正交鋪層PIP-SiCf/SiC復(fù)合材料的水淬失效行為

高 曄，姜卓鈺，周怡然，呂曉旭，宋 偉，焦 健*

(1 中國航發(fā)北京航空材料研究院 先進(jìn)復(fù)合材料國防科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100095；2 中國航發(fā)北京航空材料研究院表面工程研究所，北京 100095；3 中國航發(fā)沈陽發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽 110027)

連續(xù)碳化硅纖維增強(qiáng)碳化硅基體(SiCf/SiC)復(fù)合材料因其優(yōu)異的耐高溫、抗腐蝕性、高比強(qiáng)度等特點(diǎn)，被認(rèn)為是先進(jìn)航空發(fā)動(dòng)機(jī)熱端部件的首選材料[1]。由于航空發(fā)動(dòng)機(jī)工作狀態(tài)的變化，陶瓷材料的本征脆性及纖維、界面層及基體各組分之間性能的不匹配，使得抗熱震性能成為制約SiCf/SiC復(fù)合材料使用的關(guān)鍵問題[2-4]。在眾多制備SiCf/SiC復(fù)合材料的工藝中，預(yù)浸料鋪貼工藝具備操作方便、可設(shè)計(jì)性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，是實(shí)現(xiàn)該材料工程化的優(yōu)選工藝。在以樹脂基復(fù)合材料、金屬基復(fù)合材料等其他類型復(fù)合材料為研究對(duì)象的報(bào)道中，多基于熱循環(huán)/熱震實(shí)驗(yàn)對(duì)材料的抗熱震性能進(jìn)行研究。Zrida等[2]測量了[(+45/-45)/(90/0)]2s鋪層Cf/聚酰亞胺復(fù)合材料對(duì)不同熱循環(huán)次數(shù)后的裂紋密度，發(fā)現(xiàn)熱循環(huán)最高溫度影響較大。Liu等[5]，Kubit等[6]分別對(duì)碳納米管增強(qiáng)銅基復(fù)合材料、玻璃纖維增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料熱循環(huán)后的基本力學(xué)性能進(jìn)行表征，研究熱震對(duì)材料失效模式的影響。Liu等[7]，Zhou等[8]開展水淬實(shí)驗(yàn)，分別研究層疊Al2O3-MgO復(fù)合材料及ZrB2-SiC復(fù)合材料表面壓痕的裂紋擴(kuò)展行為，對(duì)其臨界熱震溫差的影響因素進(jìn)行分析。李悅彤[9]測量了(Cf-SiCf)/SiBCN復(fù)合材料在水淬實(shí)驗(yàn)后殘余彎曲強(qiáng)度，研究不同燒結(jié)工藝參數(shù)及熱處理溫度的影響。Yang等[10]對(duì)層疊氧化物復(fù)合材料進(jìn)行水淬實(shí)驗(yàn)后發(fā)現(xiàn)，界面層開裂和基體微裂紋是主要失效模式，且熱震后的性能衰減隨鋪層角度的變化而有所不同，并提出了一種可描述材料剛度下降的連續(xù)損傷模型。本工作通過先驅(qū)體浸漬裂解(PIP)工藝制備正交鋪層SiCf/SiC復(fù)合材料，開展高溫水淬實(shí)驗(yàn)研究，并結(jié)合基于連續(xù)損傷模型的有限元仿真方法，綜合分析該材料在水淬過程中的失效模式，研究正交鋪層方式對(duì)失效行為的影響規(guī)律，為SiCf/SiC復(fù)合材料的使用提供參考。

1 實(shí)驗(yàn)材料與方法

1.1 樣品制備

在單向KD-Ⅱ SiC纖維表面涂刷液態(tài)聚碳硅烷(polycarbosilane, PCS)制備SiC纖維預(yù)浸料單向帶，將其按[0/90]，[0/90/0]，[0/0/90/90]三種不同鋪層方式分別進(jìn)行鋪貼，總層數(shù)均為12層，SiCf/SiC水淬試樣示意圖如圖1所示。在0.5 MPa壓力及120 ～240 ℃熱壓固化3 h后制備出平板實(shí)驗(yàn)件，隨后800 ℃高溫裂解1 h，并采用PIP工藝進(jìn)行致密化。浸漬-裂解一次為1個(gè)循環(huán)，循環(huán)9次制備出SiCf/SiC復(fù)合材料平板件毛坯。通過激光切割為尺寸20 mm×20 mm×3 mm的方形試樣后進(jìn)行水淬實(shí)驗(yàn)。

圖1 SiCf/SiC水淬試樣示意圖Fig.1 Schematic diagram of water quenching SiCf/SiC samples

1.2 水淬實(shí)驗(yàn)

將三種不同鋪層方式的方形試樣放置在耐火平板上，夾至預(yù)熱到1200 ℃馬弗爐中保溫10 min，待試樣加熱均勻后，將其夾出并迅速投入冷水(室溫約為25 ℃)中，為1次水淬熱震循環(huán)。8次循環(huán)后將試樣表面氧化層進(jìn)行拋光，通過ZWSP-4K CN體式顯微鏡觀察試樣表面形貌及裂紋狀態(tài)，Nova Nano SEM450掃描電子顯微鏡觀察試樣內(nèi)部微觀形貌。

圖2 SiCf/SiC復(fù)合材料熱性能Fig.2 Thermal properties of SiCf/SiC composites

2 水淬過程有限元模擬

2.1 有限元模擬方法

將高溫材料進(jìn)行水淬的過程是溫度場、應(yīng)力/應(yīng)變場及冷卻水介質(zhì)流場等的復(fù)雜耦合過程，還涉及材料與水介質(zhì)之間的交互作用。目前，鮮有針對(duì)SiCf/SiC復(fù)合材料的公開報(bào)道。本工作參考金屬材料水淬過程模擬方法，對(duì)SiCf/SiC復(fù)合材料的水淬過程做如下假設(shè)：忽略試樣應(yīng)力/應(yīng)變對(duì)水淬過程的影響；忽略試樣變形、開裂等引起的溫度變化。假設(shè)材料為連續(xù)介質(zhì)且成分均勻；假設(shè)材料性能僅為與溫度相關(guān)的參數(shù)，水淬過程對(duì)材料性能無影響[11]。比熱容c在20 ℃取值0.8 J/(g·℃)、1200 ℃取值1.0 J/(g·℃)，0°及90°方向SiCf/SiC復(fù)合材料熱導(dǎo)率及線膨脹系數(shù)如圖2所示[12-13]。忽略材料力學(xué)性能參數(shù)隨溫度的變化，彈性模量E、剪切模量G及泊松比ν具體數(shù)值見表1[13-15]。

表1 SiCf/SiC復(fù)合材料力學(xué)性能[13-15]Table 1 Mechanical properties of SiCf/SiC composites[13-15]

材料與水介質(zhì)之間的表面換熱系數(shù)h是計(jì)算水淬過程溫度場的重要邊界條件，受水介質(zhì)及材料溫度、水流狀態(tài)與材料表面狀態(tài)等因素的影響較大。本工作在選取換熱系數(shù)時(shí)參考碳合金鋼圓柱體水淬過程，假設(shè)該參數(shù)與工件表面溫度相關(guān)[16]，見表2。

表2 SiCf/SiC復(fù)合材料表面換熱系數(shù)Table 2 Surface heat transfer coefficient of SiCf/SiC composites

根據(jù)模型對(duì)稱性選取試樣1/4模型進(jìn)行分析，采用有限元軟件Abaqus/Standard建立方形試樣，尺寸為10 mm×10 mm×3 mm。將模型沿厚度方向均分為12層，每層厚度方向網(wǎng)格數(shù)量為1，并根據(jù)局部坐標(biāo)系定義材料方向?yàn)?°或90°，單元類型為C3D8RT，沙漏控制選取增強(qiáng)型。相鄰層間設(shè)置接觸，有限元模型如圖3所示。對(duì)稱面設(shè)置位移對(duì)稱邊界條件，其余外表面與水(溫度25 ℃)直接接觸，模型初始溫度為1200 ℃。為保證計(jì)算結(jié)果有效性，模型所有網(wǎng)格長寬比不超過3∶1。

圖3 1/4試樣有限元模型Fig.3 Finite element meshes of one quarter of sample

2.2 層間接觸模擬方法

層間接觸屬性采用內(nèi)聚力模型進(jìn)行描述，其本構(gòu)模型為雙線性traction-separation模型(圖4)。材料性能表現(xiàn)為初始損傷產(chǎn)生前后的線彈性與剛度線性軟化兩個(gè)階段。本工作僅對(duì)該模型進(jìn)行簡述，詳細(xì)計(jì)算流程可參閱相關(guān)參考文獻(xiàn)或ABAQUS幫助文檔[17]。初始損傷選取二次應(yīng)力準(zhǔn)則：

(1)

(2)

(3)

(4)

圖4 雙線性traction-separation模型(單一受力狀態(tài))Fig.4 Bilinear traction-separation model(pure loading state)

本工作制備的SiCf/SiC復(fù)合材料平均層間拉伸性能為16.1 MPa，假設(shè)層間為純SiC基體，內(nèi)聚力模型參數(shù)不同失效類型的極限強(qiáng)度σ及臨界斷裂能GC如表3所示[18]。

表3 SiCf/SiC復(fù)合材料層間性能參數(shù)[18]Table 3 Interlaminar properties parameters of SiCf/SiC composites[18]

3 結(jié)果與討論

3.1 水淬實(shí)驗(yàn)

3.1.1 鋪層方式對(duì)致密化效果的影響

[0/90]，[0/90/0]，[0/0/90/90]三種正交鋪層SiCf/SiC復(fù)合材料水淬前后的表面形貌如圖5所示。由圖5(a-1)，(b-1)，(c-1)可以看出，PIP工藝制備的材料表面均存在初始缺陷(箭頭所示)，[0/90]鋪層含量最高，致密化效果最差，這是由于該鋪層0°，90°兩個(gè)方向纖維正交次數(shù)最多，阻礙了聚碳硅烷(PCS)在不同層之間的流動(dòng)，難以有效浸潤纖維；而對(duì)于另外兩種鋪層，由于相鄰兩層纖維方向相同，可互相填補(bǔ)束間間隙，致密化程度顯著提升。

圖5 不同鋪層試樣水淬前后表面形貌(a)[0/90];(b)[0/90/0];(c)[0/0/90/90];(1)未水淬;(2)水淬8次Fig.5 Surface topographies of different laminates before and after water quenching(a)[0/90];(b)[0/90/0];(c)[0/0/90/90];(1)as-received;(2)after 8 times

3.1.2 水淬過程失效模式分析

正交鋪層SiCf/SiC復(fù)合材料在水淬實(shí)驗(yàn)后產(chǎn)生了大量裂紋，如圖5(a-2)，(b-2)，(c-2)所示，失效模式主要可分為兩種：

(1)層間開裂：沿x軸方向裂紋。水淬過程是材料表面的極速降溫過程，試樣內(nèi)外將產(chǎn)生較大的溫度梯度及熱應(yīng)力，而對(duì)正交鋪層復(fù)合材料而言，由于沿厚度方向纖維取向發(fā)生改變，材料性能突變，因此水淬過程中各層應(yīng)力沿厚度方向也會(huì)突變、不連續(xù)。此外，層間無纖維增韌，當(dāng)各層應(yīng)力差異較大時(shí)，會(huì)導(dǎo)致層間開裂現(xiàn)象。在8次水淬循環(huán)后，試樣均出現(xiàn)了不同程度的層間開裂。不同鋪層試樣的層間開裂位置有所不同：[0/90]鋪層，主要位于3/4層之間，且裂紋貫穿表面,如圖5(a-2)所示；[0/90/0]鋪層，主要位于試樣厚度中心的兩層0°之間，即6/7層之間，為貫穿性裂紋。此外，在3/4層中間局部區(qū)域也發(fā)生了部分開裂，如圖5(b-2)所示；[0/0/90/90]鋪層，開裂情況最小，未出現(xiàn)貫穿性裂紋，僅在5/6層及8/9層之間靠近邊角區(qū)域發(fā)生了局部開裂，如圖5(c-2)所示。

(2)基體開裂：沿z軸方向裂紋。由于纖維束間基體為脆性，且SiC基體存在大量原始微孔洞，在熱應(yīng)力的作用下基體將先于纖維產(chǎn)生破壞，導(dǎo)致水淬實(shí)驗(yàn)后產(chǎn)生大量縱向基體裂紋。不同鋪層試樣基體裂紋密度也有所差異，具體表現(xiàn)為：[0/0/90/90]鋪層最低，而[0/90]鋪層最高。這可能是由于采用[0/0/90/90]鋪層時(shí)，初始缺陷數(shù)量最少，致密化程度最高，且沿厚度方向纖維取向變化次數(shù)最少。而[0/90]鋪層與之相反，導(dǎo)致水淬過程應(yīng)力不連續(xù)現(xiàn)象最為嚴(yán)重，基體裂紋數(shù)量也最多。

值得注意的是，雖然PIP工藝制備的復(fù)合材料存在大量孔洞，但不是所有孔洞均會(huì)產(chǎn)生裂紋。圖6為SiCf/SiC復(fù)合材料水淬實(shí)驗(yàn)后微觀形貌?？梢钥闯?，裂紋的擴(kuò)展多沿著纖維束間進(jìn)行(圖6(a))，而當(dāng)原始孔洞與裂紋所在層不同時(shí)，層間開裂有可能繞過原始孔隙進(jìn)行擴(kuò)展，而不會(huì)跨越不同層間的界面(圖6(b))。

圖6 SiCf/SiC復(fù)合材料水淬實(shí)驗(yàn)后微觀形貌(a)基體裂紋;(b)原始孔洞及分層Fig.6 SEM micrographs of SiCf/SiC composites after water quenching(a)matrix crack;(b)initial pore and delamination

3.2 模擬

3.2.1 水淬過程溫度變化分析

水淬過程中層間損傷的計(jì)算是非線性難收斂問題，且計(jì)算量較大，為此首先對(duì)不同鋪層試樣的水淬溫度場進(jìn)行模擬，結(jié)果如圖7所示。

圖7 試樣芯部及頂角溫度變化曲線模擬結(jié)果Fig.7 Simulated temperature curves of the core and corner of samples

由于SiCf/SiC復(fù)合材料不同方向熱導(dǎo)率差距較小，因此三種鋪層方式模擬得到的溫度變化曲線基本一致。試樣芯部的溫度變化主要由傳熱主導(dǎo)，因熱導(dǎo)率較低，芯部溫度變化在水淬開始時(shí)較為平緩，隨后保持平穩(wěn)，溫度下降率由73.8 ℃/求解時(shí)間增加至188.5 ℃/求解時(shí)間；試樣頂角與水接觸區(qū)域最大，且直接發(fā)生熱交換，因此在水淬開始時(shí)溫度劇烈下降，溫度下降率可達(dá)3156.2 ℃/求解時(shí)間，是芯部溫度下降率的16.7倍。當(dāng)頂角溫度降至約100 ℃后逐漸平緩，此時(shí)試樣內(nèi)外溫差增加至最大值1077 ℃，隨后逐漸減小。因此，在對(duì)層間開裂進(jìn)行模擬時(shí)，總求解時(shí)間設(shè)置為1，即計(jì)算到試樣內(nèi)外溫差最大的時(shí)刻。

3.2.2 鋪層方式對(duì)層間開裂位移的影響

方形試樣層間開裂模擬結(jié)果如圖8所示。可以看出，不同鋪層方式方形試樣的開裂模式存在較大差異：[0/90]鋪層，求解時(shí)間為0.4時(shí)，不同層間均有微開裂產(chǎn)生(箭頭所示)。求解時(shí)間為1.0時(shí)，3/4層、8/9層之間的開裂成了貫穿主裂紋，而其他的層間裂紋均已閉合；[0/90/0]鋪層，求解時(shí)間為0.4時(shí)，僅6/7層之間存在貫穿裂紋。求解時(shí)間為1.0時(shí)，9/10層之間產(chǎn)生整體開裂，3/4層中間局部區(qū)域產(chǎn)生部分開裂；[0/0/90/90]鋪層，求解時(shí)間為0.4時(shí)，不同層間發(fā)生不同程度微開裂。求解時(shí)間為1.0時(shí)，4/5層、8/9層之間局部開裂，其余層間裂紋閉合。

圖8 不同鋪層試樣在不同求解時(shí)間的層間開裂位移模擬結(jié)果Fig.8 Simulation results of delamination displacement of samples with different lay-up methods at different step time

綜合對(duì)比模擬結(jié)果及圖5水淬實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以看出，模擬得到的不同鋪層方形試樣的層間開裂模式與開裂位置基本與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合，證實(shí)本工作建立的模擬方法的有效性。

造成同一試樣在不同求解時(shí)間開裂形式變化的原因是，本工作采用的是基于損傷累積的裂紋漸進(jìn)擴(kuò)展模擬方法，因此，在水淬實(shí)驗(yàn)過程中，試樣局部應(yīng)力最大點(diǎn)會(huì)達(dá)到材料層間開裂強(qiáng)度，局部損傷D增加到1時(shí)即產(chǎn)生局部開裂，隨后試樣內(nèi)部應(yīng)力重分布，如圖9所示，進(jìn)而導(dǎo)致層間裂紋的漸進(jìn)擴(kuò)展現(xiàn)象。

圖9 不同求解時(shí)間[0/90/0]鋪層試樣z向應(yīng)力分布Fig.9 Stress distribution along z direction of [0/90/0] laying samples at different step time

為了進(jìn)一步研究層間開裂位移隨求解時(shí)間的變化規(guī)律，將試樣典型特征點(diǎn)(見圖8中標(biāo)識(shí)點(diǎn))開裂位移隨求解時(shí)間的變化列于圖10。三種鋪層試樣均表現(xiàn)出主裂紋不斷擴(kuò)展，次裂紋逐漸閉合的現(xiàn)象。其原因在于，試樣局部損傷D=1產(chǎn)生局部開裂后，由于整體應(yīng)力會(huì)發(fā)生重分布，導(dǎo)致并不是所有的層間裂紋尖端應(yīng)力水平均滿足D=1，而是分為兩種情況：(1)D=1時(shí)，裂紋持續(xù)擴(kuò)展，層間開裂位移持續(xù)增加，此時(shí)裂紋擴(kuò)展為主裂紋；(2)D<1時(shí)，裂紋不繼續(xù)擴(kuò)展，此時(shí)裂紋為次裂紋，同時(shí)由于主裂紋的擴(kuò)展“擠占”了已開裂的次裂紋的空間，導(dǎo)致次裂紋層間開裂位移減小，即發(fā)生閉合現(xiàn)象。

圖10 不同鋪層試樣層間開裂位移曲線Fig.10 Delamination displacement curves of different laying samples

結(jié)合圖5實(shí)驗(yàn)結(jié)果可知，不同鋪層試樣均可觀察到主裂紋及次裂紋，且裂紋所在位置與模擬結(jié)果基本吻合，由此佐證了分析過程的有效性。

不同鋪層方式主裂紋開裂位移差距明顯，[0/90]，[0/90/0]，[0/0/90/90]鋪層試樣的主裂位移分別為0.61，0.61，0.04 mm。結(jié)合實(shí)驗(yàn)結(jié)果可知，[0/0/90/90]鋪層試樣在水淬過程中產(chǎn)生的損傷最小，這可能與該鋪層致密化程度較高，且不同取向纖維交叉次數(shù)最少有關(guān)。

4 結(jié)論

(1)PIP工藝制備的正交鋪層SiCf/SiC復(fù)合材料水淬主要失效模式為層間開裂及基體開裂，且鋪層方式對(duì)其致密化程度和水淬失效行為均有所影響：[0/90]鋪層試樣致密化程度最差，水淬基體裂紋密度最高；[0/0/90/90]鋪層試樣致密化程度最高，水淬基體裂紋密度最低。

(2)建立了基于內(nèi)聚力模型的連續(xù)損傷有限元模型，仿真得到的層間失效行為與水淬實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合。水淬過程中，方形試樣頂角的溫度下降率是芯部的16.7倍，且不同鋪層方式方形試樣溫度變化基本相同。

(3)正交鋪層SiCf/SiC復(fù)合材料試樣在水淬過程中均存在層間主裂紋不斷擴(kuò)展，次裂紋擴(kuò)展后閉合的現(xiàn)象。但不同鋪層方式試樣層間開裂位置有所差異，且主開裂位移相差較大，[0/90]，[0/90/0]鋪層試樣為0.61 mm，[0/0/90/90]鋪層試樣僅為0.04 mm。