金屬泡沫斷裂韌性的試驗研究*

王新筑，周　雄，朱炳杰，彭向和

(1.吉林大學 汽車仿真與控制國家重點實驗室， 吉林 長春　130025；2.湖南大學 汽車車身先進設計制造國家重點實驗室， 湖南 長沙　410082；3.重慶大學 航空航天學院， 力學博士后工作站， 非均質(zhì)材料力學重慶市重點實驗室， 重慶　400040；4.國防科技大學 航天科學與工程學院， 湖南 長沙 400040)

?

金屬泡沫斷裂韌性的試驗研究*

王新筑1,2,3，周雄3，朱炳杰4，彭向和3

(1.吉林大學 汽車仿真與控制國家重點實驗室， 吉林 長春130025；2.湖南大學 汽車車身先進設計制造國家重點實驗室， 湖南 長沙410082；3.重慶大學 航空航天學院， 力學博士后工作站， 非均質(zhì)材料力學重慶市重點實驗室， 重慶400040；4.國防科技大學 航天科學與工程學院， 湖南 長沙 400040)

金屬泡沫在其實際應用中，斷裂性能和斷裂韌性對于承載的多孔金屬泡沫有著重要的意義?；诿绹囼灢牧蠈W會相關標準，采用三點彎曲試樣測定了鋁泡沫的I型斷裂韌性。研究表明，金屬泡沫的斷裂為脆性斷裂，在裂紋尖端附近，孔壁最薄弱的區(qū)域最容易發(fā)生變形；隨著進一步加載，一些孔壁發(fā)生斷裂，微裂紋在斷裂尖端附近出現(xiàn)。隨著載荷的增加，主裂紋在缺口根部形成或由微裂紋合并而成，并開始在多孔結構內(nèi)傳播。裂紋沿著結構最薄弱處傳播，并產(chǎn)生次生裂紋和裂紋橋。裂紋總的擴展方式還是I型斷裂。根據(jù)試驗P-V曲線特點，取最大載荷點對應的力與位移求解出鋁泡沫的裂紋尖端臨界張開位移的平均值為 0.051 mm。

金屬泡沫；斷裂韌性；三點彎曲；裂紋尖端張開位移

臨近空間是指距地面20～100 km的空域，臨近空間飛行器的發(fā)展涉及國家安全與和平利用空間，是目前國際競相爭奪空間技術的焦點之一，是綜合國力的體現(xiàn)。由于臨近空間飛行器具有廣闊的軍民兩用前景，近年來已受到世界上許多國家的廣泛關注，紛紛投入很大力量競相研究開發(fā)。對于飛行器，減輕結構重量、提高有效載荷是設計者追求的永恒主題。傳統(tǒng)的設計方案通常是將結構系統(tǒng)與功能系統(tǒng)分開考慮，這樣就增加了飛行器的重量，降低了其使用性能及可靠性。美國國防部(Department of Defense， DOD)和美國國家航空航天局(National Aeronautics and Space Administration, NASA)在21世紀規(guī)劃中提出要研制和發(fā)射大量輕質(zhì)量、低成本的小型機動飛行器，以完成一系列科學研究和軍事探測任務[1]。為此，必須對現(xiàn)有飛行器的結構及研制方法進行革命性的變革。

金屬泡沫材料是20世紀80年代后期國際上迅速發(fā)展起來的一種物理功能與結構一體化的新型工程材料。多孔結構和金屬特征使其得以具備其他實心材料未有的功能，如防震、吸聲、隔聲、阻燃、屏蔽、耐候、耐濕、質(zhì)輕、可滲透性等，在航空航天、交通運輸、建筑、能源等高技術領域具有廣闊的應用前景[2-3]，引起越來越多研究人員的廣泛關注，并對其的物理和力學性能進行研究[4-9]。金屬泡沫最有前途的應用就是作為臨近空間飛行器上的超輕復合材料夾芯結構的芯子和緩沖吸能及吸聲降噪裝置等。

在實際應用中，斷裂性能和斷裂韌性對于承載的多孔金屬泡沫有著重要的意義，材料斷裂韌性的測定對于斷裂安全設計與缺陷評定、冶金因素對材料性能影響的研究、產(chǎn)品質(zhì)量的控制與驗收、材料組織設計與工藝優(yōu)化、防止斷裂事故的發(fā)生等都有重要的意義。因此，對金屬泡沫的斷裂韌性進行研究具有十分重要的實際意義。

(1)

式中，σy為孔壁材料的屈服強度，l為孔徑尺寸。

此后，一些學者的工作都驗證了式(1)的正確性[10-11]。Olurin等[12]采用界面單元模型來描述泡沫的斷裂韌性，宋宏偉等[13]在掃描電鏡下對只有幾個孔的金屬泡沫試件進行了壓縮，研究了孔壁的斷裂機制和失效模式。在拉伸模式下，線彈性斷裂力學概念被應用到帶切口的試件或其他類型泡沫結構[14]中。

然而，鋁泡沫屬于韌性金屬泡沫，閉孔韌性金屬泡沫的斷裂機理要比開孔金屬泡沫和脆性金屬泡沫的情形復雜得多。此時，不再適合用線彈性斷裂力學的分析方法來求解，這是因為韌性金屬泡沫具有大的塑性區(qū)，而且試件尺寸也受到加工工藝的限制。因此，必須采用彈塑性斷裂力學試驗，如J積分或裂紋尖端張開位移(Crack-Tip Opening Displacement, CTOD)試驗來測定其斷裂韌性。研究表明[15]：當裂紋橋充分發(fā)展時，可用J作為泡沫的斷裂韌性，然而，并非所有金屬泡沫的J-Δa曲線都出現(xiàn)了平臺區(qū)，并非所有的平臺區(qū)都伴隨有大的裂紋擴展，如何從J-Δa曲線對金屬泡沫的初始或穩(wěn)態(tài)斷裂韌性進行評價，目前還沒有理想的解決方法。但采用臨界裂紋尖端張開位移的測定方法進行評估，是一種非常有效而且簡單直接的方法，已被工程實際所接受和應用，裂紋尖端張開位移的特征值是材料在彈塑性條件下的一個斷裂韌性指標，它表示材料抵抗裂紋開裂或擴展的能力，是含裂紋彈塑性材料抵抗裂紋擴展能力的度量和衡量材料斷裂性能的重要指標。材料的斷裂性能指標必須通過試驗來測定。

但到目前為止，金屬泡沫的臨界斷裂韌性值還沒有相應的測試標準。因此，根據(jù)閉孔韌性鋁泡沫的自身特點，基于彈塑性斷裂力學分析方法及美國試驗材料學會(American Society for Testing Material, ASTM)相關標準設計了閉孔泡沫斷裂韌性試驗，采用測定臨界裂紋尖端張開位移的方法對閉孔鋁泡沫的斷裂韌性進行相關試驗研究。

1　斷裂韌性試驗

斷裂韌性測試中常采用三種標準試樣：三點彎曲試樣、緊湊拉伸試樣、C型拉伸試樣，其中，三點彎曲試樣是采用最廣的一種。參考美國材料試驗協(xié)會ASTM E1290-08標準[16]，裂紋張開位移試驗方法是用帶有預制的單邊切口彎曲試樣進行三點彎曲加載，記錄載荷P和裂紋嘴張開位移V的關系曲線，然后在P-V曲線上找出相應的特征點，將該特征點的P，V值帶入到規(guī)定的計算式中，得出對應裂紋開裂的特征張開位移值。其中以張開型裂紋最容易引起脆性斷裂，所以目前斷裂韌性試驗多限于I型加載，試驗原理如圖1所示。

圖1　三點彎曲斷裂試驗示意圖Fig.1　Sketch of 3-point bending fracture test

圖1中，a為試件預制裂紋的長度，B為試件厚度，W為試件高度，S為試件跨距，L為試件全長，Z為刀口厚度。標準規(guī)定該試驗S/W=4，W=2B，試樣的厚度等于被檢測材料的厚度(即全厚度試樣)以保證裂紋前緣有相同的約束，對裂紋長度的要求是：對于W=2B的試樣，a=(0.45～0.55)W。

所采用的閉孔鋁泡沫是通過熔體發(fā)泡法制備，平均孔徑為2.0 mm左右，相對密度為0.09，試件的尺寸既要滿足測試儀器的要求，又要考慮孔結構的尺寸因素。為排除孔結構尺寸因素的影響，獲得可信的試驗結果，試件的韌帶尺寸和初始裂紋長度應取平均孔徑的7倍以上，試件的厚度應在平均孔徑的5倍以上，因此試件厚度B取為15 mm，從而W=2B=30 mm，跨距S=4W=120 mm，L=4.5W=135 mm，從而保證金屬泡沫材料在彎曲載荷作用下處于平面應變狀態(tài)下。初始裂紋采用電火花技術加工而成，裂紋長度a=0.5W=15 mm，安裝引伸計的刀口厚度為1.8 mm。

安裝三點彎曲試樣過程比較復雜。首先根據(jù)試驗的尺寸調(diào)整支點的距離，并保證試樣放置后裂紋位置居中。然后放置好試樣，把引伸計固定在試樣的刀口位置。引伸計的數(shù)據(jù)線與計算機相連。然后需要調(diào)整上夾頭的位置，使其恰好接觸試樣的上表面。具體做法：首先對試樣施加非常小的荷載，然后卸載至零，注意觀察計算機顯示的加載曲線，荷載不能超過正式試驗時的卸載荷載。壓頭與泡沫上表面的接觸位置很重要，要保證壓頭的中心線和泡沫下表面的裂紋重合，以確保是I型裂紋擴展和得到準確的斷裂韌性值。試驗采用Instron5569萬能試驗機進行位移加載，溫度21°，濕度56%，加載速度為2 mm/min，奧林巴斯顯微鏡被用來觀察斷裂過程中裂紋擴展情況，試驗機自動記錄彎曲載荷和壓頭位移，引伸計自動記錄裂紋頂端張開位移。試驗中測定的曲線為跨中荷載P和裂紋嘴兩側(cè)夾式引伸計的張開位移V。典型的載荷-裂紋嘴張開位移(P-V)曲線如圖2所示。

圖2　典型閉孔鋁泡沫的P-V曲線Fig.2　Typical fracture test P-V response of close-cell Al foam

2　斷裂韌性的理論基礎

斷裂力學中，夾式引伸計的刀口張開位移V與裂紋頂端張開位移δ之間應有如下的比例關系[17]：

(2)

即

(3)

式中，Z為安裝引伸計的刀口厚度，r為轉(zhuǎn)動因子。

在國家標準GB/T2358-94[18]中列出了常見的幾種P-V曲線形式，如圖3所示。在1，2的情況下，取脆性失穩(wěn)斷裂點或突進點所對應的載荷Pc與裂紋嘴張開位移的塑性部分Vcp，按式(3)換算出δc；在3，4的情況下，取脆性失穩(wěn)斷裂點或突進點所對應的載荷Pu與裂紋嘴張開位移的塑性部分Vup，按式(3)換算出δu；在5，6的情況下，取最大載荷點或最大載荷平臺開始點所對應的載荷Pmax與位移Vmp，按式(3)換算出δm。

圖3　國家標準中列出的幾種P-V曲線類型Fig.3　Several P-V curves in GB [16]

3　分析與討論

由于鋁泡沫結構的不均勻性，在斷裂測試時可以預料到有局部效應的存在，圖4是韌性鋁泡沫預制裂紋的根部前端在不同加載階段時的顯微照片，從圖中可以清楚地看到裂紋的開始和擴展。加載有裂紋的試樣，將導致裂紋尖端附近的塑性屈服。

在裂紋尖端附近，孔壁最薄弱的區(qū)域最容易發(fā)生變形，隨著進一步加載，一些孔壁發(fā)生斷裂，微裂紋在斷裂尖端附近出現(xiàn)。離裂紋尖端幾個孔徑遠處的孔壁，在其他區(qū)域未變形時也可能會塑性變形，并出現(xiàn)幾個孔徑大小、包含有局部變形和微裂紋的所謂斷裂發(fā)展區(qū)。在較高載荷作用下，局部屈服在整個試樣長度上都有可能發(fā)生，因此，金屬泡沫的塑性區(qū)很難定義，隨著載荷的增加，主裂紋在缺口根部形成，或由微裂紋合并而成，并開始在多孔結構內(nèi)傳播。裂紋沿著結構的最薄弱處傳播，并產(chǎn)生次生裂紋和裂紋橋。裂紋總的擴展方式還是I型斷裂。

由圖2的P-V試驗曲線可知，從加載的初始開始，鋁泡沫就一直在發(fā)生非線性變形。高峰后的曲線抖動原因主要是由于裂紋在穿過不同泡沫層所引起的。

圖4　典型閉孔鋁泡沫的初始裂紋和裂紋擴展的照片F(xiàn)ig.4　Images to demonstrate crack initiation and propagations in a typical close-cell Al foam

根據(jù)圖2所示的P-V曲線形式可知，應取最大載荷點對應的Pmax與位移Vmp，按式(3)計算δm，經(jīng)計算，δm的平均值為0.051 mm。與金屬材料相比，這個數(shù)值還是相對較小的，從而說明金屬泡沫容易發(fā)生I型斷裂，韌性較差。

4　結論

根據(jù)閉孔韌性鋁泡沫的自身特點，基于彈塑性斷裂力學分析方法及ASTM相關標準設計了閉孔泡沫斷裂韌性試驗，采用帶有預制的單邊切口彎曲試樣進行三點彎曲加載來測定鋁泡沫的I型斷裂韌性，用臨界裂紋尖端張開位移方法對閉孔鋁泡沫的斷裂韌性進行研究。研究表明，鋁泡沫的斷裂為脆性斷裂，在裂紋尖端附近，孔壁最薄弱的區(qū)域最容易發(fā)生變形，隨著進一步加載，一些孔壁發(fā)生斷裂，微裂紋在斷裂尖端附近出現(xiàn)。隨著載荷的增加，主裂紋在缺口根部形成，或由微裂紋合并而成，并開始在多孔結構內(nèi)傳播。裂紋沿著結構的最薄弱處傳播，并產(chǎn)生次生裂紋和裂紋橋。裂紋總的擴展方式還是I型斷裂。根據(jù)試驗P-V曲線特點，取最大載荷點對應的力與位移求解出鋁泡沫的裂紋尖端臨界張開位移平均值為0.051mm。

References)

[1]Michael O. Multifunctional structures: the future of spacecraft design[C]//Proceedings of 5th International Congress on Adaptive Structures, Sendai, Japan, 1994.

[2]Gibson L J , Ashby M F. Cellular solids: structure and properties[M].2nd ed.Cambridge,UK: Cambridge University Press, 1997: 35-60.

[3]Ashby M F, Evans A G, Fleck N A, et al. Metal foams: a design guide[M].USA:Butterworth-Heinemann, 2000: 8-16.

[4]Sugimura Y, Meyer J, He M Y, et al. On the mechanical performance of closed cell Al alloy foams[J]. Acta Materialia, 1997, 45(12): 5245-5259.

[5]Beals J T, Thompson M S. Density gradient effects on aluminium foam compression behaviour[J]. Journal of Materials Science, 1996, 32(13): 3595-3600.

[6]Schwartz D S, Shih D S, Evans A G, et al. Porous and cellular materials for structural applications[C]//Proceedings of the Materials Research Society Symposium, 1998.

[7]Andrews E, Sanders W, Gibson L J. Compressive and tensile behaviour of aluminum foams[J]. Materials Science & Engineering A, 1999, 270(2): 113-124.

[8]Fusheng H, Zhengang Z. The mechanical behavior of foamed aluminum[J]. Journal of Materials Science, 1998, 34(2):291-299.

[9]Markaki A E, Clyne T W.Characterisation of impact response of metallic foam/ceramic laminates[J]. Materials Science & Technology, 2000, 16: 785-791.

[10]Brezny R, Green D J. Uniaxial strength behavior of brittle cellular materials[J]. Journal of the American Ceramic Society, 1993, 76(9): 2185-2192.

[11]Huang J S, Gibson L J.Fracture toughness of brittle honeycombs[J]. Acta Metallurgica et Materialia, 1991, 39(7): 1617-1626.

[12]Olurin O B, Fleck N A, Ashby M F. Deformation and fracture of aluminium foams[J]. Materials Science & Engineering A, 2000, 291(1/2): 136-146.

[13]Song H W, He Q J, Xie J J, et al. Fracture mechanisms and size effects of brittle metallic foams: in situ compression tests inside SEM[J]. Composites Science & Technology, 2008, 68(12): 2441-2450.

[14]Chen C, Fleck N A, Lu T J. The mode I crack growth resistance of metallic foams[J]. Journal of the Mechanics & Physics of Solids, 2001, 49(2): 231-259.

[15]Degischerl H P, Kriszt B.多孔泡沫金屬[M].左孝青, 周蕓， 譯. 北京:化工工業(yè)出版社, 2005: 86-120.

Degischerl H P, Kriszt B. Metal foam: a design guide[M]. Translated by ZUO Xiaoqing, ZHOU Yun. Beijing: Chemical Industry Press, 2005: 86-120.(in Chinese)

[16]Standard Test Method for Crack-Tip Opening Displacement (CTOD) Fracture Toughness Measurement. Philadelphia: american society for testing and materials[S]. ASTM Standard D1290-08, 2008.

[17]程靳, 趙樹山. 斷裂力學[M]. 北京:科學出版社, 2006: 168-170.

CHENG Jin, ZHAO Shushan. Fracture mechanics[M]. Beijing: Science Press, 2006: 168-170. (in Chinese)

[18]國家技術監(jiān)督局.GB/T2358-1994金屬材料裂紋尖端張開位移試驗方法[S]. 北京: 中國標準出版社, 1994.

General Administration of Quality Supervision,Inspection and Quarantine of the People′s Republic of China. GB/T 2358-1994 Test method for crack-tip opening displacement measurement of metallic materials[S]. Beijing: Standards Press of China, 1994. (in Chinese)

Experimental investigation on fracture toughness of metal foam

WANG Xinzhu1, 2,3, ZHOU Xiong3， ZHU Bingjie4， PENG Xianghe3

(1. State Key Laboratory of Automotive Simulation and Control， Jilin University， Changchun 130025， China; 2. State Key Laboratory of Advanced Design and Manufacture for Vehicle Body, Hunan University, Changsha 410082, China; 3. Chongqing Key Laboratory of Heterogeneous Material Mechanics, Postdoctoral Station of Mechanics, College of Aerospace Engineering, Chongqing University, Chongqing 400040, China; 4. College of Aerospace Sciences and Engineering, National University of Defense Technology, Changsha 410073, China)

In practical applications, fracture properties and fracture toughness of porous metal foam for bearing are very important. Based on ASTM standards, three-point bending of aluminum foam samples was used to determine I type fracture toughness. It is shown that the fracture of metal foam is brittle fracture. The deformation is localized in the thinnest regions of the cell walls surrounding the crack tip. With further loading, some cell walls existed fracture phenomenon and microcracks appear in the vicinity of the crack tip. With the increasing of load a main crack is initiated at the notch root or at the pre-crack by a coalescence of microcracks, and starts to propagate through the cell structure. The crack follows the weakest path through the structure and creates the secondary cracks and crack bridges. The main way of crack extension is I type fracture. According to theP-Vcurve characteristics, taking the force and displacement of the maximum load point to calculate the critical crack tip opening displacement, the average crack-tip opening displacement is 0.051mm.

metal foam; fracture toughness; three-point bending; crack-tip opening displacement

10.11887/j.cn.201604027http://journal.nudt.edu.cn

2015-05-28

汽車仿真與控制國家重點實驗室開放基金資助項目(20121110)；汽車車身先進設計制造國家重點實驗室開放基金資助項目(31315010)；中央高?；究蒲袠I(yè)務費資助項目(CDJZR14325501)；中國博士后基金面上資助項目(2011M500067)

王新筑(1976— ) , 男，黑龍江友誼人，講師，博士，碩士生導師，E-mail：wxz@cqu.edu.cn

V252

A

1001-2486(2016)04-174-05