金屬基復(fù)合材料力學(xué)性能研究進(jìn)展

巢 青，孫劍芬，孫志剛，宋迎東

（1.中航機(jī)電系統(tǒng)有限公司，北京100028；2.南京航空航天大學(xué)能源與動(dòng)力學(xué)院，南京210016）

0 引言

在21世紀(jì)，航空航天技術(shù)飛速發(fā)展，航空航天活動(dòng)越來(lái)越頻繁，一方面，極大地促進(jìn)了航空航天材料的發(fā)展，另一方面，也對(duì)航空航天材料的結(jié)構(gòu)輕量化、高比強(qiáng)度、高比剛度等優(yōu)良性能提出了更高的要求[1-3]。然而，目前航空發(fā)動(dòng)機(jī)使用的主要材料——鎳合金和鈦合金，在現(xiàn)有條件下的使用性能已接近極限，雖能進(jìn)一步提升使用潛力，但提升空間非常有限，不能使航空發(fā)動(dòng)機(jī)性能產(chǎn)生質(zhì)的飛躍，不能滿(mǎn)足未來(lái)發(fā)動(dòng)機(jī)更加嚴(yán)苛的使用要求，因此必須尋求更加先進(jìn)的材料才能滿(mǎn)足發(fā)動(dòng)機(jī)的設(shè)計(jì)需要。相對(duì)于金屬、陶瓷等傳統(tǒng)材料，金屬基復(fù)合材料（Metal Matrix Com-posites，MMCs）作為1種新型材料，綜合了金屬材料良好的韌性、高強(qiáng)度和陶瓷材料的耐高溫性、高硬度等優(yōu)良性能，避免了金屬材料低硬度、高質(zhì)量的缺陷和陶瓷材料脆性大的不足，具有高比強(qiáng)度、高比剛度和較高的抗疲勞性能，已逐漸成為航空、航天等高精尖技術(shù)領(lǐng)域的理想材料[4-8]。早在20世紀(jì)80年代初期，美國(guó)懷特實(shí)驗(yàn)室及美國(guó)空軍就將連續(xù)SiC纖維增強(qiáng)鈦基復(fù)合材料（Titanium Matrix Composites，TMCs）應(yīng)用于宇航飛機(jī)和先進(jìn)戰(zhàn)斗機(jī)的渦輪部件[9]，例如，將金屬?gòu)?fù)合材料用于F-16戰(zhàn)斗機(jī)的腹鰭，代替了原有的2214鋁合金蒙皮，剛度提高50%，使壽命由原來(lái)的數(shù)百小時(shí)提高到設(shè)計(jì)的全壽命為8000 h，壽命提高幅度達(dá)17倍。洛克希德·馬丁公司將DWA復(fù)合材料公司生產(chǎn)的25%SiCp/6061Al復(fù)合材料用作飛機(jī)上承放電子設(shè)備的支架。在80年代后期，GEAE公司制造了碳化硅纖維鈦基復(fù)合材料風(fēng)扇葉片，并進(jìn)行了發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)驗(yàn)證[10]。與傳統(tǒng)的合金材料葉片相比，TMCs轉(zhuǎn)子葉片可以在同等厚度或質(zhì)量的前提下獲得更高的葉片剛度，擴(kuò)大葉片性能的可調(diào)范圍，并可以通過(guò)改變?nèi)~片共振頻率來(lái)提高葉片可靠性。通過(guò)對(duì)TMCs轉(zhuǎn)子葉片進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)驗(yàn)證，發(fā)現(xiàn)可以使航空發(fā)動(dòng)機(jī)壓氣機(jī)質(zhì)量減輕40%左右。90代初期，AADC公司設(shè)計(jì)了TMCs整體葉環(huán)，并將其用于航空發(fā)動(dòng)機(jī)的4級(jí)壓氣機(jī)，極大地減輕了壓氣機(jī)轉(zhuǎn)子和整體發(fā)動(dòng)機(jī)質(zhì)量，成功降低發(fā)動(dòng)機(jī)耗油率[11]。隨著金屬基復(fù)合材料在航空器上使用率的提高，對(duì)金屬基復(fù)合材料力學(xué)性能的研究顯得尤為重要。

金屬基復(fù)合材料主要應(yīng)用于航空發(fā)動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)子部件，承受著離心載荷和氣動(dòng)載荷的共同作用，長(zhǎng)期處于復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)。當(dāng)金屬基復(fù)合材料受到應(yīng)力載荷作用時(shí)，由于金屬基體的塑性，金屬合金基體易發(fā)生塑性流動(dòng)，強(qiáng)度較低的纖維發(fā)生斷裂失效而導(dǎo)致復(fù)合材料軸向力學(xué)性能降低。纖維/基體界面易發(fā)生滑脫而喪失傳遞載荷的能力。當(dāng)載荷方向與纖維軸向呈一定角度或者材料受到循環(huán)疲勞載荷時(shí)，其損傷失效形式更為復(fù)雜，材料性能將受到較大影響。因此，有必要了解金屬基復(fù)合材料靜態(tài)拉伸及疲勞力學(xué)性能的研究進(jìn)展。界面作為連接纖維和基體的紐帶，在金屬基復(fù)合材料中起到傳遞載荷的作用。界面的結(jié)合狀態(tài)直接決定了金屬基復(fù)合材料性能的好壞。當(dāng)界面黏結(jié)力過(guò)大時(shí)，無(wú)法有效調(diào)節(jié)應(yīng)力分布，MMCs易發(fā)生脆性斷裂破壞；而當(dāng)界面黏結(jié)力較小時(shí)，界面易發(fā)生脫黏失效，喪失傳遞載荷的能力[12]。界面的摩擦性能（即界面剪應(yīng)力）也影響材料的最終強(qiáng)度。當(dāng)受到靜態(tài)載荷或疲勞載荷作用時(shí)，載荷依靠界面上的摩擦力從纖維傳遞到基體。通過(guò)界面摩擦可進(jìn)一步耗散外界的能量，提高材料的韌性。因此，深入了解TMCs的界面研究現(xiàn)狀可以為金屬基復(fù)合材料的后續(xù)研究提供一定的參考和方向。

綜上所述，金屬基復(fù)合材料疲勞力學(xué)性能是現(xiàn)在研究的主要方向，通過(guò)對(duì)金屬基復(fù)合材料力學(xué)性能的研究，給進(jìn)一步研究材料性能提供更多的參考和依據(jù)。同時(shí)，建立合理的界面模型對(duì)模擬結(jié)果也有著舉足輕重的作用。

1 金屬基復(fù)合材料靜態(tài)拉伸失效研究現(xiàn)狀

在金屬基復(fù)合材料中，纖維是主要承載部件，基體起保護(hù)和固定纖維的作用，僅能承擔(dān)少量載荷。由于金屬基體材料的延展性，當(dāng)受到靜態(tài)載荷作用時(shí)，基體將發(fā)生塑性屈服。在制備復(fù)合材料過(guò)程中，纖維強(qiáng)度存在較大分散性，不僅是不同的纖維強(qiáng)度有所區(qū)別，甚至是同一根纖維的不同位置強(qiáng)度也有所不同。當(dāng)金屬基復(fù)合材料受到應(yīng)力作用時(shí)，強(qiáng)度較低的纖維率先失效，引起失效纖維周?chē)^大的應(yīng)力集中現(xiàn)象，進(jìn)而導(dǎo)致界面發(fā)生滑移和脫黏。如果繼續(xù)增大應(yīng)力，多種損傷機(jī)制同時(shí)發(fā)生，材料損傷累積到一定程度后瞬間發(fā)生斷裂失效。目前國(guó)內(nèi)外主要通過(guò)理論計(jì)算和試驗(yàn)等方法對(duì)于金屬基復(fù)合材料靜態(tài)拉伸失效過(guò)程進(jìn)行研究。在已經(jīng)發(fā)表的文獻(xiàn)中，對(duì)于金屬基復(fù)合材料力學(xué)性能所進(jìn)行的大多數(shù)研究主要采用3類(lèi)方法：宏觀力學(xué)分析方法、細(xì)觀力學(xué)分析方法以及宏-細(xì)觀統(tǒng)一分析方法。同時(shí)也通過(guò)纖維拔出等一系列試驗(yàn)對(duì)復(fù)合材料的界面強(qiáng)度及拉伸強(qiáng)度進(jìn)行了詳細(xì)研究。

R.L.Smith[13]于1980年采用局部載荷分擔(dān)模型（Local Load Shearing，LLS模型）分析纖維增強(qiáng)復(fù)合材料的概率失效行為。認(rèn)為應(yīng)力將主要分布到與失效纖維相鄰的幾根纖維中，距離較遠(yuǎn)的纖維幾乎不受影響，結(jié)合蒙特卡洛方法推導(dǎo)出復(fù)合材料強(qiáng)度預(yù)測(cè)公式。W.A.Curtin[14]于1992年提出了預(yù)測(cè)復(fù)合材料拉伸強(qiáng)度的全局載荷分擔(dān)模型（Global Load Shearing，GLS模型）。如圖1所示，其具有代表性的橫截面，該模型假設(shè)斷裂纖維周?chē)鷽](méi)有應(yīng)力集中，纖維斷裂后，其承擔(dān)的載荷被平均分擔(dān)到其他完整纖維上，并首次在預(yù)測(cè)復(fù)合材料拉伸強(qiáng)度過(guò)程中考慮纖維強(qiáng)度的分散性和纖維/基體間的滑移現(xiàn)象。D.B.Gundel等[15]于1997年通過(guò)纖維拔出試驗(yàn)探究了金屬基復(fù)合材料的拉伸強(qiáng)度和界面性能。比較分析了GLS模型和LLS模型，發(fā)現(xiàn)采用LLS模型預(yù)測(cè)的強(qiáng)度值更接近試驗(yàn)結(jié)果，并認(rèn)為復(fù)合材料的最終失效是由纖維大面積失效和局部應(yīng)力集中引起。2種判斷纖維失效概率模型相比，局部載荷分擔(dān)模型得到的結(jié)果更精確。

圖1 金屬基復(fù)合材料的橫截面

在已經(jīng)公開(kāi)的文獻(xiàn)中，大多通過(guò)宏觀力學(xué)方法和細(xì)觀力學(xué)方法來(lái)研究金屬基復(fù)合材料的力學(xué)性能。Sun等[16-17]采用宏觀力學(xué)方法分析復(fù)合材料的非線(xiàn)性力學(xué)行為，假設(shè)復(fù)合材料沿纖維軸向表現(xiàn)出線(xiàn)彈性，采用單參數(shù)流動(dòng)法則來(lái)定義復(fù)合材料的正交各向塑性行為，引入有效應(yīng)力和塑性應(yīng)變?cè)隽?，從而得到正交各向異性?fù)合材料通用的非線(xiàn)性應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，并對(duì)其進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。雖然該方法可以在一定程度上有效地表示復(fù)合材料宏觀本構(gòu)關(guān)系，但是簡(jiǎn)化假設(shè)太多，與復(fù)合材料的實(shí)際細(xì)觀結(jié)構(gòu)差距較大。

Aboudi[18-20]采用細(xì)觀力學(xué)方法研究纖維增強(qiáng)金屬?gòu)?fù)合材料的非彈性響應(yīng)，對(duì)比分析局部應(yīng)力場(chǎng)和平均應(yīng)力場(chǎng)情況下金屬基復(fù)合材料屈服面的產(chǎn)生，結(jié)果表明平均應(yīng)力場(chǎng)方法將產(chǎn)生較大的誤差。提出一種合理的退化模型來(lái)預(yù)測(cè)黏塑性復(fù)合材料的平均力學(xué)行為，該理論被證明具有普適性，可以用來(lái)描述多種復(fù)合材料的非彈性行為。楊大鵬[21]簡(jiǎn)化概括了連續(xù)纖維增強(qiáng)金屬基復(fù)合材料（Fiber Reinforced Metal Matrix Composites，F(xiàn)RMMCs）基礎(chǔ)的5種基本力學(xué)模型，并計(jì)算了其等效材料參數(shù)。在力學(xué)模型的基礎(chǔ)上，分析了連續(xù)纖維MMCs的塑性流動(dòng)行為，建立了金屬基復(fù)合材料的破壞失效模型，并對(duì)MMMCs的力學(xué)性能進(jìn)行評(píng)估。Tomonaga Okab等[22]提出使用彈塑性剪滯模型來(lái)預(yù)測(cè)斷裂纖維周?chē)鷳?yīng)力分布情況。采用蒙特卡洛方法模擬纖維失效過(guò)程，同時(shí)考慮了基體硬化的影響，通過(guò)有限元方法比較了理想彈塑性基體和彈塑性硬化基體的區(qū)別，直觀反映了復(fù)合材料的損傷行為，給出了明確的細(xì)觀應(yīng)力分布表達(dá)式。M.Paley等[23]采用通用單胞模型來(lái)描述復(fù)合材料的周期性分布特征。該模型建立了平均應(yīng)力和應(yīng)變率之間的關(guān)系，能夠較好地分析復(fù)合材料的彈塑性問(wèn)題和復(fù)雜的細(xì)觀結(jié)構(gòu)損傷問(wèn)題，具備較高的計(jì)算精度和計(jì)算效率。Junjie Ye等[24]采用細(xì)觀力學(xué)方法對(duì)纖維增強(qiáng)復(fù)合材料層合板的失效行為進(jìn)行分析。將通用單胞模型與Von-Mises屈服準(zhǔn)則相結(jié)合來(lái)描述復(fù)合材料層合板的非線(xiàn)性力學(xué)行為，引入Tsai-Hill準(zhǔn)則來(lái)預(yù)測(cè)其在軸向和雙軸載荷作用下的失效強(qiáng)度。模擬結(jié)果顯示，熱殘余應(yīng)力對(duì)單向復(fù)合材料層合板失效強(qiáng)度的影響依賴(lài)于纖維的偏軸角度。

宏觀力學(xué)方法和細(xì)觀力學(xué)方法均有一定的不足，不能較好地描述復(fù)合材料復(fù)雜的力學(xué)損傷行為，因此在前人研究的基礎(chǔ)上，雷友鋒[25]將復(fù)合材料細(xì)觀力學(xué)方法和宏觀力學(xué)分析方法結(jié)合起來(lái)，發(fā)展了一套綜合考慮復(fù)合材料的宏觀本構(gòu)與細(xì)觀本構(gòu)的宏-細(xì)觀統(tǒng)一分析方法，一方面考慮了細(xì)觀結(jié)構(gòu)特征對(duì)宏觀性能的影響，另一方面可以同時(shí)獲得復(fù)合材料宏觀和細(xì)觀應(yīng)力、應(yīng)變場(chǎng)。孫志剛[26]發(fā)展了復(fù)合材料高精度宏-細(xì)觀統(tǒng)一本構(gòu)模型并將其推廣到2維情況，提出復(fù)合材料多尺度有限元分析方法。該模型考慮正應(yīng)力和剪應(yīng)力之間的耦合效應(yīng)，可以在較大程度上提高分析精度。Sun Zhigang等[27]基于宏-細(xì)觀統(tǒng)一本構(gòu)模型，將細(xì)觀失效準(zhǔn)則與宏觀折減模型相結(jié)合，通過(guò)參數(shù)化建模采用漸進(jìn)失效分析方法模擬金屬基復(fù)合材料層合板的靜態(tài)拉伸失效過(guò)程，計(jì)算了復(fù)合材料宏觀應(yīng)力，并對(duì)不同偏軸角度層合板的靜態(tài)拉伸失效過(guò)程進(jìn)行對(duì)比討論。

2 金屬基復(fù)合材料疲勞性能研究現(xiàn)狀

德國(guó)科學(xué)基金會(huì)BAM-DLR計(jì)劃對(duì)纖維增強(qiáng)金屬基復(fù)合材料的研究顯示，復(fù)合材料應(yīng)用的主要障礙是復(fù)雜的疲勞損傷問(wèn)題[28]。金屬基復(fù)合材料的疲勞性能和斷裂韌性取決于纖維等增強(qiáng)物與金屬基體的界面結(jié)合狀態(tài)、增強(qiáng)物在金屬基體中的分布情況、金屬和增強(qiáng)物本身的特性等，特別是界面狀態(tài)，最佳的界面結(jié)合狀態(tài)既可有效地傳遞載荷，又能阻止裂紋的擴(kuò)展，提高材料的斷裂韌性[29]。

在國(guó)際上，自20世紀(jì)80年代以來(lái)已經(jīng)開(kāi)展了金屬基復(fù)合材料在靜態(tài)載荷作用下的試驗(yàn)研究，并發(fā)展了一系列理論模型來(lái)預(yù)測(cè)其在靜態(tài)載荷作用下的力學(xué)行為，但是在金屬基復(fù)合材料卸載及疲勞等方面的研究卻很少見(jiàn)。目前的公開(kāi)文獻(xiàn)都是試驗(yàn)研究，缺乏必要的理論模擬。近年來(lái)，國(guó)內(nèi)學(xué)者也開(kāi)展了關(guān)于金屬基復(fù)合材料的宏-細(xì)觀本構(gòu)模型、界面特性和拉伸失效等方面的研究，取得了顯著成效，但與國(guó)際水平相比，仍有很大差距。而關(guān)于金屬基復(fù)合材料疲勞性能和疲勞壽命預(yù)測(cè)等方面的研究，國(guó)內(nèi)尚沒(méi)有公開(kāi)發(fā)表的文獻(xiàn)。

D.P.Walls等[30]通過(guò)纖維拔出試驗(yàn)和SEM（Scanning Electron Microscope）電鏡掃描對(duì)金屬基復(fù)合材料界面疲勞性能進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)隨著循環(huán)數(shù)的增加，金屬基復(fù)合材料界面剪應(yīng)力并不是保持常數(shù)，而是在循環(huán)卸載和重新加載過(guò)程中不斷退化，并且在基體裂紋平面退化最多，從而提出界面剪應(yīng)力線(xiàn)性退化規(guī)律。M.Preus等[31]開(kāi)展了纖維完全斷裂試驗(yàn)，采用高分辨率的X射線(xiàn)應(yīng)變測(cè)量方法來(lái)觀察纖維和基體在不同載荷作用下加、卸載階段的變形過(guò)程。試驗(yàn)觀察到纖維/基體界面的滑移以及卸載過(guò)程中界面的反向滑移現(xiàn)象，并詳細(xì)分析了纖維和基體在不同應(yīng)力水平下裂紋的產(chǎn)生及演化過(guò)程。Abhishek Tevatia等[32]使用修正的剪滯理論，通過(guò)建立短纖維增強(qiáng)金屬基復(fù)合材料的疲勞裂紋擴(kuò)展壽命預(yù)測(cè)的平面模型，預(yù)測(cè)了其疲勞裂紋擴(kuò)展壽命，且其預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)值相吻合。并探究了短纖維體積分?jǐn)?shù)、循環(huán)應(yīng)變硬化指數(shù)和循環(huán)應(yīng)變硬化因子對(duì)疲勞裂紋擴(kuò)展壽命的影響關(guān)系。

通過(guò)對(duì)金屬基復(fù)合材料疲勞性能的研究，發(fā)現(xiàn)了裂紋擴(kuò)展速度、界面脫粘、循環(huán)數(shù)、溫度等因素和疲勞壽命之間的聯(lián)系。C.A.Rodopoulos等[33]結(jié)合細(xì)觀力學(xué)和彈-塑性斷裂力學(xué)對(duì)TMCs的疲勞損傷過(guò)程進(jìn)行分析，推導(dǎo)了界面脫黏和纖維橋聯(lián)與疲勞裂紋擴(kuò)展的關(guān)系，提出預(yù)測(cè)材料疲勞極限、疲勞壽命和斷裂韌性的可行性方法。S.Q.Guo等[34]通過(guò)SiCf/Ti-15-3復(fù)合材料拉-拉疲勞試驗(yàn)，觀察到當(dāng)N≤10時(shí)，由于纖維的大面積失效，卸載模量不斷減小，當(dāng)N＞10時(shí)，卸載模量保持不變。金屬基復(fù)合材料的疲勞失效行為是由基體裂紋擴(kuò)展所引起。N.Legrand等[35]對(duì)SiC/Ti復(fù)合材料開(kāi)展了高溫疲勞試驗(yàn)，得到其疲勞遲滯回線(xiàn)和S-N曲線(xiàn)，發(fā)現(xiàn)金屬基復(fù)合材料的高溫疲勞性能與界面退化規(guī)律密切相關(guān)，纖維的氧化將極大降低其疲勞壽命。Qiang Xu等[39]采用彈塑性?xún)?nèi)聚力界面模型分析了金屬基復(fù)合材料在橫向加、卸載過(guò)程中的變形和失效過(guò)程，認(rèn)為由于基體和界面的塑性流動(dòng)，金屬基復(fù)合材料在卸載過(guò)程中將發(fā)生不可逆變形，其橫向卸載應(yīng)力-應(yīng)變表現(xiàn)為線(xiàn)性關(guān)系，且卸載斜率低于加載時(shí)線(xiàn)彈性段的斜率。王放[36]從纖維增強(qiáng)金屬基復(fù)合材料的熱、機(jī)械靜力和疲勞漸進(jìn)破壞機(jī)理出發(fā)，基于剪滯理論和影響函數(shù)疊加方法，發(fā)展了1套可以用來(lái)分析金屬基復(fù)合材料在熱載荷和機(jī)械載荷共同作用下的強(qiáng)度和疲勞行為的理論方法，并對(duì)金屬基復(fù)合材料在熱/機(jī)械循環(huán)載荷作用下的拉伸強(qiáng)度和疲勞壽命進(jìn)行分析。

在前人的研究基礎(chǔ)上，發(fā)現(xiàn)金屬基復(fù)合材料的疲勞壽命、疲勞裂紋的產(chǎn)生以及演化方式和峰值載荷也有著密切的關(guān)系。G.H.Feng等[37]對(duì)SiCf/Ti-6Al-4V復(fù)合材料的疲勞和斷裂性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，并對(duì)SiCf/Ti-6Al-4V、SCS-6/Ti-6Al-4V 和 SM1140+/Ti-6Al-4V復(fù)合材料的疲勞壽命進(jìn)行比較，得到的結(jié)果為：（1）當(dāng)最大應(yīng)用應(yīng)力較高時(shí)，疲勞損傷主要由纖維斷裂引起，當(dāng)纖維大面積失效后，基體開(kāi)裂、纖維裂紋和基體裂紋相互交錯(cuò)，產(chǎn)生宏觀裂紋擴(kuò)展，其疲勞壽命與最大應(yīng)用應(yīng)力可以采用近似線(xiàn)性關(guān)系來(lái)描述；（2）當(dāng)最大應(yīng)用應(yīng)力為中等時(shí)，疲勞損傷形式表現(xiàn)為基體裂紋的產(chǎn)生和擴(kuò)展；（3）當(dāng)最大應(yīng)用應(yīng)力較低時(shí)，只有部分界面脫黏；（4）在較低應(yīng)用應(yīng)力區(qū)，SiCf/Ti-6Al-4V、SCS-6/Ti-6Al-4V 和 SM1140+/Ti-6Al-4V復(fù)合材料三者的疲勞壽命相當(dāng)；在較高應(yīng)用應(yīng)力區(qū)，SiCf/Ti-6Al-4V復(fù)合材料疲勞壽命明顯低于另外2種復(fù)合材料，且隨著應(yīng)力水平的增加，差別越大。Y.Q.Yang等[38]通過(guò)拉-拉疲勞試驗(yàn)對(duì)室溫下SiCf/Ti-6Al-4V復(fù)合材料疲勞壽命進(jìn)行研究。試驗(yàn)采用力控制加載方式，應(yīng)力比為0.1，加載頻率為10 Hz。試驗(yàn)結(jié)果表明：復(fù)合材料疲勞壽命隨最大應(yīng)用應(yīng)力的增大而降低，并提出在中高壽命范圍內(nèi)及半對(duì)數(shù)坐標(biāo)系下，最大應(yīng)用應(yīng)力與失效循環(huán)數(shù)近似滿(mǎn)足線(xiàn)性關(guān)系Smax/μ=1.381-0.152×lg Nf。

3 金屬基復(fù)合材料界面性能研究現(xiàn)狀

經(jīng)研究發(fā)現(xiàn)，在靜態(tài)載荷和疲勞載荷作用下，金屬基復(fù)合材料界面將發(fā)生滑移和脫黏，不同的界面性能和結(jié)合強(qiáng)度對(duì)金屬基復(fù)合材料靜態(tài)拉伸性能和疲勞斷裂性能都有較大影響。因此，在分析金屬基復(fù)合材料在靜態(tài)載荷和疲勞載荷作用下的力學(xué)性能過(guò)程中，需要重點(diǎn)關(guān)注其界面性能。

D.B.Gundel等[40]采用十字型試樣對(duì)橫向拉伸載荷作用下TMCs界面脫黏行為進(jìn)行試驗(yàn)研究，測(cè)得了平均界面脫黏應(yīng)力。周儲(chǔ)偉等[41]基于內(nèi)聚力模型，推導(dǎo)了1種無(wú)厚的2維平面界面單元，并采用此單元模擬了橫向應(yīng)力作用下復(fù)合材料纖維/基體的界面損傷演化規(guī)律，給出了界面性能參數(shù)的變化對(duì)復(fù)合材料橫向拉伸力學(xué)行為的影響。M.M.Aghdam等[42]采用2維有限元模型分析SiC/Ti-6Al-4V復(fù)合材料橫向拉伸性能，采用生死單元法定義纖維和基體間的界面層，預(yù)測(cè)了f/c和c/m2個(gè)界面層的失效行為。模擬結(jié)果與試驗(yàn)值吻合較好。

Li Jiankang等[43]通過(guò)拉伸測(cè)試試驗(yàn)探究SiC纖維性能對(duì)SiCf/Ti-6Al-4V復(fù)合材料軸向拉伸力學(xué)行為的影響。經(jīng)研究發(fā)現(xiàn)，在復(fù)合材料固化過(guò)程中，纖維的力學(xué)性能將大大降低，在纖維/基體界面涂覆一層C涂層，可以保護(hù)纖維在高溫?zé)岬褥o壓過(guò)程中免受基體鈦合金的侵蝕。根據(jù)試驗(yàn)測(cè)得的纖維強(qiáng)度，采用GLS和LLS模型對(duì)復(fù)合材料強(qiáng)度進(jìn)行預(yù)測(cè)，認(rèn)為GLS模型適用于弱界面，LLS模型適用于強(qiáng)界面。廉英琦[44]針對(duì)弱界面黏結(jié)的纖維增強(qiáng)金屬基復(fù)合材料的力學(xué)性能進(jìn)行研究。采用細(xì)觀力學(xué)有限元法和非線(xiàn)性彈簧元對(duì)弱界面黏結(jié)特性進(jìn)行研究，對(duì)比分析了柔性界面模型（Flexible Interface，F(xiàn)I）、常響應(yīng)界面模型（Constant Compliant Interface，CCI）和漸進(jìn)適應(yīng)界面模型（Evolving Compliant Interface，ECI） 對(duì)材料性能的影響，同時(shí)對(duì)通用單胞模型進(jìn)行改進(jìn)，為金屬基復(fù)合材料疲勞、斷裂及壽命預(yù)測(cè)奠定基礎(chǔ)。

孫志剛等[45]采用非線(xiàn)性彈簧單元來(lái)模擬纖維/基體界面相性能，建立了金屬基復(fù)合材料細(xì)觀力學(xué)模型，并采用有限元法計(jì)算分析了不同界面黏結(jié)強(qiáng)度下的金屬基復(fù)合材料應(yīng)力-應(yīng)變響應(yīng)。從該模型預(yù)測(cè)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)上發(fā)現(xiàn)曲線(xiàn)存在明顯的線(xiàn)性背離轉(zhuǎn)折點(diǎn)，即界面分離的起始點(diǎn)，隨著界面性能變化，應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)存在3個(gè)階段。高希光等[46]結(jié)合通用單胞模型與漸進(jìn)分離界面模型，建立了分析金屬基復(fù)合材料軸向拉伸載荷下的宏觀響應(yīng)模型。該模型不僅有效地縮短了計(jì)算時(shí)間，同時(shí)也具有更高的精度。J.H.Lou等[47]建立2維平面模型探究了界面剪切強(qiáng)度對(duì)SiCf/Ti-6Al-4V復(fù)合材料軸向拉伸強(qiáng)度的影響，采用雙參數(shù)威布爾分布來(lái)描述纖維強(qiáng)度的隨機(jī)性，采用摩擦接觸單元來(lái)描述纖維基體的界面性能，通過(guò)釋放耦合節(jié)點(diǎn)來(lái)模擬界面的脫黏行為，同時(shí)考慮殘余熱應(yīng)力的影響。經(jīng)研究發(fā)現(xiàn)，SiCf/Ti-6Al-4V復(fù)合材料的拉伸強(qiáng)度與不同的界面剪切強(qiáng)度無(wú)關(guān)，但是弱界面黏結(jié)強(qiáng)度有利于避免材料的瞬間脆斷。

一種基于內(nèi)聚力界面模型結(jié)合有限元的分析被廣泛用于研究金屬基復(fù)合材料的界面性能。V.I.Kushch等[48]基于內(nèi)聚力界面模型，采用有限元中的接觸單元分析了纖維增強(qiáng)復(fù)合材料界面的漸進(jìn)脫黏行為，研究了界面裂紋的形成和擴(kuò)展過(guò)程。結(jié)果表明：應(yīng)力強(qiáng)度因子和應(yīng)變能釋放率主要由纖維間的彈性相互作用引起，并且受纖維排布方式的影響。黃劉剛[49]通過(guò)子程序編譯將指數(shù)型內(nèi)聚力模型集成到Abaqus軟件中，模擬復(fù)合材料非線(xiàn)性界面開(kāi)裂過(guò)程，對(duì)比分析了不同內(nèi)聚力界面模型本構(gòu)關(guān)系的異同及其子程序開(kāi)發(fā)方法，提出了基于Abaqus子程序的內(nèi)聚力模型。Danial Ashouri Vajari等[50]通過(guò)單胞模型對(duì)纖維增強(qiáng)復(fù)合材料進(jìn)行力學(xué)性能研究，采用多邊形內(nèi)聚力模型來(lái)描述界面開(kāi)裂。經(jīng)研究發(fā)現(xiàn)，界面強(qiáng)度的提高將導(dǎo)致更穩(wěn)定的界面裂紋擴(kuò)展。Qiang Xu等[51]采用彈-塑性?xún)?nèi)聚模型來(lái)模擬金屬基復(fù)合材料界面的非線(xiàn)性行為，提出了界面塑性流動(dòng)和硬化規(guī)律，推導(dǎo)出界面退化的張量表達(dá)式。通過(guò)有限元分析，發(fā)現(xiàn)界面屈服和失效行為對(duì)復(fù)合材料整體的失效影響較大。M.M.Aghdam等[52]采用2維平面有限元模型來(lái)模擬SiC/Ti-6Al-4V復(fù)合材料在高溫下的橫向拉伸性能，分別定義了纖維/碳涂層（f/c）界面單元和碳涂層/基體（c/m）界面單元，并采用用戶(hù)自定義的子程序來(lái)判斷界面的失效，取得了較好的效果。研究結(jié)果表明：在高溫橫向拉伸載荷作用下，SiCf/Ti-6Al-4V復(fù)合材料的第1個(gè)損傷源于f/c界面處。選擇在建立模型的x軸方向進(jìn)行加載，如圖2所示。

圖2 沿x軸方向進(jìn)行加載拉伸

阮紹明[53]采用指數(shù)型內(nèi)聚力單元來(lái)模擬金屬基復(fù)合材料的界面性能，通過(guò)漸進(jìn)失效有限元法分別模擬了金屬基復(fù)合材料軸向和橫向應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)，預(yù)測(cè)出材料的拉伸強(qiáng)度和剛度，并考慮了纖維體積含量、界面強(qiáng)度等因素的影響。R.Dimitri等[54]分析了指數(shù)型和雙線(xiàn)性型內(nèi)聚力模型的連續(xù)性，討論了耦合效應(yīng)對(duì)界面力-位移行為以及內(nèi)聚力界面能的影響，并采用分析法和數(shù)值方法評(píng)估了依賴(lài)于路徑的界面脫黏行為和主要失效形式。

4 結(jié)束語(yǔ)

綜上所述，金屬基復(fù)合材料軸向拉伸載荷作用下的宏-細(xì)觀統(tǒng)一本構(gòu)模型的發(fā)展已相當(dāng)成熟，并已得到試驗(yàn)驗(yàn)證。但其在偏軸拉伸載荷和疲勞載荷作用下的本構(gòu)模型仍需深入研究和驗(yàn)證。盡管目前對(duì)金屬基復(fù)合材料界面性能的研究已取得一定的成果，但并未獲得較準(zhǔn)確的界面參數(shù)，應(yīng)對(duì)其開(kāi)展進(jìn)一步研究和驗(yàn)證，為金屬基復(fù)合材料的成熟和應(yīng)用奠定理論基礎(chǔ)，提供試驗(yàn)依據(jù)。