊長公式定義為：

(1)

式中，r和L分別為碳纖維M40J的單絲半徑和RVE的橫截面邊長。由式(1)計算得到RVE橫截面邊長為10.137 μm，所建立的RVE三維模型如圖3所示。

圖3 RVE三維模型圖Fig.3 Three-dimensional model of RVE

考慮到本試驗從細(xì)觀力學(xué)角度分析復(fù)合材料橫向斷裂，且該RVE模型網(wǎng)格劃分較多，因此仿真模擬采用簡化后的均勻化邊界條件，如圖4所示，即為相鄰3個面在對應(yīng)方向上的位移為零，沿著y軸正方向施加位移載荷。在施加簡化后的均勻后邊界條件后，沿著RVE橫向，兩相對平行的面，一面固定，另一面施加單方向位移載荷。針對CF/Al復(fù)合材料橫向準(zhǔn)靜態(tài)拉伸變形，有限元建模中基體初始損傷準(zhǔn)則采用延性金屬(DUCTILE DEMAGE)損傷本構(gòu)，設(shè)置失效應(yīng)變、應(yīng)力三軸度、應(yīng)變速率3項參數(shù)；損傷演化準(zhǔn)則采用基于位移的線性損傷演化本構(gòu)關(guān)系，根據(jù)界面結(jié)合強(qiáng)度試驗結(jié)果[16]，設(shè)定損傷失效位移取值為0.009 mm。

圖4 簡化后的均勻化邊界條件Fig.4 Simplified homogenization boundary conditions

碳纖維增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料在制備過程中會有不同程度的界面反應(yīng)，主要生成脆性相Al4C3化合物，實際的界面是一種過渡層，有限元模擬中建立的RVE模型界厚度為零，通過在ABAQUS interaction中添加 COHESIVE BEHAVIOR和COHESIVE DEMAGE來控制界面破壞失效過程；內(nèi)聚力法則中根據(jù)縱向拉伸試樣和橫向拉伸試樣界面結(jié)合強(qiáng)度試驗結(jié)果[16]，設(shè)定界面法向強(qiáng)度為15.5 MPa，2個剪切應(yīng)力閾值為8.9 MPa。內(nèi)聚力界面損傷化則采用基于能量的雙線性損傷演化本構(gòu)如圖5所示，其中損傷斷裂能取值為0.75 J/m。

圖5 界面損傷的雙線性本構(gòu)關(guān)系Fig.5 Bilinear constitutive of interface damage

3 結(jié)果與討論

3.1 橫向拉伸力學(xué)行為的分析

采用所建立的細(xì)觀力學(xué)RVE有限元模型，計算獲得了CF/Al復(fù)合材料橫向拉伸彈性模量和極限強(qiáng)度，其與試驗結(jié)果的對比如表3所示?？梢钥闯?，與試驗獲得力學(xué)性能參數(shù)相比，橫向拉伸彈性模量和極限強(qiáng)度的計算誤差均在可接受范圍內(nèi)，這說明所建立的細(xì)觀力學(xué)單胞有限元模型可以較好地反映CF/Al復(fù)合材料橫向拉伸變形力學(xué)行為。

表3 橫向拉伸力學(xué)性能試驗和模擬結(jié)果對比Table 3 Comparison of Transverse tensile mechanical properties between experiment and simulation

從細(xì)觀力學(xué)方面分析，實際制備的復(fù)合材料中界面是一個過渡層，如圖6所示，F(xiàn)表示外力場，1表示基體層，2表示基體表面層，3表示相互滲透區(qū)(即界面反應(yīng)物)、4表示纖維表面層、5表示纖維層。因此可見，界面實際上不是一種單一的均質(zhì)的物質(zhì)。而且在鑄態(tài)CF/Al復(fù)合材料的基體鋁合金中存在微觀孔洞缺陷，而在有限元仿真分析中，假定界面層是一種均質(zhì)的，各向同性材料，而且基體合金是沒有缺陷的。由此可知試樣橫向拉伸試驗結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果之間必然存在不同程度的差異，彈性模量和拉伸強(qiáng)度之間誤差較小，但由于基體中微觀制備缺陷的存在導(dǎo)致復(fù)合材料實際的橫向拉伸斷裂應(yīng)變小于模擬值。

圖6 界面構(gòu)層結(jié)構(gòu)Fig.6 Construction of interface layer

3.2 細(xì)觀損傷演變與失效分析

由RVE模型對橫向拉伸數(shù)值模擬得到復(fù)合材料內(nèi)部細(xì)觀結(jié)構(gòu)的損傷演變與失效情況如圖7、圖8所示?？梢钥闯觯瑥?fù)合材料橫向拉伸中基體和界面的損傷與失效過程總體情況為：加載開始，完整的界面損傷開始；隨著加載的持續(xù)，界面損傷積累；當(dāng)界面損傷積累到一定程度，界面脫粘失效；隨后完整的基體損傷開始，當(dāng)基體中的損傷積累到一定程度，基體合金開裂失效，并最終導(dǎo)致復(fù)合材料宏觀斷裂失效。

由圖7可見：橫向拉伸初始階段復(fù)合材料界面結(jié)合良好，沒有損傷產(chǎn)生，如圖7a中藍(lán)色部分代表沒有損傷的界面；隨著橫向拉伸變形量增大，界面開始產(chǎn)生損傷，然后隨變形量增加，界面受到的損傷逐漸積累，原為藍(lán)色的界面逐漸變化成圖7b中的綠色、橙色等；隨著界面損傷的積累和發(fā)展，當(dāng)界面損傷到一定程度后界面發(fā)生局部失效，即圖7c中的紅色部分代表失效。

由圖8可見：在橫向拉伸過程的初期階段，復(fù)合材料基體合金是完整無損傷的，如圖8a中藍(lán)色代表基體、灰色代表纖維；隨著變形量增大，由于界面先后發(fā)生損傷和失效現(xiàn)象，界面附近的基體合金開始發(fā)生損傷，然后基體合金的損傷程度逐漸增大，如圖8b的藍(lán)色基體中局部出現(xiàn)了綠色部分；隨著基體合金損傷演化和積累，當(dāng)損傷達(dá)到一定程度后，靠近界面的基體合金開始失效，RVE中的基體合金局部發(fā)生了失效，即圖8c藍(lán)色基體中出現(xiàn)了不同的顏色帶，顏色越深表明基體損傷越嚴(yán)重，紅色則代表失效。

圖7 界面的損傷與失效Fig.7 Damage and failure of interface

圖8 基體的損傷與失效Fig.8 Damage and failure of matrix alloy

對比圖9中CF/Al復(fù)合材料橫向拉伸有限元數(shù)值模擬結(jié)果的應(yīng)力-應(yīng)變曲線和圖7、圖8中界面、基體的損傷失效過程，可以發(fā)現(xiàn)：在應(yīng)變大約為0.0659%時，界面開始發(fā)生局部的損傷，此時與圖7b的情況吻合較好；隨后隨著損傷積累到一定程度，界面局部區(qū)域發(fā)生失效，此時此局部區(qū)域的損傷因子為1，如圖7c所示；在應(yīng)變達(dá)到0.093%，基體合金損傷剛開始，和圖8b情況相一致；當(dāng)橫向拉伸應(yīng)變達(dá)到0.244%時，基體合金局部區(qū)域開始發(fā)生失效，此區(qū)域的損傷因子為1，這和圖8c所示情況相對應(yīng)。

對比圖7、圖8中界面和基體的損傷失效過程以及圖10試樣橫向拉伸斷裂斷口形貌分析可知，在橫向拉伸的過程中，隨著載荷的增加，復(fù)合材料內(nèi)部開始損傷，一直到損傷積累到一定程度材料發(fā)生破壞。而且斷口形貌中，碳纖維表面很光滑，沒有太多的碎屑界面物質(zhì)，而且由脫離的纖維在基體中留下的光滑平整痕跡可以看出來界面相的強(qiáng)度是低于基體合金強(qiáng)度的。因此，由圖9中試驗結(jié)果和數(shù)值模擬對比發(fā)現(xiàn)，隨著界面損傷的積累，界面先發(fā)生脫粘破壞，而后界面裂紋延伸至基體合金內(nèi)部，基體合金中損傷積累直至發(fā)生破壞，此時會引起復(fù)合材料的整體破壞，試驗觀察結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果能夠相互對應(yīng)驗證。

圖9 試驗和模擬橫向拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線對比Fig.9 Comparison of stress-strain curves obtained from experiment and simulation

4 結(jié)論

1)針對單向連續(xù)CF/Al復(fù)合材料，試驗測試了其橫向拉伸力學(xué)性能，并通過對基體合金和界面損傷和失效行為的處理，建立了復(fù)合材料橫向拉伸變形的細(xì)觀力學(xué)單胞有限元模型。

圖10 拉伸斷口形貌Fig.10 Tensile fracture morphology

2)通過細(xì)觀力學(xué)有限元模擬計算獲得了復(fù)合材料橫向拉伸時的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，與試驗值相比，橫向拉伸彈性模量計算誤差為0.12%，極限強(qiáng)度計算誤差為0.244%，均在可接受范圍內(nèi)。

3)CF/Al復(fù)合材料橫向拉伸先后發(fā)生界面損傷、界面脫粘和基體鋁合金損傷與失效現(xiàn)象，界面損傷脫粘后引起基體合金開裂，是導(dǎo)致復(fù)合材料橫向拉伸破壞失效的微觀機(jī)理。

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