石墨烯及碳化硅增強鋁基復合材料的沖擊力學行為

楊宇凱，張 寶，王旭東，張虎生，武 岳，關永軍

(1 中國航發北京航空材料研究院，北京 100095； 2 中國科學院力學研究所，北京 100080)

石墨烯是一種由碳原子構成的單層片狀結構新材料。由于其特殊的二維結構，石墨烯具有優異的電學、光學、熱學和力學性能。自2004年被成功制備后[1]，石墨烯相關的基礎研究和工程應用研究也成為近幾年的研究熱點之一，在我國已經得到了政府、學術界和企業界的高度重視。利用石墨烯的高強高韌性能來增強金屬、陶瓷或樹脂等是石墨烯應用研究的一個重要方向[2-4]。

金屬基復合材料由于其性能的多樣性明顯優于傳統合金和其他復合材料，被稱為“21世紀的材料”[5]，鋁基復合材料具有高比強度、高比剛度等優點，并且易于制備和加工[6]，因此它的發展在整個金屬基復合材料領域都尤為突出。碳化硅增強鋁基復合材料是應用最廣和研究最多的鋁基復合材料之一，具有高比強度和比模量、耐磨、耐疲勞、密度小和良好的尺寸穩定性等優異的力學性能和物理性能，并且制造成本低廉，在過去20年中，世界各國對碳化硅增強鋁基復合材料進行了廣泛的關注。到目前為止，碳化硅增強鋁基復合材料的制備工藝和性能研究已日趨成熟，在電子、軍事等多個領域都有廣泛的應用[7]。王旭東等研究的石墨烯增強鋁基復合材料，能夠在靜態載荷下增強材料的屈服強度而不降低材料塑性[8]。目前所制備的石墨烯增強鋁基復合材料多關注其靜態載荷下的力學性能[9-15]，但對動態沖擊載荷下的材料性能研究較少。采用石墨烯來改善樹脂和陶瓷性能的研究也很廣泛[16-18]，但利用石墨烯增強金屬基復合材料的研究相對較少。添加高體積分數的石墨烯可以顯著提高復合材料的比剛度和比強度，雖然高體積分數的石墨烯的加入會導致復合材料的原材料成本的上升[19]，但是由于其極高的比剛度和比強度[20]，石墨烯增強Al基復合材料的輕質構件在航空航天以及國防軍事領域具有強烈且直接的應用需求。未來，隨著石墨烯制備產業的擴大，其制備成本和市場價格將逐漸降低，石墨烯增強鋁基復合材料將在航空航天、軍用裝備、高端制造等領域發揮更加重要的應用價值。

然而，航空航天及軍用材料和結構常面臨著承受瞬態沖擊載荷的復雜服役環境，因此，建立材料成分-結構件-抗沖擊性能三者之間的關系對零部件的可靠性設計是極為重要的。本工作以石墨烯增強鋁基復合材料結構的高效率、低成本、高可靠性設計為目標，以航空航天及軍用服役環境下材料和結構承受復雜的沖擊性載荷為背景，立足于實驗數據，研究了添加石墨烯和添加碳化硅對鋁基復合材料的動態力學性能影響，并對J-C和Z-A兩種廣泛應用于工程中的宏觀本構模型進行了參數擬合，建立了石墨烯增強鋁基復合材料和碳化硅增強鋁基復合材料包含應變率效應的變形及破壞本構關系。

1 實驗材料與方法

實驗選用的石墨烯增強鋁基復合材料和碳化硅增強鋁基復合材料是將純鋁霧化粉體分別與石墨烯、碳化硅在V型混粉機中進行充分混合，將混合粉體置入球磨機中低溫攪拌2h，再放入惰性氣體保護箱內恢復溫度后，裝入鋁合金包套進行真空除氣，除氣結束后，將包套焊合密封，在立式擠壓機上進行熱擠壓，制成石墨烯增強鋁基復合材料和碳化硅增強鋁基復合材料桿材[8]。實驗內容包括準靜態單向壓縮實驗和分離式霍普金森壓桿實驗，并使用SEM觀察了材料的形貌特征。

1.1 準靜態單向壓縮實驗

在常溫下準靜態單向壓縮實驗中，應用微機控制電子萬能試驗機進行靜態測量，該試驗機加載量程為±250kN，加載速率為2mm/min，名義應變率約為1.1×10-3s-1，滿足準靜態壓縮要求。

1.2 分離式霍普金森壓桿實驗(SHPB)

SHPB裝置示意圖如圖1所示，實驗時，子彈通過氮氣槍以一定速率射出，撞擊入射桿，在入射桿中產生一個入射脈沖，隨后，脈沖通過入射桿到達試件，并在入射桿中形成一個反射脈沖，試件在應力脈沖作用下變形，并在透射桿中形成一個透射脈沖，通過激光光源測定子彈速率，通過附在入射桿與透射桿上的應變片來測得動態實驗波形圖，再由相關公式進一步求得應力應變。由于在子彈撞擊時形成的應力波中有很大噪音干擾，采用大小不同的膠皮來進行濾波。表1為實驗材料及應變率范圍。

圖1 分離式霍普金森壓桿原理示意圖Fig.1 Principle diagram of SHPB

表1 實驗材料及應變率范圍Table 1 Experimental materials and strain rate range

2 結果與分析

2.1 準靜態壓縮實驗

由準靜態單向壓縮實驗得到的應力-應變曲線如圖2所示。加入碳化硅的鋁基復合材料屈服強度約為300MPa，加入石墨烯的鋁基復合材料的屈服強度約為350MPa，明顯加入石墨烯的鋁基復合材料屈服強度高于加入碳化硅的鋁基復合材料。從圖2中還能看出，加入碳化硅和加入石墨烯的兩種鋁基復合材料，兩者應變硬化率沒有明顯區別，說明石墨烯不影響材料的應變硬化率。

圖2 準靜態單向壓縮應力-應變曲線Fig.2 Quasi-static uniaxial compressive stress-strain curves

2.2 動態力學性能實驗

由SHPB動態實驗所得的結果如圖3，4和圖5所示。其中，圖3是石墨烯增強鋁基復合材料的動態沖擊結果匯總，圖4是碳化硅增強鋁基復合材料的動態沖擊結果匯總。對比可以看出，在相同的動態沖擊條件下，添加石墨烯的鋁基復合材料的屈服強度得到了明顯提升；在5種不同應變率條件下，碳化硅增強鋁基復合材料表現出了明顯的應變率效應，而石墨烯增強鋁基復合材料則沒有表現出明顯的應變率效應，添加石墨烯弱化了材料的應變率效應；另外，在相同的高應變率條件下，石墨烯增強鋁基復合材料的強度極限低于碳化硅增強鋁基復合材料。圖5是兩種材料屈服強度隨應變率變化的曲線，對比可以看出，在5種相同的應變率條件下，添加石墨烯的鋁基復合材料的屈服強度明顯高于添加碳化硅的鋁基復合材料。

圖3 石墨烯增強鋁基復合材料的應變率效應Fig.3 Strain rate effect of graphene-reinforced aluminum matrix composites

圖4 碳化硅增強鋁基復合材料的應變率效應Fig.4 Strain rate effect of SiC-reinforced aluminum matrix composites

圖5 屈服強度隨應變率變化曲線Fig.5 Yield strength curves varies with the strain rates

2.3 形貌分析

選擇兩個未經SHPB實驗的碳化硅增強鋁基試樣和石墨烯增強鋁基試樣，分別在光學顯微鏡下觀測其微觀結構，圖6為兩種試樣在光學顯微鏡下照片。從圖6(a)可以看出，SiC在鋁基中主要以顆粒形式存在，且分布相對均勻，SiC顆粒大小約為5μm；從圖6(b)能夠看出，石墨烯在試樣中不均勻分布，且石墨烯不以顆粒形式存在。分別取完成SHPB沖擊實驗的碳化硅增強鋁基和石墨烯增強鋁基復合材料的一小斷面，在掃描電鏡下觀測其微觀結構，所得結果如圖7和圖8所示。

圖6 光學顯微鏡下試樣照片 (a)碳化硅增強鋁基；(b)石墨烯增強鋁基Fig.6 OM photos of specimen (a)SiC-Al;(b)graphene-Al

圖7 碳化硅增強鋁基復合材料實驗照片(a)及SEM照片(b)Fig.7 Experimental photo(a) and SEM photo(b) of SiC-Al

圖8 石墨烯增強鋁基復合材料實驗照片(a)及SEM照片(b)Fig.8 Experimental photo(a) and SEM photo(b) of graphene-Al

從圖7所示碳化硅增強鋁基復合材料的高倍形貌的SEM圖片中能夠發現，在斷口兩側存在SiC顆粒，微觀組織的幾何形式表明這里主要承受拉伸狀態，由材料宏觀斷裂結構和斷口處SiC顆粒的拉伸情況可判斷，在拉伸過程中，首先被拉伸的是抗拉伸能力較弱的鋁基，強度較高的SiC在材料起到了很好的強化作用，提高了碳化硅增強鋁基復合材料的屈服強度。

從圖8所示石墨烯增強鋁基復合材料的高倍形貌的SEM圖片中能夠發現，斷口處存在層片狀的石墨烯，結合石墨烯所處位置可判斷材料中的石墨烯和SiC一樣，在拉伸過程中起到了很好的強化作用，結合石墨烯本身優秀的力學性能，大幅提高了石墨烯增強鋁基復合材料的屈服強度。

2.4 動態本構關系擬合

一般來說，材料的本構模型分為兩大類，分別是宏觀經驗模型，如常用的Johnson-Cook模型(簡稱J-C模型)，以及具有物理基礎的實驗模型，如Zerilli-Armstrong模型(簡稱Z-A模型)，相比較Johnson-Cook模型，基于熱激活位錯運動的Zerilli-Armstrong模型綜合考慮了溫度、應變率和加工硬化三者之間的相互耦合作用，該模型由Zerilli和Armstrong于1987年建立。由于面心和體心材料的熱激活機理不同，所以Z-A模型又分為ZA-FCC和ZA-BCC，之后于1995年又統一表達成了Z-A模型[21]。本工作主要針對石墨烯增強鋁基復合材料和碳化硅增強鋁基復合材料進行了J-C模型和Z-A模型的參數擬合。

2.4.1 J-C本構模型

Johnson-Cook模型是基于實驗的宏觀經驗模型，能夠反映加工硬化、溫度和應變率這三者對材料性能的影響，尤其適合對應變率和溫度更敏感的材料，所以經常被用來分析金屬的動態力學行為，它的缺點是缺乏物理基礎，沒有考慮溫度、應變率和加工硬化之間的相互耦合關系，塑性變形由位錯運動和累積所致，不能看到材料微結構的演化，無法建立微結構與宏觀力學之間的聯系。Johnson-Cook模型一般表達式為：

(1)

表達式右邊三項分別表征應變硬化特征、應變率和溫度的影響。分別通過常溫準靜態拉伸、高溫準靜態拉伸和動態拉伸實驗來標定參數，這也是J-C模型能夠獲得如此廣泛應用的重要原因。本實驗在常溫下進行，取T=Tr，消除溫度影響。J-C模型表達式變形為：

(2)

J-C模型的參數可由實驗數據擬合得到，圖9為J-C本構方程參數實驗測定方法。

圖9 J-C本構方程參數測定Fig.9 Parameter calibration of J-C constitutive equation

具體方法為：

(1)參數A，B和n的確定

σ=A+Bεn

(3)

A為靜態屈服應力，從靜態壓縮應力應變曲線上可以直接得到。

對式(3)進行變形，得到：

ln(σ-A)=lnB+nlnε

(4)

擬合數據可以得到lnB和ln(σ-A)的曲線，進一步得到斜率n和截距lnB，即得到了參數A，B，n的值，也可以運用最小二乘法擬合出B，n的值。

(2)參數C的確定

(5)

可以進一步轉化為:

(6)

經過以上步驟，已經通過實驗數據成功確定了未知參數的值，擬合過程容易，操作簡單，便于應用，應用J-C模型針對相應材料進行模型的預測與驗證分析，確保模型具有較高的應用價值。

應用以上方法，對石墨烯增強鋁基復合材料和碳化硅增強鋁基復合材料進行數據擬合，從而確定這兩種復合材料的J-C本構模型，表2為靜態壓縮處理所得實驗數據，動態沖擊實驗選取的應變率為分離式霍普金森桿實驗測得，處理所得實驗數據見表3。

表2 兩種材料靜態應變率和靜態屈服應力Table 2 Static strain rate and yield stress of two kinds of materials

表3 動態沖擊實驗應變率Table 3 Strain rate of dynamic impact test

經過參數擬合計算,可以確定J-C各個參數，各參數的值見表4。

表4 J-C本構方程參數擬合結果Table 4 Parameter fitting result of J-C constitutive equation

則可分別得到添加石墨烯和添加碳化硅的鋁基復合材料J-C模型最終形式為：

(7)

(8)

2.4.2 Z-A本構模型

Z-A模型是具有物理基礎的模型，在對石墨烯增強鋁基復合材料的力學性能和變形行為的研究過程中發現，該復合材料的變形機理與FCC結構的材料更為相似[19]，因此，在這里選用ZA-FCC本構模型進行擬合。

ZA-FCC模型的表達式如下：

(9)

參考文獻[20]中參數處理方法：

(10)

通過準靜態壓縮確定加工硬化項中的參數A0，A1，n,方程可變形為:

(11)

擬合方程：

(12)

通過常溫下不同應變率實驗確定A3值,再將擬合方程進行變形。

(13)

實驗條件取室溫T=298K,通過對不同應變率下材料應力-應變關系的擬合，可以得到相應的A3的值。

通過上述的擬合過程，能夠確定Z-A模型的FCC形式下的各個參數，表5為Z-A本構方程擬合所得參數值。

表5 Z-A本構方程擬合參數值Table 5 Parameter fitting of Z-A constitutive equation

則可分別得到添加石墨烯和添加碳化硅的鋁基復合材料Z-A模型FCC最終形式為：

(14)

(15)

2.4.3 兩種本構模型對比分析

本研究應用J-C和Z-A兩種本構模型分別對兩種材料進行擬合，其中J-C模型是基于實驗的宏觀經驗模型，沒有物理基礎，而Z-A模型基于位錯動力學理論，綜合考慮了應變、應變率和溫度的耦合效應。具有一定的物理基礎。這兩種模型參數都可以通過簡單實驗數據擬合得到。

圖10和圖11為兩種模型擬合結果和實驗結果的對比圖，表6為J-C模型和Z-A模型預測的最大誤差率的對比，從圖10，11可見，J-C模型的預測能力相對更加穩定，而Z-A模型在高應變率下預測較準，低應變率下預測不準，整體預測能力不如J-C模型準確，對于研究的兩種合金，J-C模型的擬合效果和預測能力要優于Z-A模型。

圖10 碳化硅增強鋁基復合材料本構模型預測結果和實驗對比圖 (a)J-C模型；(b)Z-A模型Fig.10 Comparison between predicted results and experimental results of SiC-Al (a)J-C model；(b)Z-A model

圖11 石墨烯增強鋁基復合材料本構模型預測結果與實驗結果對比圖 (a)J-C模型；(b)Z-A模型Fig.11 Comparison between predicted results and experimental results of graphene-Al (a)J-C model；(b)Z-A model

表6 J-C模型和Z-A模型預測的最大誤差率對比Table 6 Maximum error rate comparison of predicted results between J-C and Z-A

3 結論

(1)觀察了碳化硅增強鋁基復合材料和石墨烯增強鋁基復合材料的SEM照片，判斷在沖擊過程中，碳化硅和石墨烯在材料中都起到了強化作用，在各個應變率載荷下，都增強了鋁合金的屈服強度，其中，添加石墨烯對鋁合金的屈服強度提升更加明顯，但不影響材料的應變硬化率。

(2)相較于添加碳化硅，添加石墨烯弱化了鋁合金材料的應變率效應，在應變率為1700s-1以上時，添加石墨烯降低了鋁合金材料的強度極限。

(3)選取部分實驗數據，擬合確定了添加石墨烯和添加碳化硅兩種復合材料的J-C和Z-A本構方程的參數，并比較了兩種本構模型的預測能力，對于本工作所研究復合材料，J-C模型的預測能力更好。