汽车用玻璃材料高温蠕变特性研究

汽车用玻璃材料高温蠕变特性研究

0高温监测可选用的本构模型由于其耐耐性、强度高、耐碱性、耐光性等特点，汽车玻璃广泛应用于汽车行业。工业上,挡风玻璃采用高温成型,过程中具有高温蠕变变形产生,这直接影响到挡风玻璃成型的质量和成品率。因此,研究挡风玻璃材料的高温蠕变特性,具有重要的实际应用价值。蠕变是在温度不变、载荷不变的条件下,试件的变形随着时间的增长而缓慢增大的现象。蠕变体现了材料力学性能的时间效应。玻璃属于无机非金属材料,作为结构材料,多是在常温下应用,对于其蠕变的研究报道较少。一些学者对其进行了研究,C.Borde等进行了270℃,536℃和544℃时玻璃材料的蠕变和回复实验,并建立了基于激活时间和激活体积的蠕变和回复模型。T.Rouxel等做了800℃～1000℃温度范围内玻璃材料的弯曲蠕变实验,研究了玻璃材料的弹性常数随温度的变化。毛起炤等实验研究了在350℃～680℃温度范围内玻璃丝的拉伸和玻璃棒的压缩蠕变,理论上得出了拉伸和压缩的流变模型、粘弹性参数,以及参数与温度的关系;在有机玻璃的研究方面,O.E.Ol’khovik等做了80℃时不同载荷情况下的有机玻璃剪切蠕变实验,并建立了粘弹性蠕变模型;基于低温(17℃)小应变的蠕变和回复实验,N.T.Smotrin等采用幂律形式的本构方程来描述低温拉伸曲线;陈建桥等做了有机玻璃不同应力水平下的低温(21℃～22℃)蠕变实验,通过定义损伤区的有效应力,导出了银纹区的本构关系,采用宏观和细观相结合的方法,研究了材料在破坏之前的缺陷演化对材料力学性能的影响。上述工作中没有考虑对玻璃高温蠕变加速阶段的本构描述。另外,在玻璃蠕变机理的研究方面,C.Borde等认为玻璃的高温蠕变变形是由于大量原子和结构单元在微域内的联合迁移作用所造成的;T.Rouxel等总结了前人的工作,认为玻璃内部含有拟不动自由体积,玻璃蠕变源自玻璃中流动单元的重新排列。毛起炤等在研究粘弹性参数随温度变化的过程中,认为玻璃的高温蠕变机理是由于温度的升高使玻璃中的质点获得更多动能,有更多质点具有足够克服势垒的能量,从而可以越过势垒产生流动。O.E.Ol’khovik等则用自由体积理论解释了有机玻璃剪切蠕变的机理,认为动态单元活动的快慢是由自由体积的多少所决定的,非线性蠕变变形规律;经对试件断裂数据的分析比较,发现如同晶体材料一样,车用玻璃材料的高温蠕变断裂时间与其稳态速率的乘积符合Monkman-Grant关系。进一步,根据实验揭示的蠕变行为特性,建立了非线性高温蠕变本构关系。最后,采用所建本构关系,对车用玻璃成型过程中的蠕变规律进行了理论预测,并与实验数据做了比较,结果表明本文所提出的玻璃高温蠕变本构方程能够较好地描述其高温蠕变各阶段的变形行为。1高温喷射实验1.1试验测量变形本文采用Sans公司出品的GWTA304电子高温蠕变持久实验机,利用拉杆式引伸仪测量变形,下拉杆行程为150mm,下拉杆移动速度为0.05～100mm/min,高温炉温度范围为200℃～1100℃。图1为实验用玻璃材料试件和夹头,采用矩形截面的试件,长、宽、高分别为50mm,9mm和4mm。其成分如表1所示。1.2高温持久试验程序把汽车用玻璃试件正确地固定在电子高温蠕变持久实验机的拉杆式引伸仪上,并使其处于高温炉内。使用Sans公司专门开发的高温持久蠕变试验程序P&Ctest_P01C进行实验温度、实验应力以及实验时间的设置,之后电子高温蠕变持久实验机会按照程序设置的要求进行后续的操作,并输出结果。根据车用玻璃成型时的工况,实验温度分别选为550℃,560℃,565℃,570℃和590℃;实验应力分别为2MPa,3.5MPa和5MPa。2结果表明，高温溶变试验的结果和分析2.1玻璃高温下导态变形特性图2至图6给出了各实验温度下的蠕变应变随时间变化的实测结果,考虑到玻璃在高温下产生较大的变形,图中应变为真实应变值(ε=∫dllε=∫dll)。从图中可以看出,各温度下,玻璃瞬态蠕变不明显,蠕变减速阶段在整个蠕变变形过程中所占比重极小。之后,如同一般金属材料的蠕变变形行为一样,玻璃材料产生准线性的稳态蠕变变形,其在整个蠕变寿命中持续时间最长。最后,蠕变速率加快,蠕变变形急剧增大,表现为加速蠕变行为,直至断裂。比较各图中的实验结果可以发现,应变-时间曲线同时随温度和应力而变化,增加应力或者温度,稳态阶段的曲线斜率增大,稳态蠕变时间缩短,且该阶段在整个蠕变寿命中所占比重减小。同时,加速蠕变阶段曲线随着温度和应力的增加而急剧变化,加速阶段时间减少,但是在整个蠕变寿命中所占比例却是增加的。另外,玻璃高温蠕变变形表现出较高的蠕变应变值,其值大致在0.6～0.9之间。总之,玻璃高温蠕变曲线呈现出瞬态蠕变阶段不明显,稳态蠕变阶段持续时间较长和较高蠕变应变的特点。2.2温度和电压对玻璃温度弯曲的影响2.2.1模型2下t/tf曲线图7表示给定应力(如σ=3.5MPa)、各实验温度下的˙εc~t/tfε˙c~t/tf曲线,其中˙εε˙c为蠕变速率,t/tf为归一化时间,tf为蠕变断裂时间。从图中可知,随着温度的增加,蠕变速率相应增大,且稳态蠕变过程缩短。温度对稳态速率的影响如图8所示,从图中可见,稳态速率随着温度的增加呈非线性持续增大。2.2.2氧变速率-归一化时间曲线当温度恒定(如565℃),蠕变应力分别为2MPa,3.5MPa和5MPa时,蠕变速率-归一化时间曲线如图9所示。由图可知,蠕变速率随着应力的提高而增大,并且随着应力的增大稳态蠕变过程同样变短。图10反映了稳态蠕变速率随应力的变化曲线,从图可以看出稳态蠕变速率随着应力的增大而缓慢增加。2.3玻璃高温压缩试验Monkman-Grant常数反映了材料断裂时间与稳态蠕变速率之间的关系。对于具有稳态蠕变阶段的材料,当蠕变断裂时间与稳态蠕变速率的乘积是一个恒定的数值时,能够判别材料断裂的机理。因此,确定Monkman-Grant常数可以获得蠕变断裂的相关信息,对于玻璃高温蠕变断裂而言,断裂机理可能为原子间化学键的断裂。Monkman-Grant常数表达式如下:tf⋅˙εm=CΜG(1)tf⋅ε˙m=CMG(1)式中,CMG为Monkman-Grant常数;tf为蠕变断裂时间;˙εε˙m为稳态蠕变速率。下面根据前述高温蠕变测试的数据,以σ=5MPa和温度为565℃的实测结果为例,分别计算各实验温度下和各实验应力下的Monkman-Grant常数,结果分别如表2和表3所示:从表中的计算结果可以看出,温度和应力对挡风玻璃高温蠕变过程的Monkman-Grant常数影响不大,影响范围大致在0.6081～0.6881之间,说明挡风玻璃高温蠕变断裂数据基本符合Monkman-Grant常数。3玻璃高温蠕变的非线性本构关系3.1玻璃高温氧变断裂断裂rt的本构方程通常,温度T、应力σ和结构因子S被认为是影响蠕变速率的三个独立变量,即:˙ε∝f(Τ)⋅f(σ)⋅f(S)(2)ε˙∝f(T)⋅f(σ)⋅f(S)(2)其中结构因子表示物质内部结构影响蠕变速率的因素,如晶体材料中晶格的大小。如前所述,T.Rouxel等认为玻璃蠕变是结构单元在温度和应力的激活下产生流动而发生的变形,并且给出了描述稳态蠕变速率的微观蠕变速率方程,形式如下:˙εstc=Aσne-QcRΤ(3)ε˙stc=Aσne−QcRT(3)式中,˙εε˙stcstc为稳态蠕变速率(h-1);A为材料相关常数;σ为外加应力(MPa);n为稳态速率平均应力指数;Qc为平均表观激活能(kJ/mol);R为气体常数;T为绝对温度(K)。玻璃为非晶体材料,在转变温度Tg上下,内部结构产生较大差异,这种结构差异会对玻璃高温蠕变速率产生影响。如此,本文将方程(3)修正为:˙εstc=Aσne-QcRΤ(ΤΤg)γc(4)ε˙stc=Aσne−QcRT(TTg)γc(4)式中,˙εε˙stcstc为玻璃的高温稳态蠕变速率;(ΤΤg)γc(TTg)γc表征了玻璃内部结构变化对稳态蠕变速率的影响;γc为稳态蠕变结构影响指数,本文实验中用DSC方法测得Tg值为565℃。式(4)对时间t积分,便得到描述玻璃稳态高温蠕变阶段的本构方程:εstc(σ,Τ,t)=Bσne-QcRΤ⋅(ΤΤg)γc⋅t(5)εstc(σ,T,t)=Bσne−QcRT⋅(TTg)γc⋅t(5)式中,B为材料相关常数。玻璃高温蠕变减速阶段,时间较短,考虑到减速蠕变的响应特征,建立下面的本构方程:εinc(σ,Τ,t)=Aσne-QcRΤ⋅(ΤΤg)γc⋅(1-e-kt)(6)式中,εinc(σ,T,t)表示减速阶段应变函数;k为材料相关常数。在玻璃高温蠕变的加速蠕变阶段,当t/tf较大时,蠕变速率急剧加快最后直至断裂,其中tf为蠕变断裂时间。蠕变断裂时间受到温度和外加应力的影响,对于晶体材料,蠕变断裂时间与稳态蠕变速率成倒数关系:tf=DσmeQfRΤ(7)式中,D为材料相关常数;m为断裂时间平均应力指数;Qf为平均断裂激活能(kJ/mol)。根据本文实验结果,玻璃高温蠕变断裂数据也基本符合Monkman-Grant关系,再考虑到温度的相关性,本文取玻璃高温蠕变断裂时间的表达式如下:tf=DσmeQfRΤ(ΤΤg)-γc(8)根据蠕变加速阶段的响应特性,再考虑到(8)式,本文提出该阶段的本构方程如下:εacc(σ,Τ,t)=Cσne-QcRΤ⋅(ΤΤg)γc⋅(ef(σ,Τ,t)-1)(9)其中:f(σ,Τ,t)=tDσmeQfRΤ(ΤΤg)-γc(10)式中,C,D为材料相关常数。最后,由式(4),(5)和(6),建立玻璃高温蠕变的非线性本构方程如下:εc(σ,Τ,t)=σne-QcRΤ⋅(ΤΤg)γc⋅[A(1-e-kt)+Bt+C(ef(σ,Τ,t)-1)](11)3.2材料相关常数拟合对式(3)两边取自然对数得到:ln˙ε=lnB+nlnσ-Qc/RΤ(12)由上式,稳态速率平均应力指数n可以在一定的温度下,通过计算ln˙ε与lnσ的斜率,取平均值求得;平均表观蠕变激活能Qc可以在一定的应力下,通过计算ln˙ε与1/T曲线的斜率,取平均值求得。本文实验数据求得的结果如图11和图12所示。同理,对式(7)采用对式(3)相同的处理方法,可以求得平均断裂激活能Qf和断裂时间平均应力指数m。其它的材料相关常数采用最小二乘法拟合确定,所确定的参数如表4所示。显然,平均表观激活能大于平均断裂激活能,说明稳态阶段抗蠕变的能力大于加速阶段抗蠕变的能力,因此稳态阶段较长。把表4中的各个参数值带入到玻璃的非线性高温蠕变本构方程(11)中,便得到理论预测值。3.3加速涣变试验图13～17给出了理论值与实验值的对比,比较各图可以发现,理论预测的蠕变响应曲线反映了玻璃减速蠕变阶段不明显的特征。在稳态蠕变阶段,理论值在稳态蠕变阶段表现了近似线性的特征,且持续时间很长,与实验值较接近。在加速蠕变阶段理论值与实验值有偏差,这主要是因为在加速蠕变阶段,试件除了温度和应力等外部影响因素以外,还有自身和加工缺陷等其它因素的影响。图18～20给出了非实验温度(575℃,580℃和585℃)下的理论预测值,从图中可以看出,理论预测响应规律符合玻璃高温蠕变变形的特征。4高温平均势分析车用玻璃高温蠕变曲线具有和晶体材料蠕变曲线相类似的特征,但是也有其本身的特性。玻璃高温蠕变响应的减速阶段很不明显,在整个蠕变全过程中几乎可以忽略,其稳态阶段持续的时间较长,且随着温度和应力的