книги из ГПНТБ / Алюминиевые и магниевые сплавы, армированные волокнами

при большом числе циклов до разрушения и малой деформации ком­ позиции под действием приложенного напряжения вклад волокон в циклическую прочность композиции невелик. При напряжении, близком к пределу усталости матрицы, пластическая деформация за цикл мала, на волокна передается небольшая нагрузка и они практически не работают на усталость.

Предел усталости композиции может быть выражен как

где awe и аш,„ •— соответственно предел усталости композициии мат­ рицы.

Экспериментальные данные показывают, что для увеличения циклической прочности композиций необходимо либо применение во­

риалов были изучены для практической композиции САП — сталь­ ная проволока.

4.ВЛИЯНИЕ АРМИРОВАНИЯ НА МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА МАТЕРИАЛА САП-1

Выбор материала САП-1 в качестве матрицы обусловлен его вы­ сокой жаропрочностью. Для длительной работы САП применяется в интервале температур 350—500° С, а максимальная рабочая темпе­ ратура составляет 550—620° С. Наибольшее значение предела проч­ ности (45—50 кГІмм2) при испытании в условиях нормальных тем­ ператур получено на прутках из САПа.

При температурах 350—500СС САПы по прочностным свойствам превосходят стареющие алюминиевые деформируемые сплавы. При­ чем если у стареющих сплавов алюминия с повышением температуры прочность падает сначала медленно, а затем резко, то у САПов это происходит более плавно.

На рис. 36 показан характер изменения механических свойств САПов и стареющих сплавов алюминия в зависимости от темпера­ туры испытания [70]. На рисунке видно, что ниже 250—300е С спла­ вы Д16Т и В95 более прочны, чем САПы, а при температурах выше 300° С наоборот. По характеристикам пластичности материалы САП уступают высокопрочным алюминиевым сплавам, однако работа раз­

ату для сплава Д16Т - 1 [71]. Вязкость разрушения Gc при растя­ жении широких образцов с центральной трещиной для материала САП также выше, чем для сплава Д16Т-1.

Важнейшей особенностью материала САП является то, что даже длительные выдержки (до 5000 ч) при температурах 500—600“ С

108

мало изменяют его прочность. САПы отличаются от всех других материалов на основе алюминия способностью сохранять форму при нагреве выше температуры плавления алюминия даже на 100— 200° С. При таких температурах они размягчаются, переходят в кашеобразное состояние, однако не теряют формы образца и сохра­ няют некоторую незначительную прочность.

По тепло- и электропроводности САП также превосходит обыч­ ные стареющие деформируемые сплавы алюминия. Кроме того, он

обладает высокой коррозионной стойкостью, практически равной коррозионной стойкости чистого алюминия, и не нуждается в допол­ нительной защите от коррозии плакированием. Это было доказано испытаниями в промышленной атмосфере, в обычной^проточной воде, в морской воде, в 3%-ном водном растворе поваренной соли с добав­ кой 0,1% перекиси водорода и других средах [72—75]. Авторами указанных работ установлено также, что САП не склонен к коррозии под напряжением.

Все свойства САПа делают его одним из лучших алюминиевых материалов, особенно для работы в области температур 350—500° С. Именно поэтому он получил широкое распространение в СССР, США, Швейцарии, ФРГ, Франции, Италии, Японии и других странах. Ос­ новными областями применения САПов являются ядерная техника и летательные аппараты [72, 76, 77].

Однако наряду с большими преимуществами перед стареющими деформируемыми сплавами алюминия материал САП обладает рядом недостатков. Как уже указывалось, по прочностным и пластическим свойствам при температурах ниже 300° С он значительно уступает лучшим стареющим деформируемым сплавам алюминия. Креме того, технологические операции, предшествующие получению полуфаб­ рикатов, и сложная технология их изготовления оказывают большое влияние на свойства изделий из САПа. В работе [78] указывается

109

что для получения стабильных свойств полуфабрикатов необходима определенная стабильность технологии.'

В работе [79J исследовался на растяжение листовой материал САП-1 при различных температурах. Автор отмечает нестабильность его свойств в различных зонах одного и того же листа. Аналогичное явление наблюдалось также авторами данной работы.

Внастоящее время значительная часть исследований посвящена дальнейшему повышению прочностных свойств материала САП во всем интервале его рабочих температур и уменьшению нестабиль­ ности его свойств. Одним из методов его упрочнения является арми­ рование.

Вданной работе упрочнению армированием подвергались листы

материала САП-1, изготовленные из алюминиевой пудры АПС-1 с содержанием окиси алюминия 6%. В качестве арматуры применя­ лись проволока из нержавеющей стали Х18Н10Т диаметром 0,8 мм

265 кГ/мм2.

Для определения характеристик прочности и пластичности ком­ позиций испытаниям подвергались стандартные плоские образцы.

А. Влияние армирования на прочностные и пластические свойства композиций при статическом нагружении в условиях нормальных температур

Исследование характера изменения прочностных и пластических характеристик композиций в зависимости от свойств армирующих волокон. Испытания на растяжение проводились на жесткой 10тонной машине «Инстрон». Скорость растяжения составляла 2 мм! /мин; увеличение по оси деформации записывающего диаграммного устройства устанавливалось равным 50. В ряде случаев испытания проводились с применением экстензометра, база которого составляла

50 мм.

Для проведения испытаний изготавливался армированный мате­ риал с объемным содержанием проволоки от 4,4 до 36,5% и с макси­ мальным содержанием ленты до 20%.

Весьма важной характеристикой материалов является удельная прочность, представляющая собой отношение предела прочности материала к его удельному весу. Поэтому в дальнейшем наряду с данными по прочности приводятся также данные по удельной проч­ ности. Все прочностные и пластические характеристики композитов сравнивались с аналогичными характеристиками образцов, получен­ ных таким же методом.

На рис. 37 представлены результаты испытаний на растяжение материала САП-1, армированного проволокой из стали Х18Н10Т. Видно, что предел прочности композиций с увеличением объемного со­ держания волокон растет линейно и при 27,4 об. % составляет 70,5 кГІ

ПО

/мм2, что в 2,4 раза выше предела прочности неармированного САПа. Удельная прочность возрастает с 10,8-10° мм для неармированного САПа до 15,7-10° мм для композиции с V / = 27,4 об.%.

Таким образом, даже при армировании проволокой с невысоким пределом прочности (175 кГ/мм2) композиция с 27,4 об. % проволоки имеет предел прочности, соответствующий уровню лучших старею­ щих деформируемых алюминиевых сплавов типа В96.

Ня цис. 38 представлены результаты испытаний на растяжение композиций с проволокой из стали У9А. Предел прочности компози­ ции при объемном содержании волокон 36,5% составляет 126,2 кГ/ /мм2, что в 4,3 раза больше предела прочности неармированного ма­ териала САП-1, а удельная прочность увеличивается в 2,5 раза и составляет 27,4-10° мм. По прочностным свойствам такая компози­ ция близка к лучшим титановым сплавам ВТ16 и ВТ22.

Представленные на рис. 37 и 38 значения пределов прочности композиций являются средними из результатов испытаний 8—10 образцов каждого объемного содержания. Разброс результатов был весьма малым, что указывает на повышение стабильности свойств материала САП-1 в результате армирования. Во всех случаях ар­ мирования проволокой с пределами прочности 175 и 300 кГімм2экс­ периментальные значения пределов прочности композиций хорошо согласуются с рассчитанными по уравнению комбинированного дей­ ствия.

На рис. 39 представлены результаты испытаний композиций с различным объемным содержанием ленты. Прямая 1 представляет собой экспериментальную зависимость предела прочности от объем­ ного содержания ленты, а прямая 2 — теоретическую, рассчитанную по уравнению аддитивности. При всех исследованных значениях объемного содержания экспериментально определенные пределы прочности ниже теоретически рассчитанных. Это может быть объяс­ нено образованием на ленте дефектов в виде трещин в процессе из­ готовления композиции.

Наряду с исследованием прочности композиций в зависимости от типа арматуры и ее объемного содержания изучались также пласти­ ческие свойства композиций. На рис. 40 и 41 представлена зависи­ мость относительного удлинения композиций от объемного содержа­ ния волокон в виде проволоки и ленты. При армировании проволо­ кой из стали У9А относительное удлинение уменьшается при увели­ чении V f. При объемном содержании арматуры 9,5% 610 = 1,7%. Увеличение Vj до 18 об.% сопровождается снижением относитель­ ного удлинения композиции до 1,0%. Дальнейший рост объемного содержания вызывает медленное падение относительного удлинения до величины, соответствующей относительному удлинению армиру­ ющей проволоки (0,9%), испытанной вне композита. При армирова­ нии лентой (см. рис. 41), имеющей меньшую пластичность, чем про­ волока, относительное удлинение падает более резко при увеличении объемного содержания волокон. Так, композиция с объемным содер­ жанием ленты 6,0% имеет 610 = 1,3%. Дальнейшее его увеличение

111

сопровождается падением относительного удлинения до 0,8% при Vf = 18 об.%. Здесь, как и в предыдущих случаях, минимальная величина относительного удлинения соответствует относительному удлинению арматуры.

Интересным является тот факт, что относительное удлинение ком­ позиций и их общая деформация до разрушения при небольших объемных содержаниях волокон выше аналогичных характеристик упрочняющих элементов. Это объясняется следующим. При уровне осевых напряжений в композиции, достаточном для локализации деформации, в волокне начинает образовываться шейка. Но так как волокно и матрицы в композите связаны друг с другом, то матрица препятствует образованию шейки на волокне, что приводит к боль­ шей или более равномерной деформации волокна. Из-за этого на волокне возникают поперечные радиальные напряжения, которые действуют на границу между матрицей и волокном. Вероятно, с рос­ том шейки на волокне увеличиваются и поперечные радикальные напряжения, и, наконец, наступает такой момент, когда они превы­ шают прочность связи волокна с матрицей. Тогда происходит отде­ ление от матрицы участков волокон с шейкой, быстрое развитие шейки на волокнах и их разрушение.

Очевидно, что с увеличением объемного содержания волокон величина слоя матрицы, препятствующего образованию шейки, уменьшается, а число волокон, действующих на этот слой увеличи­ вается. При определенном объемном содержании волокон этот слой уже не в состоянии препятствовать образованию шейки в волокнах и разрушение композита происходит при деформации, близкой к де­ формации волокна при его испытании вне композиции.

Результаты исследований свойств композиции САП-1 — стальная проволока показывают, что с увеличением объемного содержания проволоки прочность композиций увеличивается, а пластичность уменьшается. Для обычных материалов увеличение прочности, как правило, сопровождается повышением склонности к хрупкому раз­ рушению. Строение армированных материалов таково, что, несмотря на их высокую прочность и низкую пластичность, они должны об­ ладать высоким сопротивлением распространению трещины.

Для проверки правильности этого предположения были проведе­ ны испытания на машине «Инстрон» на растяжение плоских образцов с надрезами на их боковых сторонах. Радиус надрезов составлял 0,1 мм, глубина — 2 мм. Испытывались образцы материала САП-1 и образцы композиции на его основе с 17 об. % проволоки диаметром 0,8 мм из стали У9А с пределом прочности 300 кГ/ммг. Предел проч­ ности такой композиции 75 кГ/мм2, а ее пластические характеристи­ ки близки к характеристикам армирующей проволоки.

Испытания на растяжение до разрушения показали, что предел прочности образцов с надрезом неармированного материала САП-1 на 10—12% меньше, чем ненадрезанных образцов. Величина оста­ точной пластической деформации при внесении надреза уменьша­ ется от 3 до 0,8%. Подобное поведение материала САП-1 с надрезом

113

свидетельствует о том, что он обладает относительно низким сопро­ тивлением распространению трещины и склонен к хрупкому разру­ шению.

Введение надрезов в образцы композиций не приводит к измене­ нию предела прочности и величины остаточной деформации по срав­ нению с образцами без надрезов, что говорит о более высоком, чем у САП-1, сопротивлении композиции распространению трещины. Следовательно, армирование высокопрочными волокнами наряду с повышением прочности матриц приводит к повышению сопротивле­ ния распространению трещины и снижению чувствительности к над­ резам. Это же было подтверждено результатами испытаний на удар­ ную вязкость образцов с надрезами материала САП-1 и композиций с 14 об.% проволоки из стали У9А. Ударная вязкость образцов ком­ позиции вдвое больше ударной вязкости образцов из САП-1.

Влияния армирования на условные пределы текучести и упруго­ сти композиций. В композиционных материалах с высокопрочными волокнами пластическое деформирование матрицы начинается при упругой деформации волокон. Следовательно, условные пределы те­ кучести и упругости армированного материала зависят от модулей нормальной упругости элементов композиции и напряжений, возни­ кающих в композиции в процессе ее изготовления. Необходимо ос­ тановиться на некоторых особенностях определения условного пре­ дела текучести <т0 , 2 и условного предела упругости а0 , 0 5 компози­ ционных волокнистых материалов. Как известно [80], эти характе­ ристики однородных материалов могут быть определены двумя спо­ собами:

1 ) последовательным нагружением возрастающими нагрузками с измерением каждый раз остаточного удлинения с помощью тензо­ метра после разгрузки до начального напряжения. Нагрузка, при которой остаточное удлинение составляет 0 ,2 %, принимается соот­ ветствующей условному пределу текучести;

2 ) графическим методом по диаграмме растяжения при увеличе­ нии по оси деформации не менее 50.

Для армированных металлических материалов, у которых напря­ жение течения матрицы значительно ниже, чем волокон, т. е. при пластической деформации матрицы, волокна испытывают еще только упругую деформацию, условные пределы текучести и упругости не могут быть определены графическим методом достаточно точно. Это объясняется тем, что при наличии остаточной деформации в компози­ те после его разгрузки до нулевых напряжений в матрице в волокнах сохраняются остаточные растягивающие напряжения. Они будут вызывать упругое сжатие матрицы до наступления равновесия меж­ ду элементами армированного материала.

Таким образом, при определении ая , 2 и <ти , 0 5 композиций графи­ ческим методом по диаграмме растяжения значения условных пре­ делов текучести и упругости будут занижены, так как величина остаточной деформации в композите будет меньше 0,2 или 0,05% на величину деформации сжатия волокнами матрицы.

114

Условный предел текучести армированных металлических мате­ риалов может быть найден аналитически, если известны упругие и пластические характеристики элементов, составляющих компози­ цию, и они не изменяются при совместной деформации в композите.

Пусть в композиции после ее нагружения и разгрузки остаточная деформация составляет 0,002. Тогда растягивающие напряжения

Сжимающие напряжения в матрице могут быть найдены из усло­

где Pf — усилие, действующее на волокна; Рт —• усилие, действую­

щее на матрицу; ат —■напряжение в матрице; V/ — объемное содер­ жание волокон.

Сжимающему напряжению в матрице о,„ соответствует деформа­

после его разгрузки остаточной деформации 0 ,2 % величина пласти­

Тогда общая деформация еобщ композиционного материала (упругая и пластическая) при остаточной пластической деформации в ком­ позите после его разгрузки 0 ,2 % составит

115

уравнению

Следует отметить, что уравнения (2.9)—(2.12) справедливы для тех случаев, когда в элементах композиции отсутствуют внутренние напряжения, обусловленные либо технологией изготовления арми­ рованного материала, либо конструкцией устройства для укладки арматуры и другими факторами. При наличии этих напряжений они должны быть учтены в расчете.

Таким образом, условный предел текучести армированных метал­ лических материалов в зависимости от вида кривой деформации мат­ рицы может быть определен аналитически из уравнений (2 .1 0 )—

(2. 12).

При определении условного предела текучести армированных материалов графическим методом по оси деформации следует откла­ дывать не 0 ,2 %, а величину еІ1л, определяемую из уравнения (2 .6 ). Определение условного предела текучести по диаграмме растяжения имеет то преимущество, что позволяет путем сравнения полученных значений сг0 >2 с с расчетными найти величину остаточных напряже­ ний, возникающих в элементах композиции при ее изготовлении.

Вывод уравнения для определения условного предела упругости а0 , 0 5 армированных материалов аналогичен изложенному. В ко­ нечном итоге уравнение имеет вид

В данном случае о,п больше условного предела упругости мат­ рицы и также зависит от вида кривой растяжения ее материала. Если упрочнения не происходит, то

упрочнения, численно равный тангенсу угла наклона прямой упроч­ нения; Бобщ — общая деформация композиционного материала (упругая и пластическая), при которой в композите после его раз­

117