金属基复合材料蠕变性能的研究现状和展望/田君等 119 金属基复合材料蠕变性能的研究现状和展望 田君12,李文芳,韩立发2,彭继华 (1华南理工大学材料科学与工程学院,广州510640;2东莞理工学院机械工程学院,东莞523808) 摘要综述了国内外金属基复合材料的抗高温蠕变性能的研究进展。重点分析了蠕变理论研究中的3种理 论模型的特点,指出理论硏究的核心问题是位错越过第二相的机制以及门槛应力的来源。详述了目前蠕变实验研究 的各种实验方法与特点。讨论了利用计算机有限元分析来进行蠕变研究的优点。针对目前我国金属基复合材料的 抗高温蠕变性能的研究方法提出了一些看法和展望 关键词金属基复合材料位错门槛应力蠕变 Research and development of Creep of Metal Matrix Composites TIAN Jun2, LI Wenfang, HAN Lifa, PEN GJihua (1 College of Materials Science and Engineering, South China University of Technology, Guangzhou 510640, 2 College of Mechanical Engineering, Dongguan University of Technology, Dongguan 523808) Abstract Research development on high temperature creep of metal matrix composites at home and abroad are summarized. The three theoretical models of the creep theory studies are focused on analyzing, and the core issue of theoretical studies is a mechanism of the dislocation over the second phase and the threshold stress sources. Characte ristics of various experimental methods of the current creep experimental studies are reco unted. Advantages of the mputer finite element analysis in creep studies are discussed. The research trends and development on high tempera- ture creep of metal matrix composites in China are presented Key words metal matrix composites, dislocation, threshold stress, creep 在能源、石油化工和航空航天等工业装置中,很多构件出发,近年来,国内外学者对MMC的宏观性能与细观结构 需在高温下工作。如火力发电的蒸汽温度可达到570℃,飞性能进行了大量研究,并取得了相当丰富的研究成果。从蠕 机涡轮叶片的工作温度高达1000℃以上,制氢转化和乙烯裂变研究方法上讲,按其发展过程大体可分为3类:第一类是 解温度分别达到950℃和1050℃。对这类装置材料最重要理论研究,建立理论模型;第二类是蠕变试验研究;第三类是 的性能要求是高温强度,然而常规材料无法满足高温强度结合试验数据建立有限元计算模型,进行计算机模拟 性能,只有新型的高温结构材料才能胜任,如金属间化合物、 陶瓷、聚合物、复合材料等。在这些高温结构材料中,只有金 1理论研究 属基复合材料(MMC)才具有比强度和比刚度高、导热导电 MMC蠕变一般有以下共同特征 性好阻尼减振、电磁屏蔽、易于加工成形和容易回收等优 (1)蠕变速度比相同条件下没有强化的基体合金小得 点,在汽车、电子通信、航空航天和国防军事等领域具有极其多,第二相强化显著地提高蠕变抗力,且第二相体积分数、尺 重要的应用价值和广阔的应用前景,被誉为“21世纪绿色工寸、在基体中的分布以及结合界面等都会影响强化作用 程材料2。 (2)蠕变速率与应力关系仍可用E表示,而应力指数 MMC的高温强度性能是指材料对高温变形与断裂的抗 般为7~8,甚至达到10~40 力。它们长期在高温并受一定载荷的环境下工作,会发生缓 (3)蠕变激活能远大于基体的自扩散激活能。 慢的塑性变形,也就是我们常说的蠕变。研究其蠕变性能是 (4)存在门槛应力,外加应力低于门槛应力时MMC不 设计MMC材料高温环境工作的关键。MMC的蠕变性能与发生蠕变。门槛应力值一般是 Oro wan应力的1/2左右 下列因素相关:基体的蠕变性能,增强体的弹性和断裂特性 至今还没有一种蠕变理论对上述所有的蠕变特征给出 增强体的尺寸参数、分布以及增强体与基体界面性能等。满意的解释。迄今研究的核心问题是位错越过第二相的机 也就是需要了解MMC材料的宏观性能与其细观结构和组制以及门槛应力的来源。由于MMC强化有粒子强化、晶须 成之间的关系,因此需要建立这两者关系模型。从这一实际强化及纤维强化,为便于说明,不妨以粒子强化为例,围绕核 *东莞市高等院校科技计划项目(2008108101028);广东省金属新材料成型制备重点实验室开放基金资助项目(200800 田君:1968年生,副教授,博士研究生ma:841608534@qq,com李文芳:通讯作者,1964年生,教授,博导 Email:mewi@ scut eau. cn o1994-2010ChinaAcademicJournalElectronicPublishingHouse.Allrightsreservedhttp:/www.cnki.net
金属基复合材料蠕变性能的研究现状和展望3 田 君1 ,2 ,李文芳1 ,韩立发2 ,彭继华1 (1 华南理工大学材料科学与工程学院 ,广州 510640 ;2 东莞理工学院机械工程学院 ,东莞 523808) 摘要 综述了国内外金属基复合材料的抗高温蠕变性能的研究进展。重点分析了蠕变理论研究中的 3 种理 论模型的特点 ,指出理论研究的核心问题是位错越过第二相的机制以及门槛应力的来源。详述了目前蠕变实验研究 的各种实验方法与特点。讨论了利用计算机有限元分析来进行蠕变研究的优点。针对目前我国金属基复合材料的 抗高温蠕变性能的研究方法提出了一些看法和展望。 关键词 金属基复合材料 位错 门槛应力 蠕变 Research and Development of Creep of Metal Matrix Composites TIAN J un 1 ,2 , L I Wenfang 1 , HAN Lifa 2 , PEN G Jihua 1 (1 College of Materials Science and Engineering , South China University of Technology , Guangzhou 510640 ;2 College of Mechanical Engineering , Dongguan University of Technology , Dongguan 523808) Abstract Research development on high temperature creep of metal matrix composites at home and abroad are summarized. The three theoretical models of the creep theory studies are focused on analyzing , and the core issue of theoretical studies is a mechanism of the dislocation over the second phase and the threshold stress sources. Characte2 ristics of various experimental methods of the current creep experimental studies are recounted. Advantages of the computer finite element analysis in creep studies are discussed. The research trends and development on high tempera2 ture creep of metal matrix composites in China are presented. Key words metal matrix composites , dislocation , threshold stress , creep 3 东莞市高等院校科技计划项目(2008108101028) ;广东省金属新材料成型制备重点实验室开放基金资助项目(2008001) 田君 :1968 年生 ,副教授 ,博士研究生 E2mail :841608534 @qq. com 李文芳 :通讯作者 ,1964 年生 ,教授 ,博导 E2mail :mewfli @ scut. edu. cn 在能源、石油化工和航空航天等工业装置中 ,很多构件 需在高温下工作。如火力发电的蒸汽温度可达到 570 ℃,飞 机涡轮叶片的工作温度高达 1000 ℃以上 ,制氢转化和乙烯裂 解温度分别达到 950 ℃和 1050 ℃。对这类装置材料最重要 的性能要求是高温强度[ 1 ] ,然而常规材料无法满足高温强度 性能 ,只有新型的高温结构材料才能胜任 ,如金属间化合物、 陶瓷、聚合物、复合材料等。在这些高温结构材料中 ,只有金 属基复合材料(MMC) 才具有比强度和比刚度高、导热导电 性好、阻尼减振、电磁屏蔽、易于加工成形和容易回收等优 点 ,在汽车、电子通信、航空航天和国防军事等领域具有极其 重要的应用价值和广阔的应用前景 ,被誉为“21 世纪绿色工 程材料”[ 2 ] 。 MMC 的高温强度性能是指材料对高温变形与断裂的抗 力。它们长期在高温并受一定载荷的环境下工作 ,会发生缓 慢的塑性变形 ,也就是我们常说的蠕变。研究其蠕变性能是 设计 MMC 材料高温环境工作的关键。MMC 的蠕变性能与 下列因素相关 :基体的蠕变性能 ,增强体的弹性和断裂特性 , 增强体的尺寸参数、分布以及增强体与基体界面性能等[ 3 - 6 ] 。 也就是需要了解 MMC 材料的宏观性能与其细观结构和组 成之间的关系 ,因此需要建立这两者关系模型。从这一实际 出发 ,近年来 ,国内外学者对 MMC 的宏观性能与细观结构 性能进行了大量研究 ,并取得了相当丰富的研究成果。从蠕 变研究方法上讲 ,按其发展过程大体可分为 3 类 :第一类是 理论研究 ,建立理论模型 ;第二类是蠕变试验研究 ;第三类是 结合试验数据建立有限元计算模型 ,进行计算机模拟。 1 理论研究 MMC 蠕变一般有以下共同特征 : (1) 蠕变速度比相同条件下没有强化的基体合金小得 多 ,第二相强化显著地提高蠕变抗力 ,且第二相体积分数、尺 寸、在基体中的分布以及结合界面等都会影响强化作用。 (2) 蠕变速率与应力关系仍可用ε∝σn 表示 ,而应力指数 n 一般为 7～8 ,甚至达到 10～40。 (3) 蠕变激活能远大于基体的自扩散激活能。 (4) 存在门槛应力 ,外加应力低于门槛应力时 MMC 不 发生蠕变。门槛应力值一般是 Orowan 应力的 1/ 2 左右。 至今还没有一种蠕变理论对上述所有的蠕变特征给出 满意的解释。迄今研究的核心问题是位错越过第二相的机 制以及门槛应力的来源。由于 MMC 强化有粒子强化、晶须 强化及纤维强化 ,为便于说明 ,不妨以粒子强化为例 ,围绕核 金属基复合材料蠕变性能的研究现状和展望/ 田 君等 ·119 ·
120 材料导报:综述篇2010年3月(上)第24卷第3期 心问题所展开的粒子强化的MMC理论研究模型有以下几 fleischerω根据此模型计算出了位错切割粒子所需的 切应力 (1)位错通过 Orowan机制绕过粒子模型 位错通过 Orowan机制绕过粒子,绕过粒子所需应力称 为 Orowan应力,其最简化的表达式为 Fm=2 Tcos (2) (1)式中:F为位错线所受的力,T为位错的线张力,b为位错柏 式中:G为基体的剪切模量,b为位错柏氏矢量,A为粒子间氏矢量,为滑移面上粒子的平均间距,电为位错脱离钉扎时 的脱钉角。根据此式求得的蠕变门槛应力值与实验结果比 当外加应力高于 Orowan应力时,位错通过 Orowan机较接近。 制绕过粒子,蠕变速率遵循E=A(r-)”的幂律方程, 由于MMC种类繁多,性质各异,不可能用统一的本构 Orowan应力即为门槛应力 方程来表示其蠕变规律,但是一般存在下列本构关系 (2)位错通过攀移越过粒子模型 hm∝A(0-④)"exp(-Q/RT) 当外加应力低于 Orowan应力时,位错不能绕过粒子,但式中:为稳态蠕变速率,A为材料常数,为蠕变门槛应 实际上MMC仍发生蠕变,这说明高温下位错可以按Oro力,Q为蠕变变形表观激活能,R为气体常数。 wan机制以外的其它机制越过粒子,这个机制就是位错通过2蠕变试验研究 攀移越过粒子 关于位错攀移越过粒子,已提出了2种模型,即局部攀 蠕变理论模型是建立在一定的假设条件上的,各种模型 移和总体攀移1 有一定的合理性,也有一定的缺陷性,或多或少能说明某些 局部攀移就是靠近粒子的位错段攀移越过粒子,而其余类的MMC的蠕变行为,在早期的蠕变研究中起到了重要作 位错段仍在原滑移面上滑移。位错攀移的阻力源于位错线用,即使现在对蠕变试验也有很大的指导作用。现在蠕变试 长度的增加。根据这一模型,如果位错运动过程中外加应力验装置越来越先进,试验水平也越来越高,所得出的试验结 所做的功小于位错线长度增加引起的线能量增加,攀移就不果更能说明MMC的蠕变本质。但是蠕变试验的最大缺点 能继续进行,蠕变也就停止,这就是门槛应力的来源。这一就是试验时间比较长试验成本比较高。现在利用得较多的 模型的理论研究导出的门槛应力砸=0.4 蠕变试验方法与特点大致如下。 局部攀移与实际材料蠕变中观察到的值基本接近,但2.1三点弯曲法蠕变试验 是,局部攀移模型中的位错在粒子表面处有尖锐弯曲,这显 利用动态热分析仪器进行三点弯曲法测定复合材料在 然不是合理的假设因为位错线在张力的作用下总是要自身定载荷水平和温度水平下试样的弯曲变形量,将弯曲变形 拉直。考虑到这一点,提出了较为合理的总体攀移模型。 量换算成形变量进行蠕变曲线测定 总体攀移就是粒子处位错攀移带动滑移面的位错一起 南昌大学的胡强利用如图1所示三点弯曲法测定 攀移,此时位错线长度的增加与局部攀移相比小得多,因此SiC/AZ6l镁基复合材料的蠕变性能。 攀移阻力也小得多。对这一模型的理论分析导出的蠕变门 槛应力要比实验值小得多(五≈0.15) 根据局部攀移模型与总体攀移模型建立的蠕变理论多 数不能导出与实验结果一致的蠕变本构方程,特别是蠕变门 槛应力值与实验结果多数也不能相符 (3)位错切割粒子模型 在适当的条件下基体位错可以穿过粒子滑移,也就是位 错切割粒子。位错切割粒子的过程是非热激活的,蠕变门槛 应力值实际上等于第二相粒子引起的临界切应力增量,也就 是位错切割粒子所需的切应力为蠕变门槛应力。在处理位 错与第二相粒子的交互作用时,将粒子分成2种类型,即点 状障碍和漫散障碍。当第二相粒子的尺寸很小、粒子间距很 大时,可将第二相粒子看成点状障碍。点状障碍模型假定 图1三点弯曲法模式 在位错与粒子直接接触时才发生交互作用。应力场是漫散 Fig. 1 Three point bending mode lI 的,因此位错与第二相粒子应力场的交互作用也有一定的范 图2为复合材料与基体的蠕变速率随时间变化的曲线 围,处理这类问题时可把粒子看成有一定尺寸和交互作用能(200℃40MPa)。从图2中可以发现,在相同条件下 的漫散障碍。一般来说,一种粒子既有点状障碍特性也有漫SC/Az61镁基复合材料相对于Az61基体合金来说具有较 散障碍特性。 短的初始蠕变阶段、较低的稳态蠕变速率和较少总形变量 201994-2010CHinaAcademicJournalElectronicPublishingHouse.Allrightsreservedhttp://www.cnki.net
心问题所展开的粒子强化的 MMC 理论研究模型有以下几 种。 (1) 位错通过 Orowan 机制绕过粒子模型 位错通过 Orowan 机制绕过粒子 ,绕过粒子所需应力称 为 Orowan 应力 ,其最简化的表达式[ 7 ]为 : τ0 = Gb λ (1) 式中 : G 为基体的剪切模量 , b 为位错柏氏矢量 ,λ为粒子间 距。 当外加应力高于 Orowan 应力时 ,位错通过 Orowan 机 制绕过粒子 ,蠕变速率遵循εÛ= A (τ- τ0 ) n 的幂律方程 , Orowan 应力即为门槛应力。 (2) 位错通过攀移越过粒子模型 当外加应力低于 Orowan 应力时 ,位错不能绕过粒子 ,但 实际上 MMC 仍发生蠕变 ,这说明高温下位错可以按 Oro2 wan 机制以外的其它机制越过粒子 ,这个机制就是位错通过 攀移越过粒子。 关于位错攀移越过粒子 ,已提出了 2 种模型 ,即局部攀 移[ 8 ]和总体攀移[ 9 ] 。 局部攀移就是靠近粒子的位错段攀移越过粒子 ,而其余 位错段仍在原滑移面上滑移。位错攀移的阻力源于位错线 长度的增加。根据这一模型 ,如果位错运动过程中外加应力 所做的功小于位错线长度增加引起的线能量增加 ,攀移就不 能继续进行 ,蠕变也就停止 ,这就是门槛应力的来源。这一 模型的理论研究导出的门槛应力τth = 0. 4τ0 。 局部攀移与实际材料蠕变中观察到的值基本接近 ,但 是 ,局部攀移模型中的位错在粒子表面处有尖锐弯曲 ,这显 然不是合理的假设 ,因为位错线在张力的作用下总是要自身 拉直。考虑到这一点 ,提出了较为合理的总体攀移模型。 总体攀移就是粒子处位错攀移带动滑移面的位错一起 攀移 ,此时位错线长度的增加与局部攀移相比小得多 ,因此 攀移阻力也小得多。对这一模型的理论分析导出的蠕变门 槛应力要比实验值小得多(τth≈0. 1τ0 ) 。 根据局部攀移模型与总体攀移模型建立的蠕变理论多 数不能导出与实验结果一致的蠕变本构方程 ,特别是蠕变门 槛应力值与实验结果多数也不能相符。 (3) 位错切割粒子模型 在适当的条件下基体位错可以穿过粒子滑移 ,也就是位 错切割粒子。位错切割粒子的过程是非热激活的 ,蠕变门槛 应力值实际上等于第二相粒子引起的临界切应力增量 ,也就 是位错切割粒子所需的切应力为蠕变门槛应力。在处理位 错与第二相粒子的交互作用时 ,将粒子分成 2 种类型 ,即点 状障碍和漫散障碍。当第二相粒子的尺寸很小、粒子间距很 大时 ,可将第二相粒子看成点状障碍。点状障碍模型假定 , 在位错与粒子直接接触时才发生交互作用。应力场是漫散 的 ,因此位错与第二相粒子应力场的交互作用也有一定的范 围 ,处理这类问题时可把粒子看成有一定尺寸和交互作用能 的漫散障碍。一般来说 ,一种粒子既有点状障碍特性也有漫 散障碍特性。 Fleischer [ 10 ]根据此模型计算出了位错切割粒子所需的 切应力 : τ= ( Fm 2 T ) 3/ 2 ( 2 T lb ) (2) Fm = 2 Tcos( φc 2 ) (3) 式中 : Fm 为位错线所受的力 , T 为位错的线张力 , b 为位错柏 氏矢量 ,l 为滑移面上粒子的平均间距 ,φc 为位错脱离钉扎时 的脱钉角。根据此式求得的蠕变门槛应力值与实验结果比 较接近。 由于 MMC 种类繁多 ,性质各异 ,不可能用统一的本构 方程来表示其蠕变规律 ,但是一般存在下列本构关系 : εÛm∝A (σ- σ0 ) n exp ( - Q/ R T) (4) 式中 :εÛm 为稳态蠕变速率 , A 为材料常数 ,σ0 为蠕变门槛应 力 ,Q 为蠕变变形表观激活能 , R 为气体常数。 2 蠕变试验研究 蠕变理论模型是建立在一定的假设条件上的 ,各种模型 有一定的合理性 ,也有一定的缺陷性 ,或多或少能说明某些 类的 MMC 的蠕变行为 ,在早期的蠕变研究中起到了重要作 用 ,即使现在对蠕变试验也有很大的指导作用。现在蠕变试 验装置越来越先进 ,试验水平也越来越高 ,所得出的试验结 果更能说明 MMC 的蠕变本质。但是蠕变试验的最大缺点 就是试验时间比较长、试验成本比较高。现在利用得较多的 蠕变试验方法与特点大致如下。 2. 1 三点弯曲法蠕变试验 利用动态热分析仪器进行三点弯曲法测定复合材料在 一定载荷水平和温度水平下试样的弯曲变形量 ,将弯曲变形 量换算成形变量进行蠕变曲线测定。 南昌大学的胡强[ 11 ] 利用如图 1 所示三点弯曲法测定 SiCp / AZ61 镁基复合材料的蠕变性能。 图 1 三点弯曲法模式[ 11] Fig. 1 Three2point bending mode [ 11] 图 2 为复合材料与基体的蠕变速率随时间变化的曲线 (200 ℃、40MPa) [ 11 ] 。从图 2 中可以发现 ,在相同条件下 , SiCp / AZ61 镁基复合材料相对于 AZ61 基体合金来说具有较 短的初始蠕变阶段、较低的稳态蠕变速率和较少总形变量 , ·120 · 材料导报 :综述篇 2010 年 3 月(上) 第 24 卷第 3 期
金属基复合材料蠕变性能的研究现状和展望/田君等 AZ61基体合金的抗蠕变性能在加入增强相SiC颗粒后得到卫国等1s利用此法研究了原位自生TiCp/2024(IiCp的质量 提高。随着复合材料中SiC。体积分数的增加,复合材料的抗分数为15%复合材料在不同温度下的蠕变性能,认为原位 蠕变性能提高明显。Sic/AZ61镁基复合材料相对于基体自生TiC2024复合材料具有良好的抗高温蠕变能力。复 合金抗蠕变性能提高的主要原因是SiC颗粒作为强钉扎点合材料的密度变化量随着蠕变应变量的增加和蠕变时间的 钉扎晶界,阻碍高温情况下界面的滑移和位错的攀移。Sic/延长而增加,并且在较低温度时的密度变化量高于较高温度 Az61复合材料抗蠕变性能的提高还受到其它因素的影响,主时的密度变化量,当密度变化达到一定数量时产生的蠕变损 要是SiC颗粒引起的晶粒的细化以及增强相SC颗粒的有效伤即引起材料蠕变断裂。由于位错与第二相粒子的交互作 承载 用,提高了复合材料的抗蠕变能力。蠕变断口形貌表明,蠕 变过程产生的空穴多在1个颗粒或几个颗粒的聚集处形成 45-·-Az61 ·-6vol% SICAN6l 随着温度的升高,空穴不断扩展,直至最后发生塑性断裂,温 12vol%SiCJAZ6I 度对蠕变过程具有显著的影响。 韦正江等利用此法对加压铸造法制备的A12O3SiO2 系纤维增强丑109合金复合材料在不同温度下的蠕变性能 进行了研究,结果表明,经纤维增强的复合材料在573K的蠕 变极限强度是Z109合金的1.2倍,在673K的蠕变极限强 度是Z109合金的4倍,但蠕变断裂具有突发性 王洪林等利用此法对原位合成非连续增强体积分数 图2复合材料与基体的蠕变速率随时间的 为5%的(TiB+TC)/Ti复合材料和纯T在500~700℃的 变化(200℃、40MPa)11 蠕变变形机制进行了研究,结果表明,复合材料在实验温度 范围内其应力指数为5.80~6.43,与扩散型蠕变变形机制的 Fg2 Time de pendent creep rate of SiCp/A/ 1 composite应力指数相近,激活能为284k/mol;T的蠕变机制随温度 d AZ61 matrix(200 C, 40MPa)' 的升高发生了变化,在500℃和600℃下应力指数分别为 2.2拉伸法蠕变试验 4.30和4.03,与位错型蠕变变形机制应力指数相近,激活能 拉伸法蠕变试验是目前应用最为广泛的一种蠕变测定为228k/mol,而在700℃时T的蠕变机制为扩散型变形机 法。一般将拉伸试样放在蠕变持久试验机上,由计算机控制制,应力指数为591。在700℃时纯钛与复合材料的蠕变速 蠕变载荷、温度,完成材料的变形量、温度及载荷的数据采率和应力指数较接近,说明在此温度下由于增强相和基体传 集,自动绘制蠕变曲线。黄明华等利用拉伸法蠕变试验研递载荷的能力下降,导致增强效果下降。 究了挤压铸造A2O3短纤维增强铝基复合材料在350℃恒应2.3压痕法蠕变试验 力条件下的蠕变行为,发现复合材料在蠕变过程中纤维断 由于实际应用中材料大部分都在承受压应力的工况下 裂、弱界面破坏及基体合金在应力作用下变形。最初结合完工作,故可以用复合材料的高温持久硬度与压入蠕变特性 好的界面在整个蠕变过程中没有发生脱粘的现象。而弱界衡量其抵抗高温蠕变的能力。在一定温度下,随着载荷保持 面在蠕变中遺到严重破坏,界面处的孔洞和裂纹在应力的作时间的延长,压痕深度将缓慢增大,硬度值(HB)不断减小 用下会逐渐扩展导致复合材料在蠕变过程中不断变形,说明通过不同温度下保荷不同时间的持久硬度值可得到硬度值 弱界面在力学性能方面是复合材料中的一个薄弱区域。根与温度和保荷时间之间的关系,硬度值的变化反映材料塑性 据复合材料在蠕变3个阶段中显微组织的变化情况,对其宏变形与温度和时间的关系,即蠕变规律。谢敬佩等利用压 观蠕变行为进行了分析,认为位错在复合材料中的滑移和攀痕法蠕变试验研究了SiC/ZA27、AlOy/ZA27复合材料和 移导致应力从基体传递至纤维,位错的运动控制着复合材料ZA27合金的高温蠕变性能。结果表明,随着温度的升高材 的蠕变过程。 料的抗蠕变性能下降;在不同温度下,SiC/ZA27和Al2Oy 王浩伟利用拉伸法蠕变试验研究了挤压铸造AO3ZA27复合材料的抗蠕变性能均明显高于ZA27合金的抗蠕 短纤维增强铝基复合材料的变载荷蠕变和回蠕变行为,认为变性能。复合材料中存在一个临界应力哂,当应力值大于哂 复合材料在主应力作用下当蠕变载荷突然降低后,表现为瞬时,位错才产生滑移。复合材料中由于颗粒的加入引起的错 态应变量收缩以及随后的回蠕变;初始瞬态收缩完全是复合配或不均匀收缩产生的内应力(有时称抗力)会提高材料的 材料的弹性应变。试验结果经数值回归得出回蠕变速率门槛应力,从而使位错难以滑移,蠕变降低 k(1)=Ar,回蠕变应变4()=Alnt+c,指数n在任一主应 祝要民等利用此法与电子透镜结合研究了SCp 力阶段均接近于-1,系数A取决于降载前后复合材料积累ZA27复合材料界面微观结构和高温蠕变性能。结果表明 的主应力蠕变状态,表明复合材料回蠕变行为受到降载前主在ZA27复合材料中,无论是加入增强相SC还是基体 应力蠕变状态的制约 ZA27中的η相细小均匀析出,都能在一定程度上减少位错 Dragone利用此法对AlO3纤维增强A卜-S%Mg(质量的滑移和塞积,细化晶粒,提高材料总体的抗蠕变能力。 分数)合金复合材料的稳态和瞬时蠕变行为进行了研究。张Sic/ZA27复合材料相对ZA27合金具有较好的抗高温蠕变 201994-2010ChinaAcademicJournalElectronicPublishingHouse.Allrightsreservedhttp://www.cnki.net
AZ61 基体合金的抗蠕变性能在加入增强相 SiC 颗粒后得到 提高。随着复合材料中 SiCp 体积分数的增加 ,复合材料的抗 蠕变性能提高明显。SiCp / AZ61 镁基复合材料相对于基体 合金抗蠕变性能提高的主要原因是 SiC 颗粒作为强钉扎点 钉扎晶界 ,阻碍高温情况下界面的滑移和位错的攀移。SiCp / AZ61 复合材料抗蠕变性能的提高还受到其它因素的影响 ,主 要是 SiC 颗粒引起的晶粒的细化以及增强相 SiC 颗粒的有效 承载。 图 2 复合材料与基体的蠕变速率随时间的 变化( 200 ℃、40MPa) [ 11] Fig. 2 Time dependent creep rate of SiCp/ AZ61 composite and AZ61 matrix( 200 ℃,40MPa) [ 11] 2. 2 拉伸法蠕变试验 拉伸法蠕变试验是目前应用最为广泛的一种蠕变测定 法。一般将拉伸试样放在蠕变持久试验机上 ,由计算机控制 蠕变载荷、温度 ,完成材料的变形量、温度及载荷的数据采 集 ,自动绘制蠕变曲线。黄明华等[ 12 ]利用拉伸法蠕变试验研 究了挤压铸造 Al2 O3短纤维增强铝基复合材料在 350 ℃恒应 力条件下的蠕变行为 ,发现复合材料在蠕变过程中纤维断 裂、弱界面破坏及基体合金在应力作用下变形。最初结合完 好的界面在整个蠕变过程中没有发生脱粘的现象。而弱界 面在蠕变中遭到严重破坏 ,界面处的孔洞和裂纹在应力的作 用下会逐渐扩展导致复合材料在蠕变过程中不断变形 ,说明 弱界面在力学性能方面是复合材料中的一个薄弱区域。根 据复合材料在蠕变 3 个阶段中显微组织的变化情况 ,对其宏 观蠕变行为进行了分析 ,认为位错在复合材料中的滑移和攀 移导致应力从基体传递至纤维 ,位错的运动控制着复合材料 的蠕变过程。 王浩伟[ 13 ]利用拉伸法蠕变试验研究了挤压铸造 Al2 O3 短纤维增强铝基复合材料的变载荷蠕变和回蠕变行为 ,认为 复合材料在主应力作用下当蠕变载荷突然降低后 ,表现为瞬 态应变量收缩以及随后的回蠕变 ;初始瞬态收缩完全是复合 材料的弹性应变。试验结果经数值回归得出回蠕变速率 εÛbc (t) = A t n ,回蠕变应变εbc (t) = Alnt + c ,指数 n 在任一主应 力阶段均接近于 - 1 ,系数 A 取决于降载前后复合材料积累 的主应力蠕变状态 ,表明复合材料回蠕变行为受到降载前主 应力蠕变状态的制约。 Dragone [ 14 ]利用此法对 Al2O3 纤维增强 Al25 %Mg (质量 分数) 合金复合材料的稳态和瞬时蠕变行为进行了研究。张 卫国等[ 15 ]利用此法研究了原位自生 TiCP / 2024 ( TiCP的质量 分数为 15 %) 复合材料在不同温度下的蠕变性能 ,认为原位 自生 TiCP / 2024 复合材料具有良好的抗高温蠕变能力。复 合材料的密度变化量随着蠕变应变量的增加和蠕变时间的 延长而增加 ,并且在较低温度时的密度变化量高于较高温度 时的密度变化量 ,当密度变化达到一定数量时产生的蠕变损 伤即引起材料蠕变断裂。由于位错与第二相粒子的交互作 用 ,提高了复合材料的抗蠕变能力。蠕变断口形貌表明 ,蠕 变过程产生的空穴多在 1 个颗粒或几个颗粒的聚集处形成 , 随着温度的升高 ,空穴不断扩展 ,直至最后发生塑性断裂 ,温 度对蠕变过程具有显著的影响。 韦正江等[ 16 ]利用此法对加压铸造法制备的 Al2O32SiO2 系纤维增强 ZL109 合金复合材料在不同温度下的蠕变性能 进行了研究 ,结果表明 ,经纤维增强的复合材料在 573 K 的蠕 变极限强度是 ZL109 合金的 1. 2 倍 ,在 673 K 的蠕变极限强 度是 ZL109 合金的 4 倍 ,但蠕变断裂具有突发性。 王洪林等[ 17 ]利用此法对原位合成非连续增强体积分数 为 5 %的( TiB + TiC) / Ti 复合材料和纯 Ti 在 500～700 ℃的 蠕变变形机制进行了研究 ,结果表明 ,复合材料在实验温度 范围内其应力指数为 5. 80～6. 43 ,与扩散型蠕变变形机制的 应力指数相近 ,激活能为 284kJ/ mol ; Ti 的蠕变机制随温度 的升高发生了变化 ,在 500 ℃和 600 ℃下应力指数分别为 4. 30 和 4. 03 ,与位错型蠕变变形机制应力指数相近 ,激活能 为 228kJ/ mol ,而在 700 ℃时 Ti 的蠕变机制为扩散型变形机 制 ,应力指数为 5. 91。在 700 ℃时纯钛与复合材料的蠕变速 率和应力指数较接近 ,说明在此温度下由于增强相和基体传 递载荷的能力下降 ,导致增强效果下降。 2. 3 压痕法蠕变试验 由于实际应用中材料大部分都在承受压应力的工况下 工作 ,故可以用复合材料的高温持久硬度与压入蠕变特性来 衡量其抵抗高温蠕变的能力。在一定温度下 ,随着载荷保持 时间的延长 ,压痕深度将缓慢增大 ,硬度值 ( HB) 不断减小。 通过不同温度下保荷不同时间的持久硬度值可得到硬度值 与温度和保荷时间之间的关系 ,硬度值的变化反映材料塑性 变形与温度和时间的关系 ,即蠕变规律。谢敬佩等[ 18 ]利用压 痕法蠕变试验研究了 SiCp / ZA27、Al2 O3p / ZA27 复合材料和 ZA27 合金的高温蠕变性能。结果表明 ,随着温度的升高 ,材 料的抗蠕变性能下降 ;在不同温度下 ,SiCp / ZA27 和 Al2 O3p / ZA27 复合材料的抗蠕变性能均明显高于 ZA27 合金的抗蠕 变性能。复合材料中存在一个临界应力σ0 ,当应力值大于σ0 时 ,位错才产生滑移。复合材料中由于颗粒的加入引起的错 配或不均匀收缩产生的内应力(有时称抗力) 会提高材料的 门槛应力 ,从而使位错难以滑移 ,蠕变降低。 祝要民等[ 19 ] 利用此法与电子透镜结合研究了 SiCp / ZA27 复合材料界面微观结构和高温蠕变性能。结果表明 , 在 ZA27 复合材料中 ,无论是加入增强相 SiCp 还是基体 ZA27 中的η相细小均匀析出 ,都能在一定程度上减少位错 的滑移和塞积 ,细化晶粒 ,提高材料总体的抗蠕变能力。 SiCp / ZA27 复合材料相对 ZA27 合金具有较好的抗高温蠕变 金属基复合材料蠕变性能的研究现状和展望/ 田 君等 ·121 ·
材料导报:综述篇2010年3月(上)第24卷第3期 性能 个蠕变过程中的应力应变场的变化,同时又能模拟MMC在 2.4双剪切法蠕变试验 真实试验条件下所发生的蠕变形为,具有试验方法和理论解 双剪切法是近年来发展的一种比较复杂的蠕变试验方析无与伦比的优势,因此也是现行研究MMC时采用较多的 法。岳珠峰等研究了双剪切试样用于短纤维金属基复合一种方法 材料蠕变响应研究的可行性(图3所示为双剪切试样尺寸),3.1单胞模型 指出双剪切试样的蠕变响应与材料的各向异性有关。详细 单胞模型简单,对纤维增强MMC来说,这种单胞模型 的应力分析表明,双剪切试样在受剪区域能提供稳定的应力意味着纤维理想也定长、均匀和周期地分布在基体中。因 状态,该应力接近于施加应力的平均值,并与试样的取向及此,整个MMC的性能可由该单胞模型(含18纤维和相应 材料的各向异性不相关,即双剪切试样可以为MMC提供一的基体)进行描述。岳珠峰等利用单胞模型有限元方法研 简单的复杂应力,可以利用双剪切实验结果来推得MMC蠕究了热处理制度对金属基短纤维复合材料蠕变性能的影响 变性能和各向异性参数,还可以用双剪切实验来确定那些很如图4所示给出单胞模型,中心为1/8纤维。该单胞模型能 难用拉伸和单向压缩实验确定的各向异性材料的参数 唯一地由∥L、dD、yD表示。这些参数可由纤维体积分 数来确定。根据试件取向,单轴应力方向位于XOZ平面内 即位于纤维分布平面,加载方向由6角表示。利用 ABAQUS 程序就可以进行有限元计算,计算结果表明,尽管单胞模型 有其自身的局限性,但是单胞模型能揭示热处理影响机理的 主要方面。 图3双剪切试样的几何尺寸 Fig 3 Geometry unit in mm of the double shear creep specimen 2.5声发射法蠕变试验 声发射检测(简称AE)具有实时、连续监测的特点,能反 映出声发射源在载荷作用下的动态响应特性。大量研究表 图4单胞模型 明,尽管复合材料的损伤形式具有各自不同的复杂性,但是 Fig 4 Unit cel 发生发展时都有明显的声发射特征,而且声发射对于损伤过3.2统计模型 程的分析非常有效。 M Surgeon等对S/BMAS复合材 上述单胞模型仅能给出特殊情况而不能给出纤维随机 料层合板在拉伸作用下的损伤作了AE研究利用AE事件分布的一般情况下MMC的蠕变响应,得到的数据与试验结 数幅值、能量以及持续时间等参数,对应加载曲线描述不同果有时差距很大。 Dragone提出了一种纤维网络模型 铺层的试件损伤演化模式和破坏机理。 Bakyckas j g等凵}这种模型改变了沿用已久的单胞、双胞、三胞等规则模型,考 通过对钛基复合材料损伤过程的声发射研究,揭示了几种主虑了纤维的取向分布、由层叠引起的纤维之间的相互作用以 要的损伤形式发生时对应的AE事件幅度。方鹏等利用及纤维的随机性分布影响。Pyrz引入统计思想建立了细观 声发射技术对cSiC复合材料高温蠕变试验过程进行了动模型之后,使增强体随机分布MMC的数值模拟成为可 态监测,通过声发射参数分析法对蠕变过程中的声发射累计能。岳珠峰认为,从得到稳定蠕变率与纤维的几何尺寸、 能量随蠕变时间变化进行了分析,揭示了SiC复合材料蠕外载及外载方向的定量关系可以建立随机统计模型。纤维 变损伤的演化过程及规律。 的断裂必须考虑在随机统计模型中选参数∥L、dD、y/D和 3有限元分析 θ作基本随机变量,假设蠕变率可以分离式(5) ,=fi(lL)f2(d D)f3(y/D)f4(9f(m (5) 蠕变理论模型存在自身的缺陷,不能精确描述MMC的式中:f1∥D)√2(dD、f3(yD和f4(9代表参数∥L、d 应力应变场,对于纤维呈随机分布的MMC简直不可能描述D、y/D和θ对稳定蠕变的影响,f(m)为基体蠕变响应。可 其蠕变损伤的演化过程。尽管通过蠕变试验可以比较真实以得到上述参数的均值及其密度函数,由此可算出统计模型 地揭示MMC的一些蠕变规律,但是蠕变试验过程长,成本结果。岳珠峰用试验结果与其比较,发现该统计模型可以 相对高,在长时间的试验过程中可能会有一些不可估计的因很好地模拟试验结果 素影响试验结果,而且不能动态地说明那些因素是如何影响 MMC蠕变过程的。近年来随着计算机的发展,促进了有限 4展望 元技术的应用。有限元模拟较理论模型准确,更容易得到整 近年来,我国在金属基复合材料蠕变性能方面取得了一 201994-2010CHinaAcademicJournalElectronicPublishingHouse.Allrightsreservedhttp://www.cnki.net
性能。 2. 4 双剪切法蠕变试验 双剪切法是近年来发展的一种比较复杂的蠕变试验方 法。岳珠峰等[ 20 ]研究了双剪切试样用于短纤维金属基复合 材料蠕变响应研究的可行性(图 3 所示为双剪切试样尺寸) , 指出双剪切试样的蠕变响应与材料的各向异性有关。详细 的应力分析表明 ,双剪切试样在受剪区域能提供稳定的应力 状态 ,该应力接近于施加应力的平均值 ,并与试样的取向及 材料的各向异性不相关 ,即双剪切试样可以为 MMC 提供一 简单的复杂应力 ,可以利用双剪切实验结果来推得 MMC 蠕 变性能和各向异性参数 ,还可以用双剪切实验来确定那些很 难用拉伸和单向压缩实验确定的各向异性材料的参数。 图 3 双剪切试样的几何尺寸[ 20] Fig. 3 Geometry unit in mm of the double shear creep specimen [ 20] 2. 5 声发射法蠕变试验 声发射检测(简称 A E) 具有实时、连续监测的特点 ,能反 映出声发射源在载荷作用下的动态响应特性。大量研究表 明 ,尽管复合材料的损伤形式具有各自不同的复杂性 ,但是 发生发展时都有明显的声发射特征 ,而且声发射对于损伤过 程的分析非常有效。M Surgeon 等[ 21 ] 对 SiC/ BMAS 复合材 料层合板在拉伸作用下的损伤作了 A E 研究 ,利用 A E 事件 数、幅值、能量以及持续时间等参数 ,对应加载曲线描述不同 铺层的试件损伤演化模式和破坏机理。Bakvckas J G 等[ 22 ] 通过对钛基复合材料损伤过程的声发射研究 ,揭示了几种主 要的损伤形式发生时对应的 A E 事件幅度。方鹏等[ 23 ] 利用 声发射技术对 C/ SiC 复合材料高温蠕变试验过程进行了动 态监测 ,通过声发射参数分析法对蠕变过程中的声发射累计 能量随蠕变时间变化进行了分析 ,揭示了 C/ SiC 复合材料蠕 变损伤的演化过程及规律。 3 有限元分析 蠕变理论模型存在自身的缺陷 ,不能精确描述 MMC 的 应力应变场 ,对于纤维呈随机分布的 MMC ,简直不可能描述 其蠕变损伤的演化过程。尽管通过蠕变试验可以比较真实 地揭示 MMC 的一些蠕变规律 ,但是蠕变试验过程长 ,成本 相对高 ,在长时间的试验过程中可能会有一些不可估计的因 素影响试验结果 ,而且不能动态地说明那些因素是如何影响 MMC 蠕变过程的。近年来随着计算机的发展 ,促进了有限 元技术的应用。有限元模拟较理论模型准确 ,更容易得到整 个蠕变过程中的应力应变场的变化 ,同时又能模拟 MMC 在 真实试验条件下所发生的蠕变形为 ,具有试验方法和理论解 析无与伦比的优势 ,因此也是现行研究 MMC 时采用较多的 一种方法。 3. 1 单胞模型 单胞模型简单 ,对纤维增强 MMC 来说 ,这种单胞模型 意味着纤维理想也定长、均匀和周期地分布在基体中。因 此 ,整个 MMC 的性能可由该单胞模型 (含 1/ 8 纤维和相应 的基体) 进行描述。岳珠峰等[ 24 ]利用单胞模型有限元方法研 究了热处理制度对金属基短纤维复合材料蠕变性能的影响。 如图 4 所示给出单胞模型 ,中心为 1/ 8 纤维。该单胞模型能 唯一地由 l/ L 、d/ D 、y/ D 表示。这些参数可由纤维体积分 数来确定。根据试件取向 ,单轴应力方向位于 XO Z 平面内 , 即位于纤维分布平面 ,加载方向由θ角表示。利用 ABAQUS 程序就可以进行有限元计算 ,计算结果表明 ,尽管单胞模型 有其自身的局限性 ,但是单胞模型能揭示热处理影响机理的 主要方面。 图 4 单胞模型[ 24] Fig. 4 Unit cell model [ 24] 3. 2 统计模型 上述单胞模型仅能给出特殊情况而不能给出纤维随机 分布的一般情况下 MMC 的蠕变响应 ,得到的数据与试验结 果有时差距很大。Dragone 提出了一种纤维网络模型[ 25 ] 。 这种模型改变了沿用已久的单胞、双胞、三胞等规则模型 ,考 虑了纤维的取向分布、由层叠引起的纤维之间的相互作用以 及纤维的随机性分布影响。Pyrz 引入统计思想建立了细观 模型之后[ 26 ] ,使增强体随机分布 MMC 的数值模拟成为可 能。岳珠峰[ 27认为 ,从得到稳定蠕变率与纤维的几何尺寸、 外载及外载方向的定量关系可以建立随机统计模型。纤维 的断裂必须考虑在随机统计模型中选参数 l/ L 、d/ D、y/ D 和 θ作基本随机变量 ,假设蠕变率可以分离式(5) : εÛs = f 1 ( l/ L) f 2 ( d/ D) f 3 ( y/ D) f 4 (θ) f ( m) (5) 式中 : f 1 ( l/ L) 、f 2 ( d/ D) 、f 3 ( y/ D) 和 f 4 (θ) 代表参数 l/ L 、d/ D、y/ D 和θ对稳定蠕变的影响 , f ( m) 为基体蠕变响应。可 以得到上述参数的均值及其密度函数 ,由此可算出统计模型 结果。岳珠峰[ 27 ]用试验结果与其比较 ,发现该统计模型可以 很好地模拟试验结果。 4 展望 近年来 ,我国在金属基复合材料蠕变性能方面取得了一 ·122 · 材料导报 :综述篇 2010 年 3 月(上) 第 24 卷第 3 期
金属基复合材料蠕变性能的研究现状和展望/田君等 123 定的成就但与世界上先进国家相比,还有一定差距。随着 Metall,1963,11(3):203 我国航天航空和国防工业的发展,迫切需要对MMC高温蠕11胡强.SiCp/AZ61镁基复合材料的阻尼及蠕变性能的研究 变性能进行研究、设计。在这一形势的要求下,我们应该从 D]南昌:南昌大学2008:43 以下方面开展工作 12黄明华,王浩伟.氧化铝短纤维增强铝基复合材料的蠕变破 (1)必须吸取国外先进研究成果,加强蠕变理论研究,通坏行为[].复合材料学报,2004,21(5):7 过蠕变试验所取得的成果来发展理论,使理论研究也能达到13王浩伟.A12O3/A合金复合材料的蠕变与回蠕变行为U] 国际先进水平,期望能取得这方面的知识产权。 金属学报,2000,36(11):1223 (2)应加大对MMC的制备领域的投资,先进的设备和14 Dragone TL,NxWD. Steady state and transient creep 工艺所制备出来的MMC的高温蠕变性能好 properties of an aluminum alloy reinforced with alumina fr- (3)目前对MMC蠕变变形方面的研究相对较多,蠕变 bers[J]. Acta Metall Mater, 1992, 40(10): 2781 损伤与断裂研究相对较少,根据我国实际需要,今后需加强15张卫国,宋爱君,稽峰,等.TC复合材料的蠕变性能 在不同工作环境下MMC的疲劳和蠕变寿命的研究 特种铸造及有色合金,2008,28(4):306 (4)及时总结国内外MMC的蠕变研究新成果,将它们 韦正江,魏良,陈晓,等.A2OSiO2系纤维增强Z109合金 编著成教材,加大我国在该领域的受教育群体,加快研究成 复合材料的高温蠕变特性[J].机械工程材料,2001,25(10) 果的转化过程 17王洪林,耿林,郑镇珠.(TiB+TiC)/T复合材料的高温蠕变 参考文献 机制卩]哈尔滨工业大学学报,2008,40(9):1413 1张俊善材料的高温变形与断裂[M]北京:科学技术出版 18谢敬佩,王文焱,李晓辉,等.ZnAl27合金基复合材料高温蠕 社,2007:1 变性能研究]特种铸造及有色合金,2001(2) 2丁文江镁合金科学与技术[M]北京:科学技术出版社,19祝要民,谢敬佩李晓辉等,SC/ZA27复合材料界面微结 勾分析及高温蠕变性能[J].复合材料学报,2002,19(4):42 2007:1 20岳珠峰胡卫兵,吕震宙.双剪切试样用于短纤维金属基复合 3 Dragone T L, Nix W D. Geometric affecting the internal 材料蠕变响应研究[]金属学报,2003,39(1):104 stress distribution and high temperature creep rate of dis- continuous fiber reinforced methods[J]. Acta Metal Mater 21 Surgeon M, Vanswijgenhoven E, Wevers M. Acoustic e- 1990,38:1941 mission during tensile testing of SiC fi ber reinforced BMAS 4 Dong m. schmander S. Transverse mechanical behavior of glass ceramic composites [J. Compos Part A, 1997, 28A fiber reinforced composites FE modeling with embedded cell models[J]. Comput Mater Sci, 1996, 5: 53 22 Bakuckas J G. Monitoring damage growth in titanium matrix 5 Reyuand P, Rouby D, Fantozzi G. Effects of temperature opposites using acoustic emission [J]. J Compos Mater and of oxidation on the interfacial shear stress bet ween fi bers and matrix in ceramic- matrix composites[J]. Acta Ma- 23方鹏,成来飞,张立同C/SiC复合材料高温蠕变的声发射特 ter,1998,46:2461 性[J]NDT无损检测,2008,30(2):8 6 Li Y, Landon T G. High strain rate superplast 24岳珠峰,胡卫兵,吕震宙.热处理对金属基短纤维复合材料蠕 matrix composites: The role of load tranfer[ J]. Acta Ma- 变性能影响的试验和理论研究卩]稀有金属材料与工程 ter,199846:3937 2003,32(12):965 7张俊善材料强度学[M].哈尔滨:哈尔滨工业大学出版25 Dragone T L, Nix WD. Steady state and transient creep 社,2004:78 properties of an aluminum alloy reinforced with aluminum fr- 8 Shewfelt R S W, Brown L M. High temperature strength of bers[J]. Acta Metal Mater, 1992, 40(10): 2781 dispersion hardened single crystals Il[J]. Theory Phil 26 Ryszard Pyrz. Correlation of micro structure variability and ag,1977,35(4):945 local stress field in twophase materials[J]. Mater Sci Eng 9 Arzt E. Rosler j. the kinetics of dislocation climb over hard 994,177:253 particles Il. Effects of an attractive particle dislocation in-27岳珠峰基于有限元的金属基短纤维复合材料MMC的一种 teraction[ J]. Acta Metall, 1988, 36(4): 1053 统计蠕变模型[J].应用数学和力学,2002,23(4):381 10 Fleischer R L. Substitutional solution hardening[J].Acta (责任编辑王炎) 201994-2010ChinaAcademicJournalElectronicPublishingHouse.Allrightsreservedhttp://www.cnki.net
定的成就 ,但与世界上先进国家相比 ,还有一定差距。随着 我国航天航空和国防工业的发展 ,迫切需要对 MMC 高温蠕 变性能进行研究、设计。在这一形势的要求下 ,我们应该从 以下方面开展工作 : (1) 必须吸取国外先进研究成果 ,加强蠕变理论研究 ,通 过蠕变试验所取得的成果来发展理论 ,使理论研究也能达到 国际先进水平 ,期望能取得这方面的知识产权。 (2) 应加大对 MMC 的制备领域的投资 ,先进的设备和 工艺所制备出来的 MMC 的高温蠕变性能好。 (3) 目前对 MMC 蠕变变形方面的研究相对较多 ,蠕变 损伤与断裂研究相对较少 ,根据我国实际需要 ,今后需加强 在不同工作环境下 MMC 的疲劳和蠕变寿命的研究。 (4) 及时总结国内外 MMC 的蠕变研究新成果 ,将它们 编著成教材 ,加大我国在该领域的受教育群体 ,加快研究成 果的转化过程。 参考文献 1 张俊善. 材料的高温变形与断裂[ M ]. 北京 :科学技术出版 社 ,2007 :1 2 丁文江. 镁合金科学与技术[ M ]. 北京 :科学技术出版社 , 2007 :1 3 Dragone T L , Nix W D. Geometric affecting the internal stress distribution and high temperature creep rate of dis2 continuous fiber reinforced methods[J ]. Acta Metal Mater , 1990 ,38 :1941 4 Dong M , Schmander S. Transverse mechanical behavior of fiber reinforced composites2FE modeling with embedded cell models[J ]. Comput Mater Sci ,1996 ,5 :53 5 Reyuand P , Rouby D , Fantozzi G. Effects of temperature and of oxidation on the interfacial shear stress between fi2 bers and matrix in ceramic2matrix composites[J ]. Acta Ma2 ter ,1998 ,46 :2461 6 Li Y , Landon T G. High strain rate superplasticity in metal matrix composites: The role of load tranfer [J ]. Acta Ma2 ter ,1998 ,46 :3937 7 张俊善. 材料强度学[ M ]. 哈尔滨 : 哈尔滨工业大学出版 社 ,2004 :78 8 Shewfelt R S W , Brown L M. High temperature strength of dispersion2hardened single crystals Ⅱ[ J ]. Theory Phil Mag ,1977 ,35 (4) :945 9 Arzt E , Rosler J. The kinetics of dislocation climb over hard particles Ⅱ. Effects of an attractive particle dislocation in2 teraction[J ]. Acta Metall ,1988 ,36 (4) :1053 10 Fleischer R L. Substitutional solution hardening [J ]. Acta Metall ,1963 ,11 (3) :203 11 胡强. SiCp / AZ61 镁基复合材料的阻尼及蠕变性能的研究 [D]. 南昌 :南昌大学 ,2008 :43 12 黄明华 ,王浩伟. 氧化铝短纤维增强铝基复合材料的蠕变破 坏行为[J ]. 复合材料学报 ,2004 ,21 (5) :7 13 王浩伟. Al2O3 / Al 合金复合材料的蠕变与回蠕变行为[J ]. 金属学报 ,2000 ,36 (11) :1223 14 Dragone T L , Nix W D. Steady state and transient creep properties of an aluminum alloy reinforced with alumina fi2 bers[J ]. Acta Metall Mater ,1992 ,40 (10) :2781 15 张卫国 ,宋爱君 ,稽峰 , 等. TiCp 复合材料的蠕变性能[J ]. 特种铸造及有色合金 ,2008 ,28 (4) :306 16 韦正江 ,魏良 ,陈晓 , 等. Al2O32SiO2系纤维增强 ZL109 合金 复合材料的高温蠕变特性[J ]. 机械工程材料 ,2001 ,25 (10) : 19 17 王洪林 ,耿林 ,郑镇珠. ( TiB + TiC) / Ti 复合材料的高温蠕变 机制[J ]. 哈尔滨工业大学学报 ,2008 ,40 (9) :1413 18 谢敬佩 ,王文焱 ,李晓辉 ,等. ZnAl27 合金基复合材料高温蠕 变性能研究[J ]. 特种铸造及有色合金 ,2001 (2) :19 19 祝要民 ,谢敬佩 ,李晓辉 ,等. SiCp / ZA27 复合材料界面微结 构分析及高温蠕变性能[J ]. 复合材料学报 ,2002 ,19 (4) :42 20 岳珠峰 ,胡卫兵 ,吕震宙. 双剪切试样用于短纤维金属基复合 材料蠕变响应研究[J ]. 金属学报 ,2003 ,39 (1) :104 21 Surgeon M , Vanswijgenhoven E , Wevers M. Acoustic e2 mission during tensile testing of SiC fiber reinforced BMAS glass ceramic composites[J ]. Compos Part A , 1997 , 28A : 473 22 Bakuckas J G. Monitoring damage growth in titanium matrix composites using acoustic emission [J ]. J Compos Mater , 1994 ,28 (4) :305 23 方鹏 ,成来飞 ,张立同. C/ SiC 复合材料高温蠕变的声发射特 性[J ]. NDT 无损检测 ,2008 ,30 (2) :81 24 岳珠峰 ,胡卫兵 ,吕震宙. 热处理对金属基短纤维复合材料蠕 变性能影响的试验和理论研究[J ]. 稀有金属材料与工程 , 2003 ,32 (12) :965 25 Dragone T L , Nix W D. Steady state and transient creep properties of an aluminum alloy reinforced with aluminum fi2 bers[J ]. Acta Metal Mater , 1992 ,40 (10) :2781 26 Ryszard Pyrz. Correlation of microstructure variability and local stress field in two2phase materials[J ]. Mater Sci Eng , 1994 ,177 :253 27 岳珠峰. 基于有限元的金属基短纤维复合材料 MMC 的一种 统计蠕变模型[J ]. 应用数学和力学 ,2002 ,23 (4) :381 (责任编辑 王 炎) 金属基复合材料蠕变性能的研究现状和展望/ 田 君等 ·123 ·