叠层陶瓷基复合材料的抗热震性外文翻译资料

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叠层陶瓷基复合材料的抗热震性

Y.R.WANG，T,-W.CHOU

Center for Composite Materials and Department of Mechanical Engineering, University of Delaware, Newark, DE 19716, USA

通过研究三维瞬态热应力和层压板故障机制来调查叠层陶瓷基复合材料的热冲击的抵抗能力。温度为（-45℃—45℃）的碳化硅/高硼硅玻璃层压板被用作参考复合系统的分析结果的证明。最高允许改变温度，△T_max，已被采取作为复合材料的抗热震性的措施。纤维取向，体积分数，热膨胀系数，杨氏模量，最大允许温度变化（△T_MAX）的抗热震性的热导率影响已经评估。数值计算也表现为六种复合系统。

1. 介绍

陶瓷和陶瓷基复合材料证明有耐高温强度和抗蠕变腐蚀的可取特点，但他们同时也显示不利的属性，即脆性或缺口敏感性，这可以使这种材料极易受到灾难性的热冲击失效。

抗热震性的单片陶瓷的研究开始于19世纪50年代。Cheng^[1], 于1951年，首次证实,

热休克电阻陶瓷可以通过分析材料中非稳态热应力。提出了对陶瓷热冲击阻力参数，R~(1-gamma;)sigma;K/~alpha;E。sigma;代表拉伸强度，gamma;代表泊松比，K代表导热率，alpha;代表热膨胀系数，E代表杨氏模量。Kingery^[2]，于1955年报道，抗热震性不是材料的固有属性，它取决于热应用的方式和试样的几何形状。buessem^[3]的实验结果认为，热冲击测试不会得出有用的实验数据，这是由于所有材料性能的抗热震性的协同效应，以及单一性能的影响不能轻易从测试数据中量化。为确定个别材料性能的影响有必要制定标准。

关于陶瓷及陶瓷基复合材料的抗热震性最近开发始于1980年。Singh et al^[4]，第一次采用热传导理论来分析陶瓷受到流体介质冷却淬火所产生的应力性断裂。除了标本的大小和几何形状，以及热传导，标本密度的抗热震性的影响也被介绍了。Lewis [5]证明了水淬热冲击试验数据△T_e和计算出的抗热震性参数的明显分歧R。试验结果表明淬火试验似乎不是很适合定量评价耐热冲击。Becher et al^[6]研究了一般抗热震参数；一方面涉及材料在热应力下萌生的抗裂纹特性，另一面涉及材料保持其强度在热应力的情况下，裂纹萌生是不可避免的性质。Faber et al^[7]在1981年，提出了一种新型抗热震性测试与评价，旨在减轻在测试中变化大与非常高的热传导和边缘效应的难度，并提供热值失效的定量预测。Thomas et al. and Singh et al^[8，9]在1981年，进行了由的陶瓷对热辐射的抗热震性的理论研究。

Oguma et al^[10]在1986年，比较了钠钙硅玻璃和氧化铝多晶硅的圆棒试样的抗热震性的预测和实验现象，比较表面，导热导致了热应力断裂。Tiegs and Becher ^[11]，完成了掺入20%铝的碳化硅晶须复合材料的抗热震性实验，在△Tlt;900℃时，复合材料的抗弯强度没有减弱，而纯氧化铝在△Tgt;400℃时，抗弯强度显著降低。纤维加固使得材料在断裂韧性提高上得以改进。Orenstein and Green^[12]，对多孔氧化铝陶瓷进行△T变化范围在22~105℃的淬火实验来测试其抗热震性。Wang and Chou^[13]，最近报告了一种分析方法，该法主要解决预测层状复合材料受到突然加热或冷却所允许的最大温度变化。

回顾这些文献，我们发现在陶瓷基复合材料的抗热震性这一领域通常是互相冲突的，导致整个结果是由于实验观察和通过材料参数方程预测的共识。分析计算和实验的共识和分歧，通过特定的各种性能的价值估计是偶然的。复合材料的热反应不仅在制造加工，而且在长期耐用都是一种重要的性能。然而，一般我们对不均匀材料或者纤维增强材料的抗热震性缺乏一个基本的认识。本文的目的是在热应力和实效分析后，对纤维增强叠层复合材料提供一些基本认识。高温陶瓷复合材料的抗热震性是根据纤维种类，基质热弹性，强度特性，纤维体积分数以及纤维取向量化的。纤维取向角、热膨胀系数、杨氏模量、最大允许温度变化的热导、T_max的影响已经被研究。

2．抗热震性

2.1各向同性材料的抗热震性

材料的“热冲击”这个术语表示材料突然受到一个温度变化，这样的一个温度变化的结果是产生强烈的热应力，从而导致材料断裂。但是对于弹性物体，温度的变化并不必然产生热应力。如果一个均匀的，各向同性的松弛的弹性体，由最初的温度提高到一个均匀的温度，将不会有产生任何热应力。另一方面，如果弹性体通过变性而完全紧缩的，温度变化将产生均匀的热应力。

采用列如一个在初始温度T=0和T=T₀的热环境中的各向同性的固体球，确定材料抗热震性参数定义。圆球在这样的一个环境中所诱导产生的热应力是很容易获得的。如^[14]：

E是杨氏模量，alpha;是热膨胀系数，gamma;是泊松比，r₀球的半径，T环境温度，sigma;_rs是径向应力，sigma;_l是环向压力。这些方程约束着有限热对流的温度场系数的温度场，h，通过球体及其环境，相关方程：

K是热传导系数，g热扩散率，t是时间。

对于高利率之间的热对流球体表面及其环境，i.e. h倾向于控制(T(r_o,t)= T_o),这温度应力场影响了r=r₀的球体在应用温度为T₀（t=o ）的表面：[14]

Kingery[2]介绍了以下的无量纲应力参数：

S是球体的拉伸强度，然后，设sigma;^*=1 （5）

Kingery定义在较高的热对流下的抗热震参数为R：

将（4）代入到（7）中，在较低热对流下的抗热震性参数R：

R成正比的适用温度范围是一个功能的材料的固有特性。

上述方法证明，为了评估材料的抗热震性能力，两个基本类型信息是必要的。第一个是热应力分析，如（3）。二是伴随可靠强度值的材料实效标准。在[4]介绍了无量纲应力参数sigma;^*，表面了最大压力实效准则已经通过。因此，才的轻度以及热弹性对抗热震性预测是必要的。

2.2复合材料的抗热震性

正如在均匀各向同性材料的情况下，复合材料的抗热震性评价要求准确的热应力分析。在对单向和叠层复合材料^[16-19]的稳态和瞬态的应力调查，已经投入了很大的努力。很明显，由于数学复杂性，纤维复合材料的热应力所引起的由只能在非常有限的情况下用比较简明的形式用温度梯度来表示。

第二个确定热复合材料的冲击性能的要求是失效分析。已经发现的是，陶瓷基复合材料的失效要比单片陶瓷^[20]复杂的多。叠层陶瓷的失效可分为层间和层内。通常观察到复合材料失效模式是在几何边界发生的分层现象，如孔洞，裂纹，自由边，层落，共同固化接点或螺栓接头。材料本身分层不能导致最终失效，平面断裂必须发生在数去了承载能力的标本上。

为了简化分析叠层复合材料的抗热震性，本文重点是通过失效标准对失效开始（首层失效）的预测。不考虑失效的过程和最终的断裂。

各向同性的材料的抗热震性能力和结构和高温复合材料的的材料特性之间的关系不能简单明确的用[6]和[8]表示。因此，为了定量研究这个目的，最大允许的改变温度△T_max，不会导致失效，所以一直作为一种衡量纤维陶瓷的抗热震性。先前的叠层复合材料^[19]的瞬态热应力分析已经被利用。

高温复合材料的两个初始失效机制当前被考虑到的：（1）边界层的应力集中导致的边界层区域的分层，（2）基体微裂纹引起的平面拉伸应力。机制（1）的调查结果与[19]是一致的。第二种失效的机理是低韧性和高强度的陶瓷基复合材料驱使的。基体微裂纹已经在文献[21]-[24]中广泛记载。

初步失效的标准的数学形式与上述机制联系得：

sigma;_z在厚度方向上叠层边界层的正应力，sigma;_m是拉伸应力。因此在目前的分析中，术语“失效”

结合复合材料的强度值的局部应力状态来定义的。

接近层状边界的显示比较高的集中应力，这应力可能是远离边界（但仍边界层内的区域）的5~30倍，正如[19]所证实的。因此，采用失效标准，无论是层边界区域内的平均应力还是应力峰值，都进行了强度数据比较。这将在后面进一步解释。基体微裂纹强度sigma;_mcy，可以从文献或者从以下的关系中估计。

ε_mcy是基体微裂纹屈服应变，E是杨氏模量。陶瓷基复合材料的基体微裂纹屈服应变范围通常从0.1%-0.2%^[25]。其他必要的数据要通过规则的混合物的纤维和基体强度性能的计算。

3．数值例子

四层的碳化硅/硼硅酸盐叠层玻璃作为参数研究的一个基准复合系统，如图一。该层状物厚度2h为20mm，宽度2d为400mm，沿x反向的无限延长。该层状物在t=0 沿着y=plusmn;b方向均匀加热。数值计算的抗热震性能力也表现为其他五个复合系统（表Ⅰ）。组成纤维和基体的热弹特性可以很容易在文献[19，25，26]，这些纤维和基质的强度数据在表一中列出。

热诱导表面应力（sigma;_x和sigma;_y）以及层间(-45°/45°)正应力sigma;_z，纤维体积分数是30%的SiC/BG层状物描述见图2。这些在层状边界层区域的压力可通过[19]计算得出。其剪应力明显小于正常应力，高度集中的局部应力sigma;_x和sigma;_y在显示在图2中。在Y=1.0的情况下，sigma;_x和sigma;_y的高峰值分别为4.5和1.5MPa。当接近正如应力边界下需要的边界时，sigma;_y趋向于零。在Y=0.97时，sigma;_y的最大值为0.34MPa。因为sigma;_y在边界层内变化是缓慢的，相对于sigma;_x，变化是很小的。sigma;_y在x-y平面的失效分析是被忽视的。靠近自由边缘的sigma;_x和sigma;_y的平均值不但应用失效分析中，而且在Y=1.0时被应用于最大应力。

表1 化合物识别系统

sigma;_r是抗拉强度或微裂纹应力（MPa）

tau;是剪切强度（MPa）

BG是硼硅玻璃；LAS是锂铝硅酸盐

括号里的数字表面的系统被应用在图6中。

由于应力sigma;_x和sigma;_z被证明在层状边界层区域显著增加。满足应力利用边界条件的抛物线被用来表示分布在0.97le;Yle;1.0区域的高度集中应力。“平均”是通过均衡抛物线和平均应力线区域来定义的。最后，层状边界层区域的sigma;_x和sigma;_z的平均值得到为：

对于-45°/45°的层状物，纤维的平面应力（sigma;₁）和纤维的反向应力（sigma;₂）为：

SiC/BG化合物的横向杨氏模量可以从一个给定的弹性纤维体积分数的纤维和基体的弹性性能^[26]，当V_t=0.3时，可以从方程11中得到基体微裂纹屈服应力sigma;_mcy。

当ε_mcy=0.1%-0.2%时，应力论证在图2中以及可通过方程12来计算得出，再进行单位加热（T=1℃）。从[19]得出，最大允许温度变化△T_Max，与热应力成反比，它可以通过基体微裂纹破坏方程10预测得出。

△T_Max在方程16对应的范围为εmcy=0.1%-0.2%。在接下来的计算和数值中，当运用基体微裂纹失效准则时，ε_mcy=0.1%。同样，通过文献[19，26]计算得层间强度sigma;_int78MPa。因此，最大允许温度变化△T_Max通过层级失效准则有：

此外，如果sigma;₂在最严重的点(Y=1.0)时被应用在失效分析中，△T_Max约为55℃。

预测的最大允许温度变化，△T_Max，以及纤维体积分数表现在图3。上面一行是通过层状边界区域的失效分析获得的，下面一行是在Y=1.0应力峰值时获得的。当纤维体积分数增加时，复合材料的刚度增强了。由于假设线性弹性，因此该层边界层区域的内应力是显著增加的。虽然最终失效强度是沿着纤维方向上的纤维体积分数的变化而改进的^[26]，基体微裂纹和层间强度不会发生明显的变化。因此，△T_Max是随着体积分数的增加而降低的。对于（-theta;/theta;）的层状

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