Dureté de Fracture d'Articulation de Si3N4/S45C avec une Fêlure de Surface Adjacente

Les articulations céramiques/en métal ont été de plus en plus appliquées dans un large éventail de domaines de bureau d'études parce que le céramique a les propriétés mécaniques stables à la température élevée et à la bonne résistance à l'usure, à l'érosion et à l'oxydation. Cependant, la différence des propriétés matérielles entre le métal et le céramique induit des singularités de stress à l'arête de surface adjacente. D'ailleurs, la contrainte résiduelle thermique élevée sera induite pendant le procédé de refroidissement dû à l'erreur d'assortiment des coefficients d'expansion thermique. La singularité de stress avec la contrainte résiduelle thermique dégrade la force de l'articulation céramique/en métal et rend le bilan de la force difficile. Beaucoup de travaux ont été effectués au sujet de la contrainte résiduelle et du bilan de force des articulations céramiques/en métal. Par exemple, Kobayashi et autres [1, 2] ont vérifié la résistance de la flexion et la contrainte résiduelle de l'articulation₃₄ de SiN/S45C et l'effet de la taille du spécimen sur la résistance de la flexion. Qiu et autres [3] ont vérifié l'influence de la charge de contrainte résiduelle et de répétition sur la force de l'articulation₃₄ de SiN/S45C. Cependant, en raison de la complexité du problème, une méthode de bilan généralisée pour l'articulation céramique/en métal n'a pas encore été proposée.

La solution élastique du champ de contrainte singulier de la fêlure de surface adjacente a été étudiée depuis 1959 [4-9]. Le Riz [10] a récapitulé le travail dans ce domaine et a installé les concepts élastiques de mécanique de fracture pour les fissures dièdres. Yuuki et autres [11, 12] ont proposé les critères maximum de stress normal pour le chemin de prévision de fracture et la force de basé commun céramique/en métal sur la théorie élastique. La déformation en plastique du métal apparaîtra inévitablement près de l'extrémité de fêlure due à la singularité de stress. Pour la plupart des articulations céramiques/en métal, la déformation en plastique du métal a une influence significative sur la force de l'articulation céramique/en métal. En Raison de la complexité analytique, du bilan du chemin de fracture et de la force de basé commun céramique/en métal sur la théorie élastoplastique n'a pas été encore effectué.

Dans cette étude, quatre essais de pliage de remarque des spécimens₃₄ d'articulation de SiN/S45C avec une fêlure de surface adjacente ont été effectués. Le Bilan du chemin de fracture et de la dureté de fracture était basé essayé sur l'analyse élastoplastique.

Le Schéma 1 affiche que la géométrie et les cotes de SiN/S45C₃₄ joignent le spécimen. L'alliage de brasage basé argenté (% poids est : AG, 71%, le Cu, 27%, le Ti, 2%) avec l'épaisseur de 60 μm a été utilisé pour la métallisation entre la céramique₃₄ de Péché et l'acier de S45C. Le Brasage a été transporté dedans un four d'aspirateur (Torr^-5 2.5x10). La température du four a été augmentée à un taux de 20C/min^o jusqu'à la température de brasage de 850C^o et maintenue pour mn 10, puis diminuée à un taux de 10C/min.^o Les surfaces de jointure ont été polies avec la poudre de diamant de 0,25 diamètres de μm. Pendant le brasage, une pression de contact de 0,002 Avions de patrouille maritime était appliquée.

Après le brasage, une fêlure de surface adjacente a été introduite par la méthode de décharge électrique avec le fil de coupe du diamètre de 0,1 millimètres. Quatre spécimens avec différentes longueurs de fêlure ont été préparés. Deux des spécimens ont eu des longueurs de fêlure de 4,0 millimètres et les deux autres spécimens ont eu des longueurs de fêlure de 1,0 millimètres et de 2,0 millimètres.

Quatre essais de pliage de remarque ont été effectués sur les spécimens de dureté de fracture à une vitesse de croisillon de 0,5 expositions du Tableau 1 de mm/min. les résultats de la dureté de fracture. La dureté apparente de fracture est définie comme :

(1)

avec

(2)

(3)

Là Où P_f est la charge de fracture, a est la longueur de fêlure, le W la largeur de spécimen, le t l'élévation de spécimen, le L₂ l'envergure externe et le L₁ l'envergure intérieure.

Le Résultat du Tableau 1. de la dureté de fracture teste.

Comme peut être vu dans le Tableau 1, les spécimens avec une longueur de fêlure de 4,0 millimètres indiquent une charge plus élevée de fracture que ceux avec des longueurs plus courtes de fêlure de 1,0 et 2,0 millimètres. Car la contrainte résiduelle redistribuera après avoir coupé [2], la relaxation de la contrainte résiduelle thermique pour une plus longue longueur de fêlure peut être une raison possible.

Le Schéma 2 affiche l'observation macroscopique du spécimen rompu. Pour les spécimens avec une longueur de fêlure de 1,0 et 2,0 millimètres, fêlure propagée dans le Péché₃₄ directement de l'extrémité initiale de fêlure en direction environ de 40^o. Pour les spécimens avec une longueur de fêlure de 4,0 millimètres, la fêlure a propagé le long de la surface adjacente environ 1,0 millimètres et a puis plissé dans le Péché₃₄ dans un sens environ de 10^o à la surface adjacente.

La solution élastique du champ de contrainte d'une fêlure de surface adjacente a été accomplie par le Willims [4], Erdogan [5, 6], l'Angleterre [7] et le Sih et autres [8, 9]. On l'a constaté que le champ de contrainte près de l'extrémité de fêlure de surface adjacente a la singularité oscillante. Sous la coordonnée polaire avec l'origine située à l'extrémité de fêlure, le champ de contrainte peut être exprimé As

(4)

_{Voici la constante de Bi-matériau qui peut être exprimée As}

(5)

(6)

là où le µ_j et les v_j sont le module de cisaillement et le coefficient de Poisson Des matériaux, respectivement.

Les facteurs d'intensité de stress du champ de contrainte singulier oscillant sont définis As

(7)

là où, l est la longueur de référence pour éliminer la cote de la condition oscillante. Habituellement l prend la valeur de la longueur entière de fêlure, c.-à-d. l=2a.

Quand le stress le long de la surface adjacente a été connu, les facteurs d'intensité de stress peuvent être peuvent être extrapolés comme :

(8)

(9)

Yuuki et autres [11, 12] ont haut proposé les critères maximum de stress normal pour la fracture de la fêlure de surface adjacente. Considérant que la valeur deest très petite, le stress normal peut être environ exprimé As

(10)

là où

₍₁₁₎

W=₁ e^-ε(π-θ), W=₂ e^ε(π+θ) (12)

(13)

Le sens du stress normal maximum peut être déterminé de :

∂B (θ, ε, θ de y)/∂ = 0 (14)

Laissez le θ₀ représenter le sens du stress normal maximum, le facteur d'intensité correspondant de stress peut être exprimé comme :

(15)

La Fracture se produira le long du sens des θreaches_0θmax la teneur_IC en K de la matière première. Il convient noter que la fracture peut se produire le long de la surface adjacente quand θ₀

Le champ de contrainte singulier élastoplastique pour un matériau tannant linéaire [13] s'est avéré considérablement le même que cela du matériau élastique dont les constantes élastiques sont définies comme :

(16)

là où E est le module et le H De Young' le coefficient tannant.

Par Conséquent, le champ de contrainte singulier élastoplastique à l'extrémité de fêlure de surface adjacente est considérablement identique que le champ de contrainte singulier élastique de l'extrémité de fêlure de surface adjacente. La région de gouvernement du champ de contrainte singulier élastoplastique sera logée dans une petite région autour de l'extrémité de fêlure à l'intérieur de la zone de rendement. Pour céramique/metal l'articulation, considérant que la valeur de tanner le coefficient est beaucoup moins que la valeur du module De Young, il peut être trouvé d'Eq. (16) et Eq. (5) cela

(17)

L'analyse de MARCHÉ DES CHANGES a été effectuée dans la condition de stress plat utilisant le programme d'ABAQUS. Le péché₃₄ est assumé comme matériau élastique dont les constantes matérielles sont indépendant de la température et d'E=289 GPa, v=0.25 et CTE=4.2x10^-6. De l'acier de S45C est assumé comme matériau tannant linéaire avec les constantes matérielles indiquées dans le Tableau 2 [14]. La température libre de stress est considérée 550C^o pour l'analyse de la contrainte résiduelle thermique.

Constantes Matérielles du Tableau 2. de S45C

Pour la comparaison, l'analyse élastique a été également effectuée. Prévu à partir des constantes élastiques de 25C^o, la constante de Bi-matériau_{pour le cas élastique est 0,01588. Le Tableau 3 indique les facteurs d'intensité de stress ainsi que le sens du stress normal maximum obtenu par l'analyse élastique. Il peut constater que la valeur due à la contrainte résiduelle est beaucoup plus élevée qu' et les valeurs du θ0 dues à la contrainte résiduelle sont presque identiques, qui sont environ 70^o. Le spécimen avec une longueur de fêlure de 2,0 millimètres a la valeur maximale de Kθmax due à la contrainte résiduelle. Les valeurs de Kθmax dues à la superposition de la contrainte résiduelle et du stress appliqué pendant le test de dureté de fracture sont proches de ceux dues à la contrainte résiduelle.}

Facteurs d'intensité de Stress du Tableau 3. et le sens du stress normal maximum selon l'analyse élastique.

Cependant, les résultats de l'analyse élastique contredisent apparemment avec cela que la valeur de K_θmax est beaucoup plus élevée que la valeur d'IC du Péché₃₄, qui est environ 6,0 MPa√m [15]. En Outre, l'analyse élastique ne peut pas expliquer pourquoi le spécimen avec a=4.0 millimètre indique une charge plus élevée de fracture que le spécimen avec a=1.0 millimètre puisque K_θmax dû à la contrainte résiduelle pour a=4.0 millimètre est plus grand que celui pour a=1.0 millimètre.

Les Schémas 3 et 4 affichent à la distribution de stress la surface adjacente obtenue par l'analyse élastoplastique. Une ligne avec la pâtée de - 0,5 est également tracé dans les chiffres pour la référence. Nous pouvons voir que les courbures sont presque parallèles à la ligne de référence dans la région r<10m^-6, qui indique que le stress près de l'extrémité de fêlure est dominé par le champ de contrainte singulier élastoplastique.

Les Schémas 5 et 6 affichent les composants désaccouplés définis par Eq. (8) et Eq. (9). Différent du cas élastique, ici la longueur l de référence prend le -6 m, qui est proche de la taille de la région de gouvernement du champ de contrainte singulier élastoplastique. Le Schéma 5 montux soulignent la distribution due à la contrainte résiduelle et le Schéma 6 affiche la distribution de stress due à la contrainte résiduelle et à la charge appliquée. Il peut constater que les courbures sont presque parallèles à la ligne de référence dans la région r<1.0^-5 m.

Le Tableau 4 indique les facteurs d'intensité de stress et les sens du stress normal maximum obtenu par l'analyse élastoplastique. Il peut constater que K_θmax Ce résultat peut expliquer pourquoi le spécimen avec une longueur de fêlure de 4,0 millimètres indique une charge plus élevée de fracture comparée aux autres spécimens. La charge appliquée tend à diminuer la valeur du K.₂ La diminution de K₂ pour a=4.0 millimètre est particulièrement évidente et la valeur du θ₀ pour a=4.0 millimètre est 33^o, qui est beaucoup plus petit que ceux pour a=1.0 millimètre et a=2.0 millimètre. Ceci est conforme au résultat expérimental, où les spécimens avec a=1.0 millimètre et a=2.0 millimètre rompus avec une cornière environ de 40^o de la surface adjacente, alors que les spécimens d'a=4.0 millimètre rompu le long de la surface adjacente. Les valeurs de K_θmax Ils sont également près de la teneur_IC en K du Péché₃₄, bien que moins que lui. Kobayashi et autres [1] ont trouvé dans les essais de pliage de l'articulation₃₄ de SiN/S45C que les résultats peuvent être divisés en deux groupes, dans lesquels affiche relativement un de haute résistance tandis que l'autre affiche une valeur très basse. Une raison d'une force faible est considérée l'existence d'une fêlure dans le céramique, puisque les fissures sont facilement initiées du défaut inhérent pendant la coupe après la jointure. Ceci peut être également considéré l'une des raisons pour lesquelles la valeur_θmax de KIC du Péché₃₄.

Facteurs d'intensité de Stress du Tableau 4. et le sens du stress normal maximum selon l'analyse élastoplastique.

Des tests de dureté de Fracture ont été effectués sur des spécimens₃₄ d'articulation de SiN/S45C avec des fissures de surface adjacente de différentes longueurs. Le Bilan du chemin de fracture et de la dureté de fracture était basé effectué sur l'analyse élastoplastique dans laquelle de l'acier de S45C a été assumé comme matériau tannant linéaire. Les conclusions obtenues peuvent être récapitulées comme :

•         La contrainte résiduelle thermique exerce un effet significatif sur la dureté de fracture de l'articulation. En Raison de l'effet de la contrainte résiduelle, le spécimen avec une longueur de fêlure de 4,0 millimètres a une dureté plus élevée de fracture que ceux avec des longueurs de fêlure de 1,0 millimètres et de 2,0 millimètres. Une fêlure propagée dans le Péché₃₄ directement de l'extrémité initiale de fêlure en direction de 40^o pour des longueurs de fêlure de 1,0 millimètres ou de 2,0 millimètres, alors qu'elle propageait le long de la surface adjacente pour la longueur de fêlure de 4,0 millimètres.

•         Chargez près de l'extrémité de fêlure est dominé par le champ de contrainte singulier élastoplastique. Le σK Maximum_θmax Ceci est la même séquence de la charge de fracture des spécimens avec a=2.0 millimètre, a=1.0 millimètre et a=4.0 millimètre. Le stress appliqué a eu comme conséquence une diminution de la valeur du K.₂ La diminution de K₂ pour a=4.0 millimètre était significative et la valeur du θ₀ pour a=4.0 millimètre était beaucoup plus petite que ceux pour a=1.0 millimètre et a=2.0 millimètre. Ceci est conforme au résultat expérimental que les spécimens avec a=1.0 millimètre et a=2.0 millimètre rompus avec une cornière environ de 40^o avec la surface adjacente, alors que les spécimens d'a=4.0 millimètre rompu le long de la surface adjacente. La valeur_θmax de KIC du Péché₃₄.

1. H. Kobayashi, Y. Arai, H. Nakamura et T. Sato, « Bilan de Force de Céramique-Métal Joint », Scientifique et Technique de Matériaux, A143 (1991) 91-102.

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3. J.H. Qiu, S. Nakamura, M. Kawagoe et M. Morita, « Influence de Force de Jointure de Si3N4/S45C sur la Contrainte Résiduelle », Tourillon des Matériaux Minéraux, 13-4 (1998) 167-172.

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6. F. Erdogan, « Distribution de Stress en Matériaux Différents Métallisés Contenant les Cavités De Forme Annulaire Circulaires », J.Appl.Mech., 32 (1965) 829-836.

7. A.H. Angleterre, « Une Fêlure entre les Medias Différents », J. Appl. Mech., 32 (1965) 400-407.

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11. R. Yuuki et J.Q. Xu, Eng. Fract. Mech., « Soulignez le Critère Basé pour une fêlure de Surface Adjacente Plissant hors de la Surface Adjacente en Matériaux Différents », 41-5 (1992) 635-644.

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15.   Y. Mutoh et I. Yumoto, « Bilan de Dureté de Fracture pour la Céramique/Métal Joint », Trans. du Colloque des Mécanismes Matériels de JSME, No.900-50 (1990) 185-190.