應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂垂直于氣孔方向壓縮變形行為與力學(xué)性能的影響

劉新華，晏玉平，謝建新

?

應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂垂直于氣孔方向壓縮變形行為與力學(xué)性能的影響

劉新華，晏玉平，謝建新

(北京科技大學(xué)新材料技術(shù)研究院，北京 100083)

利用定向凝固法制備藕狀多孔鎂，采用GLEEBLE?1500型材料模擬實(shí)驗(yàn)機(jī)和分離式霍普金森壓桿(SHPB)裝置，在以1×10?3~1650 s?1的應(yīng)變速率范圍內(nèi)沿垂直于氣孔方向進(jìn)行壓縮實(shí)驗(yàn)，研究應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂壓縮變形行為和力學(xué)性能的影響。結(jié)果表明：當(dāng)垂直于氣孔方向壓縮時(shí)，藕狀多孔鎂的應(yīng)力?應(yīng)變曲線分為應(yīng)力線性增加的彈性階段、應(yīng)力緩慢增加的平臺階段和應(yīng)力急劇增加的密實(shí)化階段，應(yīng)力隨應(yīng)變的增加持續(xù)增大，無應(yīng)力峰值的出現(xiàn)。而當(dāng)垂直于氣孔方向壓縮時(shí)，應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂的變形行為影響顯著，在應(yīng)變速率<60 s?1條件下，主要變形方式為氣孔先發(fā)生橢圓化變形，然后部分氣孔的孔壁率先向氣孔內(nèi)發(fā)生彎月形塌陷并形成垂直于壓縮方向的先變形帶，隨后變形帶不斷產(chǎn)生，從而逐步實(shí)現(xiàn)密實(shí)化；而較高應(yīng)變速率(=450~1650 s?1)下的變形方式雖然氣孔也是先后發(fā)生橢圓化、孔壁向氣孔內(nèi)的彎曲塌陷等變形并形成先變形帶，但先變形帶沿試樣對角線方向率先形成，并隨壓縮進(jìn)行不斷向與對角線垂直的方向擴(kuò)展。應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂的力學(xué)性能有較明顯的影響，其影響機(jī)制主要是由于不同應(yīng)變速率時(shí)氣孔的變形方式發(fā)生了變化。

藕狀多孔鎂；應(yīng)變速率；變形行為；力學(xué)性能；變形機(jī)制

多孔金屬是一類新型的工程材料，與致密金屬相比，具有密度低、恒定壓縮應(yīng)力下的變形大、表面積大、滲透性好等特殊性能，被廣泛應(yīng)用于輕質(zhì)結(jié)構(gòu)部件、熱交換器、過濾器、吸聲元件以及生物工程材料等領(lǐng)域[1?3]。其中，低密度和獨(dú)特的壓縮應(yīng)力響應(yīng)特性，使多孔金屬可作為理想的能量吸收和安全防護(hù)材料廣泛用于交通工具、航空航天、軍事裝備等高技術(shù)領(lǐng)域。藕狀多孔金屬是近年發(fā)展起來的一種新型多孔金 屬[4]，與泡沫金屬相比，其孔隙結(jié)構(gòu)不是圓球形或多邊形氣孔隨機(jī)分布于金屬基體中，而是圓柱形氣孔沿同一方向規(guī)則分布于金屬基體中，這一結(jié)構(gòu)特點(diǎn)使其具有在沿氣孔軸向加載時(shí)不存在明顯的應(yīng)力集中、較高的拉伸和壓縮強(qiáng)度以及較高應(yīng)力平臺等優(yōu)異的力學(xué)特性，因此，藕狀多孔金屬成為近年來多孔材料研究的熱點(diǎn)[5?9]。

鎂具有密度低(1.74 g/cm3)、比強(qiáng)度高、減震性能好等優(yōu)點(diǎn)，多孔鎂材料可望兼具超輕和強(qiáng)吸能減震特性，在航空航天、汽車工業(yè)、高速交通等高技術(shù)領(lǐng)域具有重要應(yīng)用前景。因此，高性能多孔鎂的制備研究受到高度重視，開發(fā)出了泡沫鎂等多孔鎂材料[10?13]。研究結(jié)果表明[13]，泡沫鎂具有較長的應(yīng)力平臺和優(yōu)良的能量吸收性能。但由于泡沫鎂不規(guī)則的孔隙結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，壓縮時(shí)應(yīng)力集中比較嚴(yán)重，力學(xué)性能較低。藕狀多孔鎂的孔隙結(jié)構(gòu)具有取向分布的特點(diǎn)，這種規(guī)則結(jié)構(gòu)的多孔金屬在壓縮時(shí)的變形行為和力學(xué)性能如何是值得研究的重要問題。

另一方面，在用作輕質(zhì)結(jié)構(gòu)和能量吸收部件時(shí)，多孔金屬往往不只是發(fā)生靜態(tài)變形，也常發(fā)生動態(tài)變形。把握多孔金屬材料在較大應(yīng)變速率范圍載荷作用下的力學(xué)特性可為吸能結(jié)構(gòu)和安全防護(hù)元件的材料選擇和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供重要參考，因而受到研究人員高度關(guān)注，并在此方面進(jìn)行了大量的研究工作[14?18]。在前期研究中，本文作者研究發(fā)現(xiàn)，藕狀多孔鎂在壓縮方向平行于氣孔方向的條件下當(dāng)應(yīng)變速率較大時(shí)，應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂的變形行為和力學(xué)性能有較明顯的影響[19]。然而，藕狀多孔金屬的孔隙結(jié)構(gòu)具有顯著的各向異性，當(dāng)壓縮方向不同時(shí)，應(yīng)變速率對藕狀鎂的變形行為是否產(chǎn)生明顯影響，如何影響以及影響的機(jī)理如何尚需進(jìn)一步研究。

在此，以藕狀多孔鎂為對象，在以1×10?3~1650 s?1的較大應(yīng)變速率范圍內(nèi)，沿垂直于氣孔方向進(jìn)行壓縮變形，研究了應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂壓縮變形行為和力學(xué)性能的影響，探討了其影響機(jī)理。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)材料

采用定向凝固法制備藕狀多孔鎂，所用裝置如圖1所示。實(shí)驗(yàn)時(shí)，先確保裝置密封良好，避免氣體泄露，然后對凝固裝置抽真空，當(dāng)真空度達(dá)到1.0 Pa后充入氫氣，并使其壓力達(dá)到約0.1 MPa。開啟加熱裝置熔化金屬，至760 ℃時(shí)保溫0.5 h，使氣體在金屬液中充分溶解達(dá)到飽和。采用氧化鋁陶瓷鑄型，其內(nèi)徑50 mm，高170 mm。鑄型在鎂熔化后保溫過程中進(jìn)行預(yù)熱，預(yù)熱溫度設(shè)定為500 ℃。達(dá)到設(shè)定溫度時(shí)提起石墨塞棒，將金屬液注入預(yù)熱的鑄型中進(jìn)行定向凝固，獲得藕狀多孔鎂棒材，形貌如圖2所示。

采用電火花線切割將制備所得藕狀多孔鎂棒料加工成尺寸為15 mm×15 mm×15 mm的立方體試樣，試樣的4個(gè)側(cè)面與氣孔方向平行，兩個(gè)端面與氣孔方向垂直，切割時(shí)力求保證良好的平行度和垂直度。將切割后的立方體試樣經(jīng)超聲波清洗，去除加工過程中殘留其中的雜質(zhì)。之后通過稱量和計(jì)算體積的方法確定相對密度和孔隙率，分別按式(1)和式(2)進(jìn)行計(jì)算。

圖1 藕狀多孔金屬定向凝固制備裝置示意圖

圖2 藕狀多孔鎂棒料截面形貌

(2)

采用Image J軟件對壓縮試樣的孔隙結(jié)構(gòu)特征進(jìn)行分析?？芍?，藕狀多孔鎂壓縮試樣的平均孔徑為0.7~1.7 mm，孔隙率為45%~64%。

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

選用孔隙比較均勻的藕狀多孔鎂試樣，分別在低應(yīng)變速率、中應(yīng)變速率和高應(yīng)變速率下對其進(jìn)行壓縮實(shí)驗(yàn)。所有壓縮實(shí)驗(yàn)均保持壓縮方向平行氣孔方向，如圖3所示。

圖3 壓縮實(shí)驗(yàn)方法示意圖

1.2.1 較低應(yīng)變速率時(shí)的壓縮實(shí)驗(yàn)方法

在室溫下，采用GLEEBLE?1500型模擬實(shí)驗(yàn)機(jī)進(jìn)行低和中應(yīng)變率壓縮實(shí)驗(yàn)，應(yīng)變速率采用以0.001、0.1、1.0和30.0 s?1，變形量控制在80%以上。實(shí)驗(yàn)獲得載荷和位移數(shù)據(jù)，利用試樣原始面積除載荷數(shù)據(jù)得到工程應(yīng)力，利用原始高度除位移數(shù)據(jù)獲得工程應(yīng)變。

1.2.2 高應(yīng)變速率時(shí)的壓縮實(shí)驗(yàn)方法

分離式霍普金森壓桿(Split Hopkinson pressure bar，SHPB) 是研究材料在高應(yīng)變速率下的力學(xué)特性的重要方法。但多孔材料通常需要研究較寬的應(yīng)變范圍(彈性階段、屈服階段和密實(shí)階段)，而分離式霍普金森壓桿則無法實(shí)現(xiàn)如此大的應(yīng)變范圍，特別是對于強(qiáng)度較大、孔隙率較高的多孔金屬材料更加困難。在分離式霍普金森壓桿基礎(chǔ)上發(fā)展的直接撞擊式霍普金森壓桿實(shí)驗(yàn)技術(shù)可以獲得較大的應(yīng)變范圍[13, 19]，其原理如圖4所示。本研究中采用直接撞擊式霍普金森壓桿實(shí)驗(yàn)技術(shù)進(jìn)行動態(tài)壓縮實(shí)驗(yàn)，應(yīng)變速率分別為450、950和1650 s?1，獲得的典型信號數(shù)據(jù)如圖5所示，最大應(yīng)變控制在0.8左右。

1.2.3 變形過程分析方法

為了分析孔隙結(jié)構(gòu)的變化，研究變形過程，采用了變形量控制的方法，即當(dāng)壓縮進(jìn)行到某一變形量時(shí)停止壓縮變形，取出壓縮后的試樣，沿壓縮的軸向?qū)⒃嚇悠书_，分析孔隙結(jié)構(gòu)的變化情況。根據(jù)實(shí)驗(yàn)獲得的完整應(yīng)力應(yīng)變曲線的特點(diǎn)，分別選取15%、30%、45%、60%和70%左右的變形量作為觀察點(diǎn)。在低、中應(yīng)變速率壓縮時(shí)，通過GLEEBLE?1500型模擬實(shí)驗(yàn)機(jī)自動控制變形量；而在高應(yīng)變速率壓縮時(shí)，由于SHPB試驗(yàn)裝置無法自動控制壓縮變形量，實(shí)驗(yàn)時(shí)采用設(shè)置不同高度限位環(huán)的方法精確控制變形量，當(dāng)壓桿與限位環(huán)接觸后受到限位環(huán)支撐而停止對試樣的壓縮作用，其原理如圖3(b)所示。同時(shí)，在高應(yīng)變速率壓縮變形時(shí)，為了分析變形的動態(tài)過程，探索變形機(jī)理，采用高速攝像機(jī)記錄典型應(yīng)變速率下的壓縮變形過程。

圖4 實(shí)驗(yàn)采用的直接撞擊式霍普金森壓桿實(shí)驗(yàn)技術(shù)原理示意圖

圖5 利用直接撞擊式霍普金森壓桿實(shí)驗(yàn)技術(shù)獲得的典型信號

2 結(jié)果與討論

2.1 壓縮變形過程

圖6所示為實(shí)驗(yàn)獲得的典型藕狀多孔鎂壓縮應(yīng)力?應(yīng)變曲線。由圖6可以看出，盡管純鎂是典型的塑性變形能力較差的材料，但藕狀多孔鎂的壓縮曲線并不同于致密純鎂的，致密純鎂在壓縮時(shí)會在不大的壓縮變形量時(shí)即會沿與壓縮方向呈45°左右的滑移面發(fā)生斷裂失效，所以壓縮變形量一般較??；而藕狀多孔鎂則可以發(fā)生變形量在80%以上的連續(xù)變形，這顯然與藕狀多孔鎂材料存在大量孔隙有關(guān)，為了進(jìn)一步弄清藕狀多孔鎂與致密鎂迥異的力學(xué)特點(diǎn)，需要研究其壓縮過程中的變形行為。

與其他多孔材料相似，藕狀多孔鎂的壓縮應(yīng)力?應(yīng)變曲線也分為3個(gè)明顯的階段：彈性階段、應(yīng)力平臺階段和密實(shí)化階段。垂直于氣孔方向壓縮條件下的應(yīng)力?應(yīng)變曲線與平行于氣孔方向壓縮時(shí)的曲線明顯不同，沒有出現(xiàn)明顯的應(yīng)力峰值[19]，而是表現(xiàn)出與藕狀多孔銅類似的變化特點(diǎn)。這表明藕狀多孔鎂力學(xué)性能受壓縮方向影響顯著，具有明顯的各向異性。

圖6 典型的藕狀多孔金屬鎂壓縮應(yīng)力?應(yīng)變曲線

2.2 應(yīng)變速率對壓縮變形行為的影響

2.2.1 較低應(yīng)變速率條件下的變形過程

圖7所示為在應(yīng)變速率為1×10?3s?1條件下垂直于氣孔方向壓縮時(shí)藕狀多孔鎂經(jīng)過不同變形量后的孔隙形貌。當(dāng)壓縮變形量較小時(shí)，氣孔發(fā)生變形形成橢圓形。當(dāng)變形量繼續(xù)增加時(shí)，氣孔發(fā)生不均勻變形，從圖7(b)可以看出，當(dāng)壓縮變形量到15%時(shí)，已經(jīng)有些氣孔孔壁發(fā)生彎曲坍塌并逐步發(fā)生閉合，但有的氣孔卻僅發(fā)生較小的變形，即氣孔并不是均勻地發(fā)生塌陷和閉合，而是在試樣中形成與壓縮方向垂直的先變形帶，在該變形帶內(nèi)，氣孔先發(fā)生閉合。隨著變形量增大，變形帶不斷增加，最后達(dá)到密實(shí)化。在上述孔壁彎曲塌陷過程中，可以看到有些孔壁會發(fā)生局部斷裂，但數(shù)量較少，因而垂直于氣孔方向壓縮時(shí)沒有出現(xiàn)平行于氣孔方向壓縮時(shí)的應(yīng)力峰值。當(dāng)變形量到達(dá)60%時(shí)，試樣整體已經(jīng)閉合，只有少量氣孔沒有閉合。當(dāng)變形量到達(dá)70%時(shí)，試樣已經(jīng)完全閉合。

圖7 應(yīng)變速率為1×10?3 s?1時(shí)藕狀多孔鎂在不同應(yīng)變量下壓縮試樣的縱截面形貌

圖8所示為應(yīng)變速率進(jìn)一步增大到30 s?1條件下垂直于氣孔方向壓縮時(shí)藕狀多孔鎂經(jīng)過不同變形量后的孔隙形貌。從圖8中可以明顯看出，在應(yīng)變速率增大到30 s?1時(shí)，與低應(yīng)變速率時(shí)相似，氣孔也是先發(fā)生橢圓化變形，然后部分氣孔的孔壁率先向氣孔內(nèi)發(fā)生彎月形塌陷并形成先變形帶，隨后變形帶不斷產(chǎn)生，從而逐步實(shí)現(xiàn)密實(shí)化。

2.2.2 高應(yīng)變速率條件下的變形過程

圖9所示為在高應(yīng)變速率條件下垂直于氣孔方向壓縮時(shí)藕狀多孔鎂經(jīng)過不同變形量后的孔隙形貌。由圖9可以發(fā)現(xiàn)，藕狀多孔鎂在高應(yīng)變速率下變形后的孔隙形貌與低、中應(yīng)變速率條件下有一些相似之處，即，同樣是氣孔先經(jīng)過橢圓化變形，并且也可觀察到局部變形帶和孔壁的彎曲斷裂。但又存在明顯的不同，即在高應(yīng)變速率下試樣內(nèi)部先變形帶是沿試樣對角線方向，并隨著壓縮進(jìn)行不斷向與變形帶垂直的方向擴(kuò)展，而在較低應(yīng)變速率下，先變形帶與壓縮方向垂直(見圖9中③虛線框所示)。

圖8 應(yīng)變速率為30 s?1 時(shí)藕狀多孔鎂在不同應(yīng)變量下壓縮試樣的縱截面形貌

圖9 應(yīng)變速率為950 s?1時(shí)藕狀多孔鎂在不同應(yīng)變量下壓縮試樣的縱截面形貌

2.3 應(yīng)變速率對壓縮力學(xué)性能的影響

2.3.1 應(yīng)變速率對壓縮應(yīng)力?應(yīng)變曲線的影響

為了研究應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂沿垂直于氣孔方向壓縮應(yīng)力?應(yīng)變曲線的影響，在應(yīng)變速率為1×10?3~ 1650 s?1范圍內(nèi)選取8個(gè)不同的應(yīng)變速率進(jìn)行了壓縮實(shí)驗(yàn)。圖10所示為垂直于氣孔方向壓縮時(shí)應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂應(yīng)力?應(yīng)變曲線的影響。由圖10可知，壓縮方向垂直于氣孔方向時(shí)，不同應(yīng)變速率下藕狀多孔鎂的應(yīng)力?應(yīng)變曲線變化趨勢一致，都包括線彈性階段、低應(yīng)力平臺階段和密實(shí)化階段?？傮w上，平臺區(qū)應(yīng)力值較低，基本上低于25 MPa，平臺區(qū)在應(yīng)變?yōu)?.05~0.6之間，且應(yīng)力隨應(yīng)變增加在密實(shí)化之前一直緩慢增大，應(yīng)力?應(yīng)變曲線上均無應(yīng)力峰值出現(xiàn)。在壓縮變形量小于0.4時(shí)，隨應(yīng)變速率增大，應(yīng)力?應(yīng)變曲線總體上先有所抬升，但當(dāng)應(yīng)變速率增大到450 s?1以上時(shí)，應(yīng)力?應(yīng)變曲線又有所降低，即垂直于氣孔方向壓縮時(shí)，藕狀多孔鎂的應(yīng)力?應(yīng)變曲線受應(yīng)變速率的影響較明顯，但在較低和高應(yīng)變速率下的變化趨勢相反。應(yīng)變速率對應(yīng)力?應(yīng)變曲線影響的另一個(gè)特點(diǎn)是，當(dāng)壓縮變形量大于0.4時(shí)，隨壓縮變形量增加，高應(yīng)變速率下的應(yīng)力增加顯著快于較低應(yīng)變速率下的值。

圖10 垂直于氣孔壓縮時(shí)應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂壓縮應(yīng)力?應(yīng)變曲線的影響

2.3.2 應(yīng)變速率對平臺應(yīng)力和密實(shí)化起始應(yīng)變的影響

本實(shí)驗(yàn)中采用能量學(xué)方法確定密實(shí)化起始應(yīng)變cd，即利用材料的壓縮應(yīng)力、應(yīng)變數(shù)據(jù)通過式(3)獲得?曲線(為吸能效率；為應(yīng)變)，將曲線中最大值所對應(yīng)的應(yīng)變作為密實(shí)化起始應(yīng)變，如圖11所示。這里反映的是多孔材料的能量吸收效率，當(dāng)多孔材料開始密實(shí)化時(shí)，能量吸收效率開始下降，因此，最大值max所對應(yīng)的應(yīng)變即為密實(shí)化起始應(yīng)變cd：

通過對密實(shí)化起始應(yīng)變的計(jì)算發(fā)現(xiàn)不同應(yīng)變速率下藕狀多孔鎂的cd均不大于0.5，同時(shí)，考慮到圖10所示應(yīng)力應(yīng)變曲線的特點(diǎn)，即在應(yīng)變小于0.1時(shí)，曲線斜度較大會影響平臺應(yīng)力，因此，將0.1~0.5應(yīng)變范圍的平均應(yīng)力作為平臺應(yīng)力，按式(4)計(jì)算：

(4)

圖11 能量法確定藕狀多孔銅密實(shí)化起始應(yīng)變示意圖

表1所列為垂直于氣孔方向壓縮時(shí)應(yīng)變速率對孔隙率為61%的藕狀多孔鎂的平臺應(yīng)力的影響。參照泡沫材料平臺應(yīng)力研究中的處理方法，將藕狀多孔鎂在不同應(yīng)變速率下的平臺應(yīng)力相對于應(yīng)變速率為1×10?3s?1時(shí)的數(shù)值增加20%以上作為判斷其具有應(yīng)變速率敏感性效應(yīng)的依據(jù)。從表1中數(shù)據(jù)可以看出，壓縮垂直于氣孔方向的藕狀多孔鎂的平臺應(yīng)力具有一定的應(yīng)變速率敏感性，孔隙率一定時(shí)，隨著應(yīng)變速率的變化，平臺應(yīng)力發(fā)生明顯的改變。與應(yīng)變速率為1×10?3s?1時(shí)相比，當(dāng)應(yīng)變速率增大時(shí)，總體上平臺應(yīng)力增大，特別是當(dāng)應(yīng)變速率大于1 s?1時(shí)，平臺應(yīng)力表現(xiàn)出比較明顯的應(yīng)變速率硬化效應(yīng)。但當(dāng)應(yīng)變速率進(jìn)一步增大到950 s?1以上時(shí)，平臺應(yīng)力又開始隨應(yīng)變速率增加而下降，與較低應(yīng)變速率時(shí)相比表現(xiàn)出相反的趨勢。

表1 應(yīng)變速率對垂直于氣孔方向壓縮時(shí)藕狀多孔鎂的平臺應(yīng)力的影響(孔隙率為61%)

圖12所示為垂直于氣孔方向壓縮時(shí)應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂的密實(shí)化起始應(yīng)變的影響。由圖12可以看出，在垂直于氣孔方向壓縮時(shí)，密實(shí)化起始應(yīng)變值明顯小于平行于氣孔方向壓縮時(shí)的值，在較低應(yīng)變速率時(shí)，略小于試樣的孔隙率(61%)。從上述變形行為的研究結(jié)果可知，垂直于氣孔方向壓縮時(shí)藕狀多孔鎂的變形方式主要是氣孔壓扁和孔壁向氣孔內(nèi)部彎曲、塌陷，逐步填充孔隙部位達(dá)到密實(shí)化，這種方式比較容易實(shí)現(xiàn)密實(shí)化，所以密實(shí)化起始應(yīng)變沒有超過試樣的孔隙率。在較低應(yīng)變速率時(shí)，藕狀多孔鎂的密實(shí)化起始應(yīng)變數(shù)據(jù)相差不大，但在高應(yīng)變速率時(shí)，藕狀多孔鎂的密實(shí)化起始應(yīng)變比較低應(yīng)變速率時(shí)較明顯增大。這是由于高應(yīng)變速率時(shí)主要是氣孔直接壓扁、閉合的方式實(shí)現(xiàn)密實(shí)化，在壓扁變形的最后階段進(jìn)一步壓實(shí)的難度較大。

圖12 應(yīng)變速率對起始密實(shí)化應(yīng)變的影響

綜上所述，應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂的平臺應(yīng)力的影響比較明顯，但對密實(shí)化起始應(yīng)變的影響較小。

2.4 分析與討論

如前所述，藕狀多孔金屬的特點(diǎn)之一是其孔隙結(jié)構(gòu)取向分布，具有明顯的各向異性，這種結(jié)構(gòu)特點(diǎn)可能會對其不同方向的變形行為和力學(xué)性能產(chǎn)生影響。從前期研究可知[19]，在沿平行于氣孔方向壓縮變形時(shí)，其變形方式主要是通過孔壁局部坍塌，進(jìn)而向氣孔中坍塌，并逐步實(shí)現(xiàn)密實(shí)化。而從本研究結(jié)果可知，垂直于氣孔方向壓縮時(shí)，其主要變形過程是氣孔以不同的方式被壓扁、坍塌、密實(shí)化，具體的變形方式受變形條件影響而有所不同，具體分析如下。

以單個(gè)氣孔單元作為研究對象，分析在垂直于氣孔方向壓縮時(shí)的變形情況。圖13所示為垂直于氣孔壓縮時(shí)氣孔單元在不同應(yīng)力狀態(tài)下的變形方式。多孔壓縮試樣在垂直于氣孔軸向的單向壓應(yīng)力作用下，除了試樣邊部較小的自由變形區(qū)內(nèi)的氣孔主要受到沿壓縮方向的壓應(yīng)力以外，壓縮試樣內(nèi)部的氣孔不僅要受到沿壓縮方向的應(yīng)力，由于相鄰氣孔單元的相互作用，還受到與壓縮方向垂直的壓縮應(yīng)力的作用。當(dāng)試樣經(jīng)受較小壓縮變形時(shí)，由于變形初始階段沿壓縮方向的應(yīng)力是主應(yīng)力，在此應(yīng)力的作用下，氣孔孔壁發(fā)生彎曲，氣孔變?yōu)闄E圓形。隨著壓縮變形量的增大，與壓縮方向垂直方向上的應(yīng)力不斷增大。在沿垂直方向上應(yīng)力明顯較大的條件下，形成長軸沿水平方向的橢圓氣孔；在水平方向的應(yīng)力明顯較大的局部區(qū)域形成長軸沿垂直方向的橢圓形氣孔；在兩個(gè)方向上的應(yīng)力稍有差別的條件下，橢圓氣孔長軸則與水平方向成一定的夾角。隨著變形量繼續(xù)增大，由于孔壁的不均勻性和鎂的塑性變形能力較差，在孔壁較薄弱的地方容易發(fā)生孔壁的剪切斷裂，氣孔長軸也會發(fā)生一定的轉(zhuǎn)向。當(dāng)壓縮變形量超過一定數(shù)值后，藕狀多孔鎂變形進(jìn)入密實(shí)化階段。斷裂孔壁填充氣孔，氣孔孔隙被壓縮到很小，從壓縮變形之后試樣的縱截面照片可以看出，最終的氣孔長軸方向朝向有水平方式、垂直方式和斜排方式。

當(dāng)壓縮時(shí)的應(yīng)變速率變化時(shí)，綜上所述可知，在應(yīng)變速率較低時(shí)(≤30 s?1)，壓縮變形過程中氣孔的變形方式?jīng)]有觀察到明顯的變化，主要是試樣內(nèi)部部分氣孔先產(chǎn)生壓扁、塌陷等變形，形成沿與壓縮方向垂直的方向先變形帶，之后變形帶不斷產(chǎn)生，直至密實(shí)化(見圖14(a))。當(dāng)應(yīng)變速率達(dá)到950 s?1以上時(shí)，可以觀察到在壓縮變形過程中試樣內(nèi)部氣孔的變形方式發(fā)生了較明顯的變化，即氣孔首先沿著與壓縮方向呈約45°的對角線方向發(fā)生壓扁和塌陷變形，形成先變形帶，然后沿與變形帶垂直的方向擴(kuò)展(見圖14(b))。相關(guān)研究表明，在高速應(yīng)變速率下壓縮時(shí)，高速壓頭作用到壓縮試樣時(shí)，往往會產(chǎn)生明顯的沖擊波效應(yīng)，沖擊波從壓頭與試樣接觸的一端向另一端傳播，引起壓縮試樣在與高速壓頭接觸部位率先發(fā)生局部變形，且局部變形隨著沖擊波從一端向另一端的傳播而不斷向前推進(jìn)，引起試樣發(fā)生不均勻變形。為了分析藕狀多孔鎂試樣在高速壓縮過程中是否受到?jīng)_擊波的顯著影響，采用高速攝像機(jī)對藕狀多孔鎂高應(yīng)變速率壓縮變形過程進(jìn)行了高速攝像。圖15所示為高速攝像機(jī)記錄的藕狀多孔鎂垂直于氣孔方向壓縮時(shí)不同壓縮變形量時(shí)的圖像。從圖15可以看出，壓縮試樣并沒有發(fā)生從一端向另一端的局部變形，而是總體上仍然發(fā)生較為均勻的壓縮變形，這表明在應(yīng)變速率達(dá)到950 s?1時(shí)，藕狀多孔鎂在垂直于氣孔方向壓縮時(shí)并沒有受到?jīng)_擊波效應(yīng)的明顯影響。因此，在垂直于氣孔方向壓縮時(shí)，藕狀多孔鎂在較低應(yīng)變速率下和高應(yīng)變速率下表現(xiàn)出不同的變形行為，這可能主要與不同應(yīng)變速率下試樣內(nèi)部的應(yīng)力分布狀態(tài)和壓縮變形過程中變形協(xié)調(diào)的難易程度有關(guān)。

圖13 垂直于氣孔壓縮時(shí)氣孔單元在不同應(yīng)力狀態(tài)下的變形方式

圖14 垂直于氣孔方向壓縮時(shí)藕狀多孔鎂的變形方式

圖15 高速攝像機(jī)記錄的藕狀多孔鎂垂直于氣孔方向壓縮時(shí)的變形過程

3 結(jié)論

1) 垂直于氣孔方向壓縮時(shí)，藕狀多孔鎂的應(yīng)力?應(yīng)變曲線分為應(yīng)力線性增加的彈性階段、應(yīng)力緩慢增加的平臺階段和應(yīng)力急劇增加的密實(shí)化階段，應(yīng)力隨應(yīng)變增加持續(xù)增大，無應(yīng)力峰值或下降。

2) 垂直于氣孔方向壓縮時(shí)應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂的變形行為影響顯著，在應(yīng)變速率＜60 s?1條件下的主要變形方式為氣孔先發(fā)生橢圓化變形，然后部分氣孔的孔壁率先向氣孔內(nèi)發(fā)生彎月形塌陷并形成垂直于壓縮方向的先變形帶，隨后變形帶不斷產(chǎn)生，從而逐步實(shí)現(xiàn)密實(shí)化；而在較高應(yīng)變速率為450~1650 s?1條件下，變形方式雖然氣孔也是先后發(fā)生橢圓化、孔壁向氣孔內(nèi)的彎曲塌陷等變形并形成先變形帶，但先變形帶沿試樣對角線方向形成率先形成，并隨壓縮進(jìn)行不斷向與對角線垂直的方向擴(kuò)展。

3) 應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂的力學(xué)性能有較明顯的影響，其影響機(jī)制主要是由于不同應(yīng)變速率時(shí)氣孔的變形方式發(fā)生了變化，高應(yīng)變速率時(shí)受沖擊波效應(yīng)的影響不明顯。

REFERENCES

[1] DEGISCHER H P, KRISZT B. 多孔泡沫金屬[M]. 左孝青, 周 蕓, 譯. 北京: 化學(xué)工業(yè)出版社, 2005: 1?4.DEGISCHER H P, KRISZT B. Handbook of cellular metals[M]. ZUO Xiao-qing, ZHOU Yun, transl. Beijing: Chemical Industry Press, 2005: 1?4.

[2] BANHART J. Manufacture, characterisation and application of cellular metals and metal foams[J]. Progress in Materials Science, 2001, 46(6): 559?632.

[3] GIBSON L J, ASHBY M F. Cellular Solids: Structure and Properties[M]. 2--nd ed. Cambridge UK: Cambridge University Press, 1999: 1?10.

[4] SHAPOVALOV V. Method of manufacturing porous articles: United States, 5181549[P]. 1993?06?26.

[5] NAKAJIMA H, IDE T. Fabrication of porous copper with directional pores through thermal decomposition of compounds[J]. Metallurgical and Materials Transactions A, 2008, 39(2): 390?394.

[6] NAKAJIMA H. Fabrication, properties and application of porous metals with directional pores[J]. Progress in Materials Science, 2007, 52(7):1091?1173.

[7] NAKAJIMA H, IKEDA T, HYUN S K. Fabrication of lotus-type porous metals and their physical properties[J]. Advanced Engineering Material, 2006, 6(6): 377?384.

[8] HYUN S K, NAKAJIMA H. Anisotropic compressive properties of porous copper produced by unidirectional solidification[J]. Materials Science and Engineering A, 2003, 340(12): 258?264.

[9] ICHITSUBO T, TANE M. Anisotropic elastic constants of lotus-type porous copper: Measurements and micromechanics modeling[J]. Acta Materialia, 2002, 50(16): 4105?4115.

[10] K?RNER C, HIRSCHRNANN M, BR?UTIGAM V, SINGER R F. Endogenous particles stabilization during magnesium integral foam production[J]. Advanced Engineering Materials, 2004, 6(6): 385?390.

[11] RENGER K, KAUFMANN H. Vacuum foaming of magnesium slurries[J]. Advanced Engineering Materials, 2005, 7(3): 117?123.

[12] WEN C E, YAMADA Y, SHIMOJIMA K, CHINO Y, HOSOKAWA H, MABUCHI M. Compressibility of porous magnesium foam: Dependency on porosity and pore size[J]. Materials Letter, 2004, 58(3/4): 357?360.

[13] OSORIO-HERNáNDEZ J O, SUAREZ M A, GOODALL R, LARA-RODRIGUEZ G A, ALFONSO I, FIGUEROA I A. Manufacturing of open-cell Mg foams by replication process and mechanical properties[J]. Materials and Design, 2014, (64): 136?141.

[14] MUKAI T, KANAHASHI H, MIYOSHI T, MABUCHI M, NIEH T G, HIGASHI K. Experimental study of energy absorption in a close-celled aluminum foam under dynamic loading[J]. Scripta Materialia, 1999, 40(8): 921?927.

[15] DESHPANDE V S, FLECK N A. High strain rate compressive behaviour of aluminium alloy foams[J]. International Journal of Impact Engineering, 2000, 24(3): 277?298.

[16] DANNEMANN K A, LANKFORD J J. High strain rate compression of closed-cell aluminium foams [J]. Materials Science and Engineering A, 2000, 293(1/2): 157?164.

[17] DHARARN C K H, HAUSER F E. Determination of stress?strain characteristics at very high strain rates[J]. Experimental Mechanics, 1970, 10(6): 370?376.

[18] MONDAL D P, GOEL M D, DAS S. Compressive deformation and energy absorption characteristics of closed cell aluminum-fly ash particle composite foam[J]. Materials Science and Engineering A, 2009, 507(1/2): 102?109.

[19] 劉新華, 晏玉平, 謝建新. 應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂平行于氣孔方向壓縮變形行為與力學(xué)性能的影響[J]. 中國有色金屬學(xué)報(bào), 2016, 26(4): 747?757. LIU Xin-hua, YAN Yu-ping, XIE Jian-xin. Effect of strain rate on the compressive deformation behaviors and mechanical properties of lotus-type porous magnesium in the direction parallel to pores[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2016, 26(4): 747?757.

(編輯 龍懷中)

LIU Xin-hua, YAN Yu-ping, XIE Jian-xin

(Institute for advanced Materials and Technology, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China)

Lotus-type porous magnesium was fabricated by unidirectional solidification, and the compressive experiments were subsequently conducted in the compressive direction vertical to the pores at strain rate in range of 1×10?3?1650 s?1using GLEEBLE?1500 materials simulation system and split Hopkinson pressure bar (SHPB). The effects of strain rate on the compressive deformation behaviors and mechanical properties of lotus-type porous magnesium were investigated. The results indicate that the compressive deformation process of lotus-type porous magnesium consists of a linear elastic stage, a plateau stage and a densification stage at various strain rates, and the stress increases with the increase of strain without the stress peak. The strain rates have significant effects on the compressive deformation behaviors of lotus-type magnesium in the compressive direction vertical to the pores. When compressed at a lower strain rate less than 60 s?1, lotus-type magnesium deforms mainly in the way, the round pore was firstly flatten to ellipse, then the wall of some pores earlier starts to collapse into the hole by a crescent-shaped bending and forms a first deformation band which is vertical to compressed direction. When compression continues, the deformation band forms continually. However, when compressed at high strain rates between 450 s?1and 1650 s?1, the deformation band first forms along the diagonal direction and expands along the direction vertical to the diagonal. The strain rates have obvious influence on the mechanical property, and the main mechanism is that the deformation way of pore at lower strain rate is different from that at high strain rate.

lotus-type porous magnesium; strain rate; deformation behaviors; mechanical property; deformation mechanism

Project(50904004) supported by the National Natural Science Foundation of China

2015-11-10; Accepted date:2016-07-19

XIE Jian-xin; Tel: +86-10-62332254; E-mail: jxxie@mater.ustb.edu.cn

1004-0609(2016)-12-2488-11

TG146；TG115

A

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(50904004)

2015-11-10；

2016-07-19

謝建新，教授，博士；電話：010-62332254；E-mail: jxxie@mater.ustb.edu.cn