基于非對(duì)稱雙懸臂梁模型,在充分考慮金屬?gòu)?fù)合材料界面的塑性變形行為的基礎(chǔ)上,提出解析計(jì)算雙金屬板界面結(jié)合強(qiáng)度的改進(jìn)方法,以解決金屬界面結(jié)合強(qiáng)度高于基材強(qiáng)度時(shí)金屬?gòu)?fù)合材料界面結(jié)合強(qiáng)度難以獲得的難題。借助漸進(jìn)成形實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了該方法的正確性,并獲得爆炸復(fù)合的T2/A1050 Cu-Al復(fù)合板界面結(jié)合強(qiáng)度為208 MPa。界面結(jié)合強(qiáng)度與最大成形深度相關(guān),當(dāng)界面結(jié)合強(qiáng)度增加38%時(shí),最大成形深度增加了210%。壓下量和工具頭直徑嚴(yán)重影響鼓包高度,當(dāng)壓下量由2.0 mm降低至0.5 mm,鼓包高度降低57%;工具頭直徑由10 mm升高至22 mm,鼓包高度下降38%。最后,優(yōu)選了合理的成形參數(shù),使雙金屬?gòu)?fù)合板底面鼓包高度下降53%。 

【文章來(lái)源】：金屬學(xué)報(bào). 2020,56(12)北大核心EISCICSCD

【文章頁(yè)數(shù)】：12 頁(yè)

【部分圖文】：

基于線性硬化假定的雙線性彈塑性界面本構(gòu)模型

stiffness coefficient in the shear direction,K"x—tangent stiffness coefficient in the shear direction)式中，σ為界面拉伸應(yīng)力，Δw為界面拉伸位移，σs為界面拉伸狀態(tài)下的屈服應(yīng)力，w0為界面拉伸屈服狀態(tài)下的位移，τ為界面剪切應(yīng)力，Δu為界面剪切位移，τs為界面剪切狀態(tài)下的屈服應(yīng)力，u0為界面剪切屈服狀態(tài)下的位移，Kz為拉伸方向彈性剛度系數(shù)，K"z為拉伸方向切線剛度系數(shù)，Kx為剪切方向下的彈性剛度系數(shù)，K"x為剪切方向下的切線剛度系數(shù)。

內(nèi)聚力模型已經(jīng)被廣泛用于界面裂紋產(chǎn)生和擴(kuò)展方面的數(shù)值模擬研究中，本工作內(nèi)聚力模型采用雙線性本構(gòu)關(guān)系，如圖4所示。在外載荷的作用下，內(nèi)聚力單元出現(xiàn)損傷前，內(nèi)聚力單元裂紋張力隨張開位移s成線性增長(zhǎng)，此時(shí)材料處于彈性狀態(tài)。當(dāng)位移繼續(xù)增加到sc，張力達(dá)到最大F時(shí)，界面開始出現(xiàn)損傷。隨著位移的繼續(xù)增加，損傷出現(xiàn)擴(kuò)展，材料出現(xiàn)剛度退化，界面張力也成線性下降，所能承受的外載荷也逐漸減小。當(dāng)位移達(dá)到se時(shí)，材料剛度完全退化，界面裂紋完全拓展，材料失效。2.1.2 雙金屬板材料屬性

【參考文獻(xiàn)】：
期刊論文
[1]異步軋制銅/鋁復(fù)合板界面結(jié)合強(qiáng)度研究[J]. 呂震宇.  塑性工程學(xué)報(bào). 2019(04)
[2]顆粒增強(qiáng)金屬基復(fù)合材料界面結(jié)合強(qiáng)度的表征：理論模型、有限元模擬和實(shí)驗(yàn)測(cè)試[J]. 邱博,邢書明,董琦.  材料導(dǎo)報(bào). 2019(05)
[3]層狀金屬?gòu)?fù)合材料技術(shù)創(chuàng)新及發(fā)展趨勢(shì)綜述[J]. 陳興章.  有色金屬材料與工程. 2017(02)
[4]復(fù)合材料面內(nèi)剪切Iosipescue方法分析及試驗(yàn)研究[J]. 張子龍.  航空材料學(xué)報(bào). 1996(01)

碩士論文
[1]服役條件下銅鋁復(fù)合板的擴(kuò)散層厚度及傳熱性能[D]. 李雪琪.沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué) 2019
[2]復(fù)合材料層合板熱彈性問題半解析法研究[D]. 屈鶴鵬.中國(guó)民航大學(xué) 2018
[3]銅鋁爆炸復(fù)合材料界面及性能分析[D]. 倪梁華.江蘇科技大學(xué) 2015



本文編號(hào)：3139313