论文导读：：采用旋转盘式杆杆型动态拉伸试验机对TiCP颗粒增强钛基复合材料及其基体钛合金的动态拉伸性能进行了研究。同时为了比较，在MTS810试验机上做了两种材料的准静态试验。试验结果表明，复合材料及基体材料屈服后至材料的迅速失效，几乎没有应变硬化效应；复合材料的抗拉强度和屈服强度较基体明显提高，但延性明显下降；钛合金基体和复合材料均有明显的应变率强化效应，但复合材料的应变率强化效应明显高于基体；建立了复合材料率相关的本构关系。最后从位错等微观角度分析了复合材料的强化机理、复合材料的应变率敏感性以及复合材料应变率敏感性高于基体的原因。

　　论文关键词：TiC_P复合材料，动态拉伸性能，高应变率，位错

　　1　引言

　　颗粒增强金属基复合材料因其具有较高的比强度、比刚度以及良好的加工性能在结构和工程上得到越来越广泛的应用［1］。但复合材料强度提高的同时，其延性却明显下降。近年来，国内外的学者对复合材料的弹塑性性能进行了广泛的研究［2-7］，内容涉及失效机制，如颗粒的断裂、基体和增强颗粒界面的脱粘、基体的延性失效及加工工艺及热处理对复合材料性能的影响等。

　　大多数金属材料和金属基复合材料的强度会随应变率的提高而提高，且复合材料的应变率敏感性通常取决于基体的应变率敏感性以及基体和增强颗粒界面的结合情况等。本文将对TiCp/Ti 复合材料的动态拉伸性能进行研究，建立其率相关的本构关系，并从微观角度讨论其强化断裂机理、应变率敏感性以及复合材料应变率敏感性高于基体的原因。

　　2动态拉伸试验

　　2.1　试验系统及原理

　　冲击拉伸试验在中国科技大学的旋转盘式杆—杆型冲击拉伸试验机（SHTB）上进行，试验装置如图1所示。SHTB实验装置由旋转盘式加载系统、撞块、输入杆和输出杆组成。加载装置是一个直径为1.4米，转动线速度可以达到100m/s的飞轮。前置理想弹塑性金属短杆通过螺纹与撞块和输入杆连接，受拉伸试件用耐冲击高强度聚炳烯酸粘接剂与输入杆和输出杆的叉口相粘接。当飞轮边缘的线速度达到预先设定的数值时，安装在高速旋转盘上的双片锤头（1）瞬间被弹出并以该线速度打击撞块（2），这时同输入杆相连的理想弹塑性前置金属短杆（3）被拉断，从而在输入杆（4）中产生一近似拉应力方波脉冲。当入射应力脉冲沿输入杆向右传播到试件（5）后，一部分反射回输入杆（6）中，另一部分通过试件传入输出杆中，并在输入杆和输出杆中分别产生反射波和透射波。拉伸脉冲的幅度、宽度、和上升沿是由金属短杆的直径、长度和锤头的打击速度来决定的。贴在输入杆和输出杆上的三组半导体应变片（7）分别测得入射波、反射波和透射波，通过超动态应变仪（8）放大后被存

　　TCL双通道瞬态波形存储器（9）中。

　　根据一维应力波理论可得试件中的应力、应变和应变率分别为

　　（1）

　　国家自然科学基金（No.90305018）资助项目、北京林业大学优秀青年教师科技创新项目（YX2010-6）。

　　（2）

　　（3）

　　其中，和分别为试件的横截面面积和长度； ，和 E 分别为输入/输出杆中弹性波的波速、杆的横截面面积以及弹性模量。

　　2.2　试验材料

　　试验所用的钛合金基体（T650）和TiC颗粒增强钛基复合材料（TP650）均由西北有色金属研究院自行研制并提供。TiC增强颗粒的平均粒度为5，体积百分比为3%；复合材料TP650采用PTMP（Pre-treatment melt process）法制备，颗粒在复合材料中呈弥散分布，界面反应层稳定。基体和复合材料试样均采用简单的退火，其热处理参数为：800℃/1小时＋空冷。

　　试件设计成扁平的哑铃状，厚度1.1mm，形状、尺寸和形位公差设计如图2所示。

　　TiC颗粒和钛合金基体的物理和力学性能如表1所示。

　　表1 TiC颗粒和钛合金基体的物理和力学性能

　　Table 1 The Mechanical properties of TiCPparticles and Titanium alloy matrix

　　材料

　　TiC颗粒

　　基体T650

　　密度/ g/cm3

　　4.43

　　4.51

　　杨氏模量E/ GPa

　　460

　　118

　　剪切模量G/ GPa

　　193

　　43

　　泊松比

　　0.188

　　0.35

　　热膨胀系数/ ×10-6/K

　　7.4~8.8

　　8.6

　　3.　试验结果及分析

　　3.1　试验结果

　　对钛合金基体和复合材料在常温下分别进行了200、500和1300s-1三种应变率下的动态拉伸试验，

　　每种应变率的试验均至少重复3次，选重复性较好的三次取均值，如图3和图4分别为复合材料TP650和基体T650在三种应变率下的应力应变曲线。

　　同时为了比较，在MTS810上作了基体和复合材料在准静态下的拉伸试验，如图5、图6所示。

　　由图可以明显看出复合材料TP650及钛合金基体材料达到屈服后，至材料的迅速失效，几乎没有应变硬化效应，且基体和复合材料均具有明显的应变率强化效应，在动态加载条件下，两种材料都出现明显的软化现象。

　　3.2 复合材料TP650的动态本构关系

　　取复合材料TP650在应变率为10-4s-1为参考应变率，其对应的强度极限为参考应力MPa，分别以和为纵坐标，其应变率强化效应如图7所示。

　　定义复合材料的应变率敏感函数为

　　（4）

　　其中，和分别为强化系数和应变率敏感系数，对TP650而言，由试验数据拟合可得MPa，理论预测与实测结果吻合。

　　复合材料的准静态本构方程可简化为

　　（5）

　　其中，为复合材料的弹性模量，它与基体和

　　增强颗粒的弹性模量、泊松比以及增强颗粒的

　　体积分数有关，具体表达式参见文献[8]。

　　这样由式（4）和（5）就得到复合材料TP650宏细观相结合的动态本构方程。

　　3.3　强化机理分析

　　由于增强颗粒的加入，复合材料的抗拉强度和屈服强度均明显提高。这是由于复合材料在变形时，颗粒和基体的变形程度不同，变形首先在塑性变形比较高的基体进行，较强的颗粒不变形或变形很小，这将导致两相之间的变形不匹配而在界面产生应力集中，从而形成不均匀的变形位错源，释放位错环，使界面上的形变应力集中得以松弛。与此同时，增加了基体中的位错密度，高密度的位错互相缠绕反应，最终形成位错胞结构，从而强化了基体。

　　同时可以看出，复合材料TP650的初始应变硬化指数稍高于钛合金材料的初始应变硬化指数，且随着应变的增加，两种材料都出现软化现象。根据位错理论，在小应变时，钛合金材料的强化主要来源于滑移面上位错之间、位错与溶质原子或者位错与沉淀粒子之间的交互作用。随着应变的增加，合金材料不同滑移面上的位错达到其交滑移成核应力，发生交滑移，使得位错与粒子之间的交互作用减弱，合金材料应变硬化指数随之迅速下降。然而随着应变的继续增加，沉淀粒子与基体之间不均匀应变协调所产生的应变协调位错密度随之增加，使得合金仍处于较高的应变硬化状态。而对于复合材料，在应变很小时，除了所讨论的关于基体合金强化机制外，由于复合材料中的增强相与基体之间的热膨胀系数的差异，在热处理之后其内会产生大量的位错密度，并产生强化，因而复合材料的初始应变硬化指数高于基体合金的初始应变硬化指数。随着变形的增加，复合材料基体中的位错交滑移达到其临界应力，同时复合材料中内应力及残余应力的存在使得交滑移的发生变得更加容易，导致应变硬化指数的迅速下降。复合材料在动态情况下的应变硬化指数明显高于静态加载时的应变硬化指数，显然这与复合材料的高应变速率敏感性有关。但在变形后期出现软化现象的主要原因在于随着应变率的增加，在颗粒周围的基体中，尤其在尖角处产生高密度的位错和位错亚结构，这种高密度的位错在颗粒尖角处产生高度的应力应变集中，在材料中逐步产生强化相与基体界面的损伤、强化相本身的开裂或大沉淀粒子的损伤，从而导致复合材料后期变形过程中的软化。

　　3.4 应变率敏感性讨论

　　复合材料TP650和其基体钛合金在准静态和动态下的抗拉强度极限值如表2所示。

　　表2 TP650和钛合金在准静态和动态下的极限抗拉强度

　　Table 2 The tensile strength of TP650 compositeand Titanium alloy matrix

　　材料

　　序号

　　应变率/s-1

　　抗拉强度/ MPa

　　材料

　　序号

　　应变率/s-1

　　抗拉强度/ MPa

　　基体

　　1

　　1×10-4

　　1050

　　TP650

　　1

　　1×10-4

　　1170

　　2

　　1×10-3

　　1075

　　2

　　1×10-3

　　1210

　　3

　　200

　　1411

　　3

　　200

　　1838

　　4

　　500

　　1510

　　4

　　500

　　2143

　　5

　　1300

　　1580

　　5

　　1300

　　2290

　　取参考应变率为1×10-4s-1，对应的参考应力分别为1050MPa和1170MPa，对应力和应变率作无量纲化处理，取横坐标为，纵坐标为，则两种材料的应变率敏感性比较如图8所示。显然，复合材料TP650的应变率敏感性明显要高于基体钛合金的应变率敏感性。

　　3.4.1产生应变率效应的原因

　　材料变形由热激活和非热激活变形两部分构成。应变率敏感性的高低主要取决于材料在变形过程中的热激活和非热激活分量的相对高低。当热激活占主导时，应变率敏感性就高，反之应变率敏感性就低。对于刚性颗粒增强金属基复合材料TP650而言，即使受到外加载荷的作用，硬质粒子仍保持弹性而不发生塑性变形，发生变形的基体则由于应变协调作用在硬质粒子周围产生大量的位错圈（应变协调位错）和位错缠结，最终形成位错胞结构，产生加工硬化。在低速变形情况下，由于金属合金具有高层错能力而易于发生动态回复，抑制应变协调位错产生的加工硬化，即在静态加载时，存在加工硬化与动态回复之间的竞争。而在高应变速率时，一方面位错产生的速度快，同时由于变形时间短，由位错重排或位错湮灭而产生的动态回复的速率与量都很小，从而导致位错的大量累积、缠结和小尺寸位错胞结构的形成。而且随着变形量的增加，应变协调位错的位错密度随之提高，所以应变速率敏感性也随之增加。

　　3.4.2 TP650应变率敏感性高于基体的原因

　　TP650的应变率敏感性是由基体的率敏感性和颗粒与基体的相互作用共同控制的，而颗粒与基体的相互作用主要取决于颗粒的形状和分布。当应变率很大时，颗粒对基体的约束阻碍起主导作用。

　　基体材料（未加增强颗粒）尽管与复合材料中的基体具有相同的硬度和尺寸等，但性能并不完全一致，复合材料中的基体被有效地加工硬化，从而产生错配应变，但这种硬化通常会降低金属材料的应变率敏感性，因此不能用于解释复合材料的率敏感性高于基体的现象。同时，由于颗粒和基体热膨胀系数的差异、复合材料热处理或热加工后等原因产生的原始高密度位错不仅增加动态变形中位错之间的交互作用，也对静态变形起增强作用，由此表现出来的应变率敏感性就不一定明显。

　　颗粒增强金属基复合材料的应变率敏感性高于基体的主要原因是强化粒子对基体的约束作用。从微观机制上讲，由于错配应变产生的位错将导致移动的位错密度显著变化，且随着复合材料动态变形的加大，增强颗粒对位错运动的约束阻碍作用增加了粒子与基体界面局部区域的应变速率，使动态变形时复合材料中的颗粒周围的基体进入到更高的应变速率区，此时基体的热激活变形起主导作用，从而提高了复合材料的率敏感性。Yadav（1995）等人则提出，在高速加载情况下，强化相粒子对位错运动的阻力随变形速度的增加而增加。如果这一假设正确，复合材料应变速率敏感性的提高又找到一个理由。在动态加载条件下，由于位错密度高，试样平行长度内的应变范围和损伤范围广，导致动态下的拉伸断口参差不齐并存在较多的二次裂纹，断裂时消耗更多的能量，因此使得复合材料的应变率敏感性高于基体。

　　4 结论

　　通过对钛合金基体和复合材料TP650的静、动态拉伸实验，得到如下结论：

　　（1）TiC颗粒的加入，可以明显提高钛基复合材料TP650的刚度，但却是牺牲材料的延性为代价的。

　　（2）钛合金基体和TiC颗粒增强钛基复合材料TP650均具有明显的应变率强化效应，但复合材料的应变率敏感性要显著高于基体的应变率敏感性。

　　（3）采用位错理论可以很好地解释复合材料TP650的强化机理和复合材料的应变率敏感性以及复合材料应变率敏感性高于基体的应变率敏感性的原因。

　　参考文献：

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　　[8]姜芳。颗粒增强钛基复合材料的力学性能研究[D]. 北京：北京理工大学，2006（Jiang F. Research on the mechanical propertiesof particle reinforced titanium matrix composites [D]. Beijing: Beijing Instituteof Technology, 2006 （in Chinese）。）