高溫下輕質(zhì)泡沫鋁動態(tài)力學(xué)性能實(shí)驗(yàn)*

王鵬飛，徐松林，李志斌，胡時(shí)勝

(中國科學(xué)技術(shù)大學(xué)中國科學(xué)院材料力學(xué)行為和設(shè)計(jì)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 合肥 230027)

輕質(zhì)泡沫鋁是一種具有高孔隙度的材料，具有良好的吸聲、吸能、隔熱等特性，在航空航天、汽車運(yùn)輸、船舶交通等領(lǐng)域獲得廣泛的應(yīng)用。

當(dāng)前，對泡沫鋁在常溫下的動態(tài)力學(xué)性能有了探討[1-2]，而在高溫下力學(xué)性能的研究很少。M.Hakamada等[3]討論了閉孔泡沫鋁在準(zhǔn)靜態(tài)與中應(yīng)變率(0.000 8～0.2 s-1)高溫下的力學(xué)性能，總結(jié)出泡沫鋁的性能隨溫度的變化趨勢與其基體材料類似；C.M.Cady等[4]研究了Alporas泡沫鋁在低溫下的動態(tài)力學(xué)性能，Alporas具有很強(qiáng)的溫度依賴性。

隨著航空航天技術(shù)的發(fā)展，泡沫材料的應(yīng)用范圍也逐漸拓寬，空間飛行器苛刻的環(huán)境溫度以及穿透大氣層摩擦生熱導(dǎo)致的復(fù)雜環(huán)境，使高溫動態(tài)下泡沫鋁力學(xué)行為及其機(jī)理的研究具有重要的意義。

由于輕質(zhì)泡沫鋁材料本身的分散性，以及在動態(tài)加載過程中應(yīng)變率效應(yīng)與慣性效應(yīng)的相互耦合的情況，使對泡沫鋁的應(yīng)變率效應(yīng)的研究具有一定的挑戰(zhàn)，也對高溫下泡沫鋁動態(tài)力學(xué)性能的探討提出了更高的要求。

1 高溫下動態(tài)力學(xué)性能測試面臨的問題

目前，均勻性假定是分離式Hopkinson壓桿的基本假定[5]。在常溫下，利用SHPB實(shí)驗(yàn)技術(shù)對輕質(zhì)泡沫材料動態(tài)力學(xué)性能的研究主要面臨兩個(gè)問題：一個(gè)是在低速撞擊下，試件厚度造成的應(yīng)力不均勻性(波動效應(yīng))；另一個(gè)是在高速撞擊下，泡沫結(jié)構(gòu)破壞的局域化導(dǎo)致試件的應(yīng)變/應(yīng)力不均勻性，主要由泡沫結(jié)構(gòu)慣性效應(yīng)引起[6-7]。前者要求縮減應(yīng)力均勻化時(shí)間，主要通過縮短試件厚度或通過整形器改變加載波形[8]實(shí)現(xiàn)。后者則需要控制打擊桿速度，不能太高，要求試件的變形一定是“均勻變形模式”的[5]，在較高的撞擊速度下，泡沫材料先從沖擊端開始變形，對應(yīng)變形模式的“沖擊模式”[6-7]，此時(shí)沖擊端的應(yīng)力遠(yuǎn)大于后面支撐端的應(yīng)力[9]。

為解決第一個(gè)問題，我們采用石英晶體片技術(shù)檢測兩端應(yīng)力，并確定試件厚度為15 mm保證試件應(yīng)力的均勻性[10]，如圖1(a)所示。利用石英片檢測的試件前后端面應(yīng)力較一致(消除了薄片慣性力造成的實(shí)驗(yàn)誤差)，如圖1(b)所示。

為解決第二個(gè)問題，我們采用了兩次撞擊測量方法[11]，如圖2(a)所示。通過兩次實(shí)驗(yàn)分別測量試件在同一撞擊速度下沖擊端與支撐端的應(yīng)力，通過此方法獲得的兩端應(yīng)力可代表試件在“一次撞擊”過程中兩端的應(yīng)力，利用此測量方法可以探討試件在高速撞擊過程中的應(yīng)力均勻性，并可研究泡沫材料在不同撞擊速度下對應(yīng)的三種變形模式[9]：均勻模式，過渡模式，沖擊模式。沖擊模式下沖擊端與支撐端的應(yīng)力曲線顯示，在高速撞擊下，試件的應(yīng)力并不滿足均勻性假定，如圖2(b)所示。

圖1 SHPB實(shí)驗(yàn)中試件兩端應(yīng)力檢測的石英晶體片法[10]Fig.1 Detect the stresses uniformity of specimen by quartz-crystal method[10]

圖2 高速撞擊下測量泡沫鋁兩端應(yīng)力的實(shí)驗(yàn)方法[11]Fig.2 Experimental methods to measure the stresses of two ends of foams[11]

綜上所述，常溫動態(tài)加載下泡沫材料兩端的應(yīng)力可以通過如圖1(低速下)、圖2(高速下)所示的測試技術(shù)獲得，但高溫動態(tài)下材料力學(xué)性能的實(shí)驗(yàn)技術(shù)更加復(fù)雜。首先，動態(tài)高溫下，圖1所示的石英晶體片技術(shù)難以應(yīng)用；其次，圖2(a)所示的測量沖擊端應(yīng)力的實(shí)驗(yàn)方案已難以實(shí)施(見2.1節(jié))。因此，發(fā)展高溫、動態(tài)加載下泡沫材料兩端應(yīng)力的測量技術(shù)很有必要。

本文中，主要在Hopkinson壓桿的基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)一種高溫動態(tài)實(shí)驗(yàn)技術(shù)，重點(diǎn)測量高溫動態(tài)加載下泡沫材料的兩端應(yīng)力。利用較長的打擊桿作為子彈直接撞擊Hopkinson桿，可以有效地檢測高溫、動態(tài)加載下輕質(zhì)泡沫鋁試件兩端的應(yīng)力曲線。采用此實(shí)驗(yàn)方案，觀察泡沫鋁均勻變形所對應(yīng)的有效撞擊速度，可利用傳統(tǒng)的分離式Hopkinson壓桿實(shí)驗(yàn)得到泡沫鋁在高溫動態(tài)下的應(yīng)力應(yīng)變曲線。

2 高溫下兩端應(yīng)力的檢測

2.1 實(shí)驗(yàn)方案

以前，通過兩種改進(jìn)的Hopkinson壓桿實(shí)驗(yàn)裝置(見圖2)，分別檢測試件在常溫下沖擊端與支撐端的應(yīng)力曲線，證實(shí)了隨著撞擊速度的提高，泡沫鋁兩端應(yīng)力差越大，變形越不均勻[11]。但是在測量沖擊端應(yīng)力的實(shí)驗(yàn)中(見圖2(a))，試件與打擊桿黏結(jié)在一起，難以對試件進(jìn)行加熱與保溫，所以此方案很難應(yīng)用在高溫實(shí)驗(yàn)中。

因此，我們設(shè)計(jì)了一種直接撞擊法檢測高溫下沖擊過程中試件兩端的應(yīng)力曲線，可以檢測高溫高速加載下試件的變形模式，如圖3所示。

圖3 改進(jìn)的直接撞擊法實(shí)驗(yàn)裝置Fig.3 Improved method of direct impact

槍管內(nèi)是1 750 mm長的打擊桿，貼在桿端的應(yīng)變片可直接測量沖擊端的應(yīng)力曲線。采用較長的打擊桿，一方面可保證應(yīng)變片信號在測試的時(shí)間(600 μs)內(nèi)不受反射波的干擾，另一方面可以確保打擊桿在氣槍中有較長的加速段，以達(dá)到較高的撞擊速度。右邊安置的是長度為4 000 mm的支撐桿，通過支撐桿上的應(yīng)變片可測量支撐端的應(yīng)力曲線。打擊桿和支撐桿的桿材為超硬鋁，直徑37 mm，打擊桿通過長導(dǎo)管確保對心碰撞。

高溫爐能對靜止的試件進(jìn)行加熱并保溫，在高溫爐的側(cè)面還開有石英玻璃窗口，可利用高速CCD拍攝高溫下的試件高速變形過程?；谥車诺萚12]對封閉式高溫爐SHPB實(shí)驗(yàn)技術(shù)進(jìn)行的探討以及在處理數(shù)據(jù)時(shí)對溫度梯度的修正方法，采用長桿直接撞擊Hopkinson桿實(shí)驗(yàn)可以得到可靠的結(jié)果。

2.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖4 不同撞擊速度下的兩端應(yīng)力曲線(25 ℃)Fig.4 Stress curves of two ends under different impact velocity (25 ℃)

圖5 不同撞擊速度下的兩端應(yīng)力曲線(350 ℃)Fig.5 Stress curves of two ends under different impact velocity (350 ℃)

通過直接撞擊實(shí)驗(yàn)得出了泡沫鋁試件在不同速度和溫度下沖擊端與支撐端的應(yīng)力曲線，如圖4～5所示。在撞擊速度v≈6.5m/s下，無論是室溫25 ℃還是高溫350 ℃的環(huán)境，沖擊端與支撐端的應(yīng)力具有很好的重合性，試件變形為均勻模式。隨著撞擊速度的增加(17～26 m/s)，25 ℃下兩端的應(yīng)力重合性尚好，但是在350 ℃的環(huán)境溫度下，沖擊端與支撐端應(yīng)力的差異越來越明顯，變形模式已不再均勻。以上結(jié)果表明，在同一撞擊速度下，溫度越高，試件兩端的應(yīng)力均勻性越差，增加溫度與提高撞擊速度均會導(dǎo)致泡沫鋁材料沖擊端與支撐端的應(yīng)力不均勻性。

3 泡沫鋁高溫下的SHPB實(shí)驗(yàn)

在傳統(tǒng)的分離式Hopkinson壓桿實(shí)驗(yàn)中，對于波阻抗較低的材料(如肌肉、泡沫材料等)，可以通過石英晶體片技術(shù)，檢測試件在常溫下前端面與后端面在SHPB動態(tài)加載過程中的應(yīng)力均勻性，但限于實(shí)驗(yàn)條件，并未對高溫下SHPB實(shí)驗(yàn)的應(yīng)力均勻性進(jìn)行檢測，由實(shí)驗(yàn)結(jié)果(見圖4～5)可以看出，在高溫下試件的應(yīng)力均勻性更難滿足。

在SHPB實(shí)驗(yàn)中，彈性波在試件中經(jīng)過三四個(gè)來回的反射，才可滿足“均勻性”假設(shè)的要求[13-14]：

(1)

(2)

式中：tequ為應(yīng)力均勻所需的時(shí)間，n為彈性波在試件中來回傳播的次數(shù)，c1(T)和ET分別是彈性波在試件中傳播的波速與彈性模量。

從實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以直觀看出，高溫下的應(yīng)力均勻性變差。對泡沫試件，隨著溫度的升高，ET逐漸降低，c1(T)也降低，溫度越高，c1T越小，應(yīng)力均勻所需的時(shí)間tequ也較長。

在SHPB實(shí)驗(yàn)中，通過整形器技術(shù)改變?nèi)肷洳ㄉ仙兀墒乖嚰M早達(dá)到應(yīng)力均勻狀態(tài)[8,15]。由于SHPB石英晶體片技術(shù)在高溫下難以應(yīng)用，兩端應(yīng)力難以獲取，因此我們設(shè)計(jì)了長桿直接撞擊Hopkinson桿實(shí)驗(yàn)方案檢測兩端應(yīng)力，通過實(shí)驗(yàn)得出在高溫、同一撞擊速度下，兩端應(yīng)力的不均勻性更嚴(yán)重，對于低波阻抗材料的SHPB高溫實(shí)驗(yàn)，更需檢測其應(yīng)力均勻性。

在高溫350 ℃下，速度19.55 m/s時(shí)兩端應(yīng)力尚存在一些差別，并不顯著，但速度26.20 m/s時(shí)已呈現(xiàn)明顯的差別。因此可以確定，在此高溫下需保證兩端應(yīng)力相對均勻的沖擊速度v≤19 m/s，低于這個(gè)速度一定可基本消除應(yīng)力不均勻的影響。同時(shí)，取試件的尺寸?32 mm×15 mm、密度0.315～0.335 g/cm3，可以消除尺寸效應(yīng)與密度分散性的影響[10]。

輕質(zhì)泡沫鋁材料在高溫下的SHPB實(shí)驗(yàn)裝置如圖6所示，子彈長度800 mm，入射桿、透射桿均2 000 mm。原始波形如圖7所示，其中入射波、反射波用電阻應(yīng)變片測量，透射波用半導(dǎo)體應(yīng)變片測量，每種應(yīng)變率3次重復(fù)實(shí)驗(yàn)。不同溫度、不同應(yīng)變率下的工程應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖8所示。在350 ℃、1 000 s-1下，對應(yīng)的子彈速度約16 m/s，小于在此高溫下保持兩端應(yīng)力均勻的沖擊速度 (約19 m/s), 因此所得到的實(shí)驗(yàn)結(jié)果有效。圖8中還給出泡沫鋁在靜態(tài)(0.001 s-1)、高低溫下的應(yīng)力應(yīng)變曲線，比較表明，此泡沫鋁在高低溫下均具有一定的應(yīng)變率效應(yīng)，且高溫下的應(yīng)變率效應(yīng)比常溫下更顯著。

圖6 SHPB高溫實(shí)驗(yàn)裝置圖Fig.6 Experimental device of SHPB

圖7 SHPB實(shí)驗(yàn)中的原始波形Fig.7 Original waveform of SHPB

圖8 不同應(yīng)變率、高低溫下的應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.8 Stress-strain curves under different strain-rates, temperatures

4 總 結(jié)

通過對Hopkinson壓桿裝置的改進(jìn)，設(shè)計(jì)了直接撞擊法實(shí)驗(yàn)方案，采用長子彈撞擊，成功檢測出高溫高速下泡沫鋁試件沖擊端與支撐端的應(yīng)力。實(shí)驗(yàn)結(jié)果指出，在同一撞擊速度下，溫度越高，試件兩端的應(yīng)力均勻性越差，增加溫度與提高撞擊速度均會加劇試件兩端的應(yīng)力不均勻性。利用直接撞擊的實(shí)驗(yàn)結(jié)果，確定了泡沫鋁在350 ℃高溫下的保證均勻變形的撞擊速度，再通過傳統(tǒng)的分離式Hopkinson壓桿實(shí)驗(yàn)得出泡沫鋁在高溫動態(tài)下的力學(xué)性能，實(shí)驗(yàn)表明泡沫鋁在高低溫下均具有一定的應(yīng)變率效應(yīng)。

[1] Deshpande V S, Fleck N A. High strain rate compressive behaviour of aluminium alloy foams[J]. International Journal of Impact Engineering, 2000,24:277-298.

[2] Dannemann K A, James L J. High strain rate compression of closed-cell aluminium foams[J]. Materials Science and Engineering: A, 2000,293:157-164.

[3] Hakamada M, Nomura T, Yamada Y, et al. Compressive deformation behavior at elevated temperatures in a closed-cell aluminum foam[J]. Materials Transactions, 2005,46(7):1677-1680.

[4] Cady C M, Gray Ⅲ G T, Liu C, et al. Compressive properties of a closed-cell aluminum foam as a function of strain rate and temperature[J]. Materials Science and Engineering: A, 2009,525:1-6.

[5] Chen Wei-nong, Song Bo. Split Hopkinson (Kolsky) bar: Design, testing and applications[M]. Springer, 2011.

[6] Tan P J, Harrigan J J, Reid S R. Inertia effects in uniaxial dynamic compression of a closed cell aluminium alloy foam[J]. Materials Science and Technology, 2002,18:480-488.

[7] Lopatnikov S L, Gama B A, Haque M J, et al. Dynamics of metal foam deformation during Taylor cylinder-Hopkinson bar impact experiment[J]. Composite Structures, 2003,61:61-71.

[8] Song B, Chen W. Dynamic stress equilibration in split Hopkinson pressure bar tests on soft materials[J]. Experimental Mechanics, 2004,44(3):300-312.

[9] Liu Y D, Yu J L, Zheng Z J, et al. A numerical study on the rate sensitivity of cellular metal[J]. International Journal of Solids and Structures, 2009,46:3988-3998.

[10] 王鵬飛,胡時(shí)勝.軸向尺寸對泡沫鋁動靜態(tài)力學(xué)性能的影響[J].爆炸與沖擊,2012,32(4):393-398.

Wang Peng-fei, Hu Shi-sheng. The mechanics property of foam aluminum with different sizes[J]. Explosion and Shock Waves, 2012,32(4):393-398.

[11] 王鵬飛,徐松林,胡時(shí)勝.變形模式對多孔金屬材料SHPB實(shí)驗(yàn)結(jié)果的影響[J].力學(xué)學(xué)報(bào),2012,44(5):928-932.

Wang Peng-fei, Xu Song-lin, Hu Shi-sheng. Influence of deformation modes on SHPB experimental results of cellular metal material[J]. Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics, 2012,44(5):928-932.

[12] 周國才,胡時(shí)勝,付崢.用于測量材料高溫動態(tài)力學(xué)性能的SHPB技術(shù)[J].實(shí)驗(yàn)力學(xué),2010,25(1):9-15.

Zhou Guo-cai, Hu Shi-sheng, Fu Zheng. SHPB technique used for measuring dynamic properties of material in high temperature[J]. Journal of Experimental Mechanics, 2010,25(1):9-15.

[13] Yang L M, Shim V. An analysis of stress uniformity in split Hopkinson bar test specimens[J]. International Journal of Impact Engineering, 2005,31(2):129-150.

[14] Ravichandran G, Subhash G. Critical appraisal of limiting strain rates for compression testing of ceramics in a split Hopkinson pressure bar[J]. Journal of the American Ceramic Society, 1994,77(1):263-267.

[15] 宋力,胡時(shí)勝.SHPB測試中的均勻性問題及恒應(yīng)變率[J].爆炸與沖擊,2005,25(3):207-216.

Song Li, Hu Shi-sheng. Stress uniformity and constant strain rate in SHPB test[J]. Explosion and Shock Waves, 2005,25(3):207-216.