層厚比對鈦/鋁復(fù)合板拉伸力學(xué)性能的影響

黃華貴，劉禹彤，孫靜娜，季 策

(1.燕山大學(xué) 國家冷軋板帶裝備及工藝工程技術(shù)研究中心，河北 秦皇島 066004；2.燕山大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，河北 秦皇島 066004)

0 引言

鈦/鋁層狀復(fù)合板兼具鈦良好的耐腐蝕、耐高溫、抗沖擊韌性、生物兼容性高和鋁輕質(zhì)、高導(dǎo)熱性等優(yōu)點(diǎn)，通過“以鋁節(jié)鈦”降低鈦用量，大大降低使用成本，在航空航天、高端廚具等領(lǐng)域具有廣泛的應(yīng)用前景。然而，兩種組元材料顯著的力學(xué)性能差異，使復(fù)合板在制備和后續(xù)深加工中變形協(xié)調(diào)性問題難以解決，往往造成加工工藝復(fù)雜化[1-3]。為解決復(fù)合材料的制備問題，國內(nèi)外學(xué)者相繼提出了爆炸復(fù)合[4]、軋制復(fù)合[5-6]、固-液鑄軋復(fù)合[7-10]等工藝，并圍繞其界面微觀組織和宏觀力學(xué)性能等方面開展了大量研究工作。在復(fù)合板力學(xué)性能研究方面，關(guān)凌云[11]通過測定不同金屬復(fù)合板中基材及復(fù)材純組元材料的拉伸性能、剪切性能及顯微硬度，建立了金屬復(fù)合板界面剪切強(qiáng)度與純組元材料性能之間的關(guān)系式。Lee等[12]對鈦/鋁復(fù)合板進(jìn)行了拉伸試驗(yàn)和維氏硬度測試試驗(yàn)，提出了用屈服應(yīng)力與硬度的關(guān)系求應(yīng)力-應(yīng)變曲線的數(shù)值方法，并將其應(yīng)用到有限元分析中。徐衛(wèi)等[13]對鈦/鋁復(fù)合板進(jìn)行等溫拉伸實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)鈦/鋁復(fù)合板在單向拉伸時，岀現(xiàn)翹曲現(xiàn)象，且伸長率隨變形速率的增大而增大。趙軍[14]等用解析法推導(dǎo)復(fù)合板塑性失穩(wěn)的公式，研究了失穩(wěn)點(diǎn)與復(fù)合比的關(guān)系。劉洪偉等[15]建立了寬度方向應(yīng)力與相對厚度比和拉伸應(yīng)變之間的關(guān)系，研究發(fā)現(xiàn)試樣寬度方向應(yīng)力與厚度比有關(guān)。夏琴香等[16]研究各工藝參數(shù)對復(fù)合板拉深成形工藝的影響。Motarjemi等[17]利用傳統(tǒng)混合法則，預(yù)測了鋼/鋁復(fù)合板力學(xué)性能。研究結(jié)果表明，雖然復(fù)合板力學(xué)性能與制備過程中諸多工藝參數(shù)有關(guān)，但在最終服役或使用時，主要取決于終態(tài)下的組元金屬自身力學(xué)性能和組元層厚比。

作為新型結(jié)構(gòu)和功能一體化材料，鈦/鋁復(fù)合板在充分發(fā)揮其功能化特性基礎(chǔ)上應(yīng)盡量減少鈦的用量，而通過改變層厚比實(shí)現(xiàn)復(fù)合板綜合力學(xué)性能的合理設(shè)計，可以滿足不同領(lǐng)域需要。因此，研究層厚比對鈦/鋁復(fù)合板拉伸力學(xué)性能的影響規(guī)律具有重要的理論與實(shí)際意義。本文通過實(shí)驗(yàn)法獲得組元金屬力學(xué)性能及復(fù)合板的力學(xué)性能，用ABAQUS軟件建立不同層厚比的鈦/鋁復(fù)合板單向拉伸過程模型，探究鈦/鋁復(fù)合板的層厚比對力學(xué)性能的影響。

1 復(fù)合板及組元材料單向拉伸實(shí)驗(yàn)

1.1 拉伸試件制備

拉伸實(shí)驗(yàn)材料選用不同層厚比的鈦/鋁復(fù)合板，結(jié)合生產(chǎn)中常用規(guī)格，所用鈦/鋁復(fù)合板厚度與層厚比參數(shù)如表1所示。鈦板牌號為TA1，鋁板為3003鋁合金，參照標(biāo)準(zhǔn)《金屬材料 室溫拉伸試驗(yàn)方法 GB/T 228—2002》制備試件。為了獲得組元材料的性能參數(shù)，需要對組元材料分別進(jìn)行單向拉伸實(shí)驗(yàn)，但由于鈦/鋁復(fù)合板中鈦層厚度只有0.5 mm左右，難以通過機(jī)械加工分離復(fù)合板，因此，本文通過線切割按圖1尺寸獲取復(fù)合板試件，用砂紙打磨切割邊界，去毛刺。首先對鈦層銑削獲取鋁側(cè)拉伸試件，再根據(jù)強(qiáng)堿溶液與鋁反應(yīng)而不與鈦反應(yīng)的性質(zhì)，將復(fù)合板放入NaOH溶液中進(jìn)行化學(xué)反應(yīng)得到鈦側(cè)拉伸試樣，組元材料試件如圖2所示。

表1 鈦/鋁復(fù)合板厚度與層厚比參數(shù)

Tab.1 Parameters of thickness and thickness ratio of Ti/Al clad plate

序號總厚度mm鈦層厚度mm鋁層厚度mm鈦層占比α%試件#12.4802.480試件#23.180.482.715.1試件#32.8670.52.36717.4試件#42.9250.5592.36619.1試件#52.3650.571.79524試件#62.10.5451.55526試件#70.5150.5150100

圖1 拉伸試件尺寸

Fig.1 Tensile specimen size

圖2 組元材料拉伸試樣

Fig.2 Component material tensile specimen

1.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

在INSPEKT TABLE100電子萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行單向拉伸實(shí)驗(yàn)，拉伸速率為2 mm/min，為更加準(zhǔn)確地測量應(yīng)變得到準(zhǔn)確的彈性模量與屈服強(qiáng)度，實(shí)驗(yàn)中夾裝MFA 25應(yīng)變式電子引伸計，標(biāo)距為25 mm，得到表2為組元金屬鈦和鋁的基本力學(xué)性能參數(shù)。

表2 鈦和鋁的基本力學(xué)性能參數(shù)

Tab.2 Basic mechanical properties of titanium and aluminum

材料E/GPaRm/MPaRp0.2/MPaTA1100492.36452.32300353.32112.12103.96

由單向拉伸實(shí)驗(yàn)得到圖3為鈦層占比α不同時鈦/鋁復(fù)合板及組元材料鈦和鋁的應(yīng)變-應(yīng)力曲線，從圖中可以看出，各層厚比下鈦/鋁復(fù)合板的強(qiáng)度、均勻伸長率、斷裂伸長率等力學(xué)性能均介于組元材料鈦和鋁之間。

圖3 不同層厚比的鈦/鋁復(fù)合板及組元材料的拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線

Fig.3 Tensile stress-strain curves of Ti/Al clad plates and component materials with different thickness ratios

1.3 復(fù)合板拉伸斷裂分析

拉伸變形過程中，一方面隨著試樣長度增加，根據(jù)塑性變形體積不變定律，橫截面積均勻減少使材料的承載能力降低，另一方面變形產(chǎn)生的加工硬化使變形抗力提高，阻礙變形區(qū)進(jìn)一步變形，使變形區(qū)不斷轉(zhuǎn)移，促進(jìn)變形的均勻擴(kuò)展。從屈服到頸縮的階段是穩(wěn)定的塑性變形階段，在這一階段，材料加工硬化的作用超過試件橫截面積均勻減少的作用，應(yīng)力隨應(yīng)變的增加而提高。加工硬化是由于位錯的積累阻礙了其他位錯的通道，拉伸過程中位錯的湮滅、重新排列、交叉滑移都會降低加工硬化的程度，當(dāng)加工硬化的作用與面積減小的作用相等后，最弱的截面處承載能力得不到提高，變形開始集中，形成頸縮，應(yīng)力隨應(yīng)變的增加而不斷減小，直至試件斷裂，拉伸斷裂形貌如圖4所示。

圖4 鈦/鋁復(fù)合板拉伸斷裂形貌

Fig.4 Tensile fracture morphology of Ti/Al clad plate

由于鈦的硬化指數(shù)較小，穩(wěn)定均勻塑性變形的能力較差，當(dāng)復(fù)合板的拉伸變形量達(dá)到鈦的均勻伸長率時，鈦先出現(xiàn)頸縮趨勢，但由于鋁的均勻塑性變形的能力較強(qiáng)，且復(fù)合板結(jié)合性能較好，所以鈦的頸縮和鋁均勻變形相互抑制，導(dǎo)致復(fù)合板的均勻伸長率介于兩種材料之間。

在斷裂分離階段，由圖3可知由于鈦的韌性比鋁好的多，頸縮變形能力強(qiáng)，間接提高了鋁的頸縮變形能力，使鋁在達(dá)到斷裂應(yīng)變后能同鈦繼續(xù)共同變形。由于鈦與鋁的泊松比、塑性應(yīng)變比等性能的差異，拉伸過程中鈦側(cè)在寬度方向的縮短大于鋁側(cè)，而界面的約束使試件在寬度方向出現(xiàn)附加應(yīng)力，復(fù)合板拉伸試件產(chǎn)生圖4(b)的向鈦側(cè)翹曲的現(xiàn)象。

同時，在拉伸過程中界面未出現(xiàn)明顯的分層現(xiàn)象，斷裂曲線平滑未出現(xiàn)階梯，說明復(fù)合板界面結(jié)合良好。

2 彈塑性有限元模擬

2.1 單向拉伸模型的建立

利用ABAQUS軟件建立三維實(shí)體模型對鈦/鋁復(fù)合板的單向拉伸過程進(jìn)行彈塑性分析，由拉伸實(shí)驗(yàn)可知，復(fù)合板界面實(shí)現(xiàn)冶金結(jié)合，結(jié)合良好，建模時不考慮界面層對復(fù)合板的影響，將模型按層厚比分割為基體和覆層兩部分，分別賦予表2的組元材料參數(shù)，在鈦/鋁復(fù)合板拉伸的彈塑性分析中，鈦、鋁層材料均采用Mises屈服準(zhǔn)則，等向硬化模型，輸入實(shí)驗(yàn)得到的鈦和鋁的真應(yīng)力-塑性應(yīng)變數(shù)值插值擬合塑性參數(shù)，如圖5所示。設(shè)置網(wǎng)格為C3D8R六面體實(shí)體單元，將兩夾持端約束為剛體，一端固定，一端以2 mm/min勻速加載，如圖6所示。根據(jù)單變量分析原則，模擬中復(fù)合板總厚為2 mm、2.5 mm、3 mm，鈦層厚度分別為0.3 mm、0.4 mm、0.5 mm、0.6 mm。

圖5 TA1和3003的真應(yīng)力-塑性應(yīng)變曲線

Fig.5 True stress-plastic strain curves of TA1 and 3003

圖6 單向拉伸模型圖及邊界條件

Fig.6 Tensile finite element model and boundary conditions

2.2 模型的驗(yàn)證

參照表1的板料規(guī)格在相同實(shí)驗(yàn)條件下做單向拉伸模擬，圖7為17.4%層厚比復(fù)合板實(shí)驗(yàn)與模擬的載荷位移曲線對比，由圖可知實(shí)驗(yàn)與模擬曲線的吻合程度較高，可用于層厚比對拉伸力學(xué)性能影響的研究。

圖7 17.4%層厚比的復(fù)合板實(shí)驗(yàn)與模擬對比

Fig.7 Comparison between experiment and simulation of composite plate with 17.4% thickness ratio

2.3 模擬結(jié)果

由于模型只考慮均勻塑性階段，因此只模擬到復(fù)合板頸縮，典型模擬結(jié)果如圖8所示，根據(jù)模擬結(jié)果中不同層厚比時的復(fù)合板拉伸載荷位移曲線，計算得到應(yīng)力應(yīng)變曲線，結(jié)果表明復(fù)合板的拉伸力學(xué)性能介于兩種組元材料之間，利用ORIGIN軟件擬合模擬數(shù)據(jù)，分別分析抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、彈性模量與層厚比的關(guān)系。

圖8 頸縮變形圖

Fig.8 Necking deformation diagram

圖9是不同層厚比時復(fù)合板的抗拉強(qiáng)度，線性擬合的公式為

y=3.802 35x+111.801 06，

擬合度因子為0.999 99。圖10是不同層厚比時復(fù)合板的屈服強(qiáng)度，線性擬合的公式為

y=3.144 59x+102.694 81，

擬合度因子為0.999 74，圖11是不同層厚比時復(fù)合板的彈性模量，線性擬合的公式為

y=0.488 54x+51.306 11，

擬合度因子為0.999 98。

圖9 不同層厚比的抗拉強(qiáng)度

Fig.9 Tensile strength of different thickness ratio

由擬合結(jié)果可知抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度、彈性模量均與組元材料性能和層厚比呈明顯的線性關(guān)系，擬合公式基本符合層厚比加權(quán)平均規(guī)律[18],

σm=σma·α+σmb·(1-α)，

(1)

σp0.2=σp0.2a·α+σp0.2b·(1-α)，

(2)

E=Ea·α+Eb·(1-α)，

(3)

式中，σm為復(fù)合板抗拉強(qiáng)度，MPa；σma為覆層金屬抗拉強(qiáng)度，MPa；σmb為基板金屬抗拉強(qiáng)度，MPa；σp0.2為復(fù)合板屈服強(qiáng)度，MPa；σp0.2a為覆層金屬抗拉強(qiáng)度，MPa；σp0.2b為基板金屬抗拉強(qiáng)度，MPa；E為復(fù)合板彈性模量，MPa；Ea為覆層金屬彈性模量，MPa；Eb為基板金屬彈性模量，MPa；α為層厚比，%。

圖10 不同層厚比的屈服強(qiáng)度

Fig.10 Yield strength of different thickness ratio

圖11 不同層厚比的彈性模量

Fig.11 Elastic modulus of different thickness ratio

2.4 對比分析

結(jié)合實(shí)際復(fù)合板拉伸實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)、層厚比加權(quán)平均規(guī)律與有限元模擬數(shù)據(jù)，對比不同層厚比的鈦/鋁復(fù)合板的拉伸力學(xué)性能，如圖12～14所示。

由圖12可知，抗拉強(qiáng)度的實(shí)測值、加權(quán)公式計算值與模擬值的相對誤差在+0.15%～+0.7%之間，吻合程度高，驗(yàn)證了有限元模擬和加權(quán)公式預(yù)測復(fù)合板抗拉強(qiáng)度的準(zhǔn)確性。

圖12 抗拉強(qiáng)度的拉伸實(shí)驗(yàn)實(shí)測、模擬與加權(quán)公式對比

Fig.12 Comparison of measured, simulated and weighted calculation values of tensile strength

圖13 屈服強(qiáng)度的拉伸實(shí)驗(yàn)實(shí)測、模擬與加權(quán)公式對比

Fig.13 Comparison of measured, simulated and weighted calculation values of yield strength

由圖13可知，屈服強(qiáng)度的加權(quán)公式計算值和實(shí)測值均略大于模擬值，實(shí)測值、加權(quán)公式計算值與模擬值的相對誤差在-0.15%～+6.73%之間，吻合程度較高，驗(yàn)證了有限元模擬和加權(quán)公式預(yù)測復(fù)合板屈服強(qiáng)度的準(zhǔn)確性。

由圖14可知，彈性模量的實(shí)測值、加權(quán)公式計算值與模擬值吻合良好，相對誤差在-5.9%～+7.14%之間，驗(yàn)證了有限元模擬和加權(quán)公式預(yù)測復(fù)合板彈性模量的準(zhǔn)確性。

圖14 彈性模量的拉伸實(shí)驗(yàn)實(shí)測、模擬與加權(quán)公式對比

Fig.14 Comparison of measured, simulated and weighted calculation values of Elastic Modulus

3 結(jié)論

1)分析鈦/鋁復(fù)合板斷裂機(jī)理，發(fā)現(xiàn)鈦側(cè)先出現(xiàn)頸縮與斷裂趨勢，復(fù)合板的強(qiáng)度、均勻伸長率、斷裂伸長率等力學(xué)性能介于兩種組元材料之間。鈦側(cè)在寬度方向的變形大于鋁側(cè)，界面的約束使試件在寬度方向出現(xiàn)附加應(yīng)力，導(dǎo)致復(fù)合板拉伸試件產(chǎn)生向鈦側(cè)翹曲的現(xiàn)象。在拉伸過程中界面未出現(xiàn)明顯的分層現(xiàn)象，斷裂曲線平滑未出現(xiàn)階梯，說明復(fù)合板界面結(jié)合良好。

2)用ABAQUS建立了鈦/鋁復(fù)合板單向拉伸過程的彈塑性模型，分析其力學(xué)性能與層厚比的關(guān)系，結(jié)果表明鈦/鋁復(fù)合板的抗拉強(qiáng)度、屈服強(qiáng)度與彈性模量基本符合層厚比加權(quán)平均規(guī)律，上述方法可用于預(yù)測復(fù)合板的力學(xué)性能參數(shù)，并為實(shí)現(xiàn)復(fù)合板綜合力學(xué)性能定量化設(shè)計奠定了基礎(chǔ)。