多壁管增強泡沫鋁結(jié)構(gòu)動態(tài)響應(yīng)及吸能性能研究

周 睿, 張志家, 張 旺, 張錢城,魏 欣, 隨亞光, 王建強, 金 峰

(1. 湖北商貿(mào)學(xué)院, 武漢 430079;2. 西安交通大學(xué) 機械結(jié)構(gòu)強度與振動國家重點實驗室, 西安 710049;3. 西北核技術(shù)研究所, 西安 710024)

0 引 言

泡沫鋁(AF)已廣泛應(yīng)用于航空航天、交通運輸?shù)确雷o結(jié)構(gòu)中．沖擊載荷作用下,泡沫鋁材料應(yīng)力-應(yīng)變曲線中存在較長的平臺應(yīng)力區(qū), 使其成為一種理想的吸能材料,同時具有密度小、隔音降噪、電磁屏蔽性高、易加工等優(yōu)點[1-4]．但是泡沫鋁自身存在不可避免的加工缺陷,會導(dǎo)致其孔壁強度差、屈服應(yīng)力低,力學(xué)和比吸能不能滿足實用要求[5-6]．與泡沫鋁材料不同,多壁管(EMWT)作為一類結(jié)構(gòu)簡單、工作可靠、變形模式平穩(wěn)、可控,能夠在發(fā)生碰撞時通過自身的塑性變形方式耗散沖擊動能,具有比較良好的吸能特性．多壁管吸能過程中,由于薄壁發(fā)生折疊引起平臺應(yīng)力波動較大,整個結(jié)構(gòu)并沒完全參與塑性變形,導(dǎo)致多壁管結(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)效率沒有得到充分發(fā)揮[7]．如何克服多壁管的屈曲穩(wěn)定性及泡沫鋁的力學(xué)強度低等制約其工程應(yīng)用的瓶頸,成為過去十幾年間的研究熱點[8]．

為了提高泡沫鋁的力學(xué)性能,研究人員們提出了顆粒和薄壁結(jié)構(gòu)增強泡沫鋁的方法[9-15]．相比顆粒增強,薄壁結(jié)構(gòu)增強泡沫鋁具有易于制備、結(jié)構(gòu)簡單高效的優(yōu)點．楊旭東等[16]對泡沫填充多壁管結(jié)構(gòu)準(zhǔn)靜態(tài)軸向壓縮性能進行了實驗研究,結(jié)果表明： 泡沫填充多壁管結(jié)構(gòu)的吸能性能高于單一單管、雙壁管及多壁管．泡沫鋁為金屬管內(nèi)壁提供了足夠的側(cè)向支撐,使得管的屈曲波長變短,增加了塑性鉸的數(shù)量,同時,管壁生成的褶皺侵入泡沫鋁,對泡沫鋁形成多方向擠壓,延緩了泡沫失穩(wěn),而泡沫與管件變形不同步將會產(chǎn)生縱向摩擦,這些因素導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能和吸能性能提升．在此基礎(chǔ)上, Yan等[17]將金屬管嵌入泡沫鋁內(nèi)獲得管-泡沫復(fù)合材料,并對其吸能性能進行了實驗研究,結(jié)果表明：管-泡沫復(fù)合材料吸能能力優(yōu)于其他密度相同的金屬泡沫和蜂窩鋁．不同于泡沫填充管形式,將金屬管嵌入泡沫鋁中,實現(xiàn)了泡沫對金屬管的兩側(cè)支撐,增強效果和結(jié)構(gòu)效率更高．這種復(fù)合方式為泡沫鋁強化設(shè)計提供了新方向,而將高結(jié)構(gòu)效率的多壁管嵌入泡沫鋁可以實現(xiàn)更多接觸界面從而導(dǎo)致泡沫鋁性能進一步提升．Zhang等[18-19]設(shè)計并制備了系列新型多壁管增強泡沫鋁(MWTRF)復(fù)合結(jié)構(gòu),研究了不同溫度和沖擊荷載對復(fù)合結(jié)構(gòu)的壓潰響應(yīng)和變形模式的影響規(guī)律．相比單壁管、多壁金屬管和泡沫鋁,復(fù)合結(jié)構(gòu)承載能力和能量吸收效率大大提升．而且多壁管增強泡沫鋁的增強效果要高于單管增強泡沫鋁復(fù)合材料,增強效果主要來源于多壁管管壁和泡沫鋁之間的耦合作用．

現(xiàn)有研究表明薄壁結(jié)構(gòu)增強泡沫鋁在靜態(tài)下具有很好的吸能性能[20-22],但對其動態(tài)壓潰行為的研究鮮有報道．同時,目前對于泡沫鋁-金屬管復(fù)合結(jié)構(gòu)的研究大多集中在泡沫鋁填充圓管或方管,這類結(jié)構(gòu)管壁與泡沫鋁之間的接觸面積有限．為了提高泡沫鋁的屈服強度,實現(xiàn)更加穩(wěn)定高效的吸能效果,在現(xiàn)有泡沫鋁填充金屬圓管的基礎(chǔ)上,提出將力學(xué)性能更好、吸能性能更高的多壁管嵌入泡沫鋁,制成多壁管增強泡沫鋁結(jié)構(gòu)．泡沫鋁-金屬管復(fù)合結(jié)構(gòu)相比單一管與泡沫鋁實現(xiàn)了1+1略大于2的效果,通過引入更高效的結(jié)構(gòu),充分實現(xiàn)管壁與泡沫鋁的耦合作用,以進一步提高泡沫鋁-金屬管復(fù)合結(jié)構(gòu)的力學(xué)、吸能性能．因此,本文采用Hopkinson壓桿試驗對多壁管、泡沫鋁及多壁管增強泡沫鋁進行了研究,對比了加入多壁管前后泡沫鋁的變形模式、吸能性能,并討論了多壁管增強泡沫鋁的應(yīng)變率效應(yīng)以及應(yīng)變率對多壁管增強泡沫鋁耦合增強作用的影響,以期為相關(guān)結(jié)構(gòu)的實際應(yīng)用提供參考數(shù)據(jù)．

1 試 驗 裝 置

分離式Hopkinson壓桿(SHPB)裝置由沖擊桿、入射桿、透射桿、緩沖裝置、時間間隔器、動態(tài)應(yīng)變片、示波器以及附屬的高速攝影等部分組成．本研究采用的Hopkinson壓桿裝置如圖1所示．試驗過程為：撞擊桿由高壓氣槍中的壓縮空氣推動產(chǎn)生初速撞擊入射桿,產(chǎn)生壓力脈沖(入射波),傳播至入射桿-試樣端面時,入射波產(chǎn)生反射與投射,并往復(fù)多次對試樣進行加載,試樣產(chǎn)生高速變形．時間間隔器記錄撞擊桿速度,貼于入射桿及透射桿的應(yīng)變片記錄了入射波、透射波及反射波波形．

圖1 Hopkinson壓桿試驗裝置

本研究采用Φ100 mm SHPB試驗裝置．沖擊桿、 入射桿及透射桿均為100 mm等直徑桿, 入射桿長度為4 000 mm,透射桿長度為3 500 mm,材質(zhì)為鋼,波速C0實測為5 100 m/s,彈性模量為210 GPa．配套設(shè)備包括高速攝影系統(tǒng)、橋式放大器、數(shù)字示波器等,完成了對泡沫鋁(AF)、多壁管(EMWT)以及多壁管增強泡沫鋁(MWTRF)的動態(tài)壓潰特性試驗測試．各試樣尺寸及質(zhì)量如圖2和表1所示,泡沫鋁以及多壁管增強泡沫鋁直徑t2為 56 mm,多壁管直徑d1為32 mm,壁厚t為1 mm．

圖2 MWTRF試樣

表1 動態(tài)沖擊試驗試樣參數(shù)

為探究多壁管增強泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)的動態(tài)變形響應(yīng)及應(yīng)變率效應(yīng),本文對多壁管增強泡沫鋁進行了不同撞擊速度下的SHPB試驗．具體設(shè)置如表2所示：撞擊速度分為4 m/s,9 m/s,13 m/s,18 m/s四個級別;同時為了方便進行對比分析,進一步探究多壁管增強泡沫鋁的變形模式、增強機理等,對多壁管及泡沫鋁進行了4 m/s,9 m/s兩個撞擊速度級別下的SHPB試驗．以上試驗均采用高速攝影記錄變形過程．

表2 試驗設(shè)置

2 有限元模型

本文采用ABAQUS/Explicit建立了多壁管增強泡沫鋁有限元模型,如圖3所示．模型由上下壓板及試樣中的多壁管與泡沫鋁四個部件組成．上下壓頭簡化為剛體殼,其面積大小可保證壓縮過程中試樣始終在上下壓板范圍內(nèi),采用四邊形殼單元(S4R)進行網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格尺寸為1 mm×1 mm．泡沫鋁部分簡化為實體,采用八節(jié)點實體單元(C3D8R)進行網(wǎng)格劃分;多壁管采用四邊形殼單元(S4R),網(wǎng)格尺寸均為1 mm×1 mm．描述泡沫鋁材料的本構(gòu)模型均采用可壓碎泡沫．關(guān)于泡沫鋁的失效問題,考慮到本研究主要針對吸能進行討論,并且在試驗過程中未觀察到泡沫鋁出現(xiàn)碎裂脫落的現(xiàn)象,因此此處不考慮泡沫鋁失效準(zhǔn)則．描述多壁管的材料模型為雙線性各向同性彈塑性模型．試驗中下板固定,上板采用恒定應(yīng)變率加載．變形過程中,上下板與結(jié)構(gòu)、泡沫鋁與多壁管對發(fā)生接觸,整個模型采用通用接觸,設(shè)置接觸屬性為切向摩擦因數(shù)0.2．模型的材料參數(shù)如表3所示．

圖3 有限元模型

表3 材料參數(shù)

3 結(jié)果與討論

3．1 泡沫鋁動態(tài)壓潰試驗

動態(tài)壓潰試驗獲得了泡沫鋁加載波形圖、應(yīng)變率曲線、應(yīng)力-應(yīng)變曲線以及高速攝影記錄的試件變形過程．圖4給出了典型的泡沫鋁動態(tài)加載波形圖,其他試樣加載波形類似．加載波形圖經(jīng)濾波后得到應(yīng)變率以及應(yīng)力-應(yīng)變曲線．考慮精度問題,此處僅取第一加載過程分析其應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系．

圖4 典型的泡沫鋁波形圖(v=3.8 m/s)

沖擊過程中,泡沫鋁應(yīng)變率不斷波動變化,沖擊桿速度為3.8 m/s時,對應(yīng)的泡沫鋁平均應(yīng)變率為41 s-1;速度為8.99 m/s時,對應(yīng)的平均應(yīng)變率為102 s-1．不同應(yīng)變率下泡沫鋁的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖5和圖6所示,在應(yīng)變率為41 s-1時,首次加載使泡沫鋁剛剛由彈性階段進入塑性階段;應(yīng)變率增加至102 s-1時,首次加載變形應(yīng)變增大,但應(yīng)力水平相比41 s-1時無明顯提升,泡沫鋁具有一定的應(yīng)變率效應(yīng)但并不明顯．

(a) v=3.8 m/s (b) v=8.99 m/s圖5 泡沫鋁的應(yīng)變率

圖6 AF不同應(yīng)變率下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖7和圖8是在施加應(yīng)變率為41 s-1和102 s-1時,沖擊試驗中采集的一系列試件圖像．t=0 ms時記錄的是加載脈沖到達(dá)入射桿-試樣界面之前的時刻,試樣此時為原始未變形狀態(tài)．可以看出,入射桿從右向左側(cè)撞擊試件．在t=1.57～4.71 ms之間,可以觀察到試樣前端附近的變形發(fā)展．t=1.57 ms時,應(yīng)力波對試樣第一次沖擊,最邊緣細(xì)胞壁發(fā)生塌陷和屈曲,在試樣后端試樣-透射桿界面附近區(qū)域清晰可見．隨后,應(yīng)力波在桿件之間來回傳播,對試件產(chǎn)生多次沖擊,t=3.14 ms,t=4.71 ms時刻分別為第2次及第3次沖擊多次沖擊后的最終變形．應(yīng)變率為41 s-1時,試樣后端附近胞元主要發(fā)生屈曲,應(yīng)變率提升至102 s-1后,胞元壁更早發(fā)生剪切斷裂,孔壁發(fā)生扭曲旋轉(zhuǎn)并且在第3次沖擊后材料局部致密化．應(yīng)變率提高后,泡沫鋁的變形轉(zhuǎn)變?yōu)橛梢欢讼蛄硪欢税l(fā)展,局部薄弱處的提前變形占比很?。?/p>

(a) t=0 ms (b) t=1.57 ms (c) t=3.14 ms (d) t=4.71 ms

(e) t=6.28 ms (f) t=7.85 ms (g) t=9.42 ms圖7 泡沫鋁動態(tài)變形過程(41 s-1)

(a) t=0 ms (b) t=1.57 ms (c) t=3.14 ms (d) t=4.71 ms

(e) t=6.28 ms (f) t=7.85 ms (g) t=9.42 ms圖8 泡沫鋁動態(tài)變形過程(102 s-1)

3．2 多壁管動態(tài)壓潰試驗

多壁管應(yīng)變率曲線與泡沫鋁類似,但是峰值更加明顯．通過求平均值得到：多壁管在沖擊桿速度為3.95 m/s時的平均應(yīng)變率為50 s-1,速度為9.1 m/s時平均應(yīng)變率為107 s-1,如圖9所示．不同應(yīng)變率下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖10所示,多壁管在50 s-1及107 s-1應(yīng)變率下均達(dá)到首個峰值并進入塑性段．

(a) v=3.95 m/s (b) v=9.1 m/s圖9 多壁管的應(yīng)變率

(a) 50 s-1 (b) 100 s-1圖10 EMWT 應(yīng)力-應(yīng)變曲線試驗及有限元結(jié)果對比

圖11和圖12是多壁管在50 s-1及107 s-1應(yīng)變率下采集的多壁管變形圖像．兩個應(yīng)變率下均進入塑性段,變形模式為金剛石模式．許多研究表明,管狀結(jié)構(gòu)軸向壓縮變形模式與壁厚等幾何尺寸直接相關(guān),主要原因是：Hopkinson桿試驗試件與壓桿之間應(yīng)保證充分潤滑,導(dǎo)致多壁管初始變形時邊界受約束較小,從而產(chǎn)生變形模式的轉(zhuǎn)變．對比不同應(yīng)變率下,隨著應(yīng)變率上升,多壁管峰值力提高,說明峰值力具有一定的應(yīng)變率效應(yīng),平均應(yīng)力及能量吸收也相應(yīng)提高．

(a) t=0 ms (b) t=1.57 ms (c) t=3.14 ms (d) t=4.71 ms

(e) t=6.28 ms (f) t=7.85 ms (g) t=9.42 ms圖11 多壁管動態(tài)變形過程(50 s-1)

(a) t=0 ms (b) t=1.57 ms (c) t=3.14 ms (d) t=4.71 ms

(e) t=6.28 ms (f) t=7.85 ms (g) t=9.42 ms圖12 多壁管動態(tài)變形過程(107 s-1)

3．3 多壁管增強泡沫鋁動態(tài)壓潰試驗

多壁管增強泡沫鋁相比單一多壁管或泡沫鋁有明顯的增強,在50～100 s-1應(yīng)變率下,結(jié)構(gòu)變形較小,因此增加了143 s-1及202 s-1兩個應(yīng)變率的試驗．

多壁管增強泡沫鋁應(yīng)變率曲線峰值較為明顯．通過求平均值得到：多壁管在沖擊桿速度為3.95 m/s時,平均應(yīng)變率為52 s-1;速度為8.99 m/s時,平均應(yīng)變率為108 s-1;速度為13.04 m/s時,平均應(yīng)變率為143 s-1;速度為18.38 m/s時,平均應(yīng)變率為202 s-1,如圖13和圖14所示．不同應(yīng)變率下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖15所示,多壁管增強泡沫鋁應(yīng)力-應(yīng)變曲線介于多壁管及泡沫鋁之間,動態(tài)條件下,應(yīng)變率由10-3s-1增加至202 s-1,各應(yīng)變率之間應(yīng)變率效應(yīng)存在但相對多壁管較?。啾扰菽X及多壁管,多壁管增強泡沫鋁應(yīng)變率100 s-1左右時能量吸收能力分別提升了2.22倍及0.68倍,相比二者之和提升了10.34%,表明動態(tài)條件下多壁管與泡沫鋁之間存在較強的耦合增強效果．

多壁管增強泡沫鋁在不同應(yīng)變率下的動態(tài)變形過程如圖16—19所示．多壁管增強泡沫鋁結(jié)構(gòu)在應(yīng)變率為52 s-1時,加載三次后僅有部分孔壁發(fā)生輕微屈曲,相比單一泡沫鋁經(jīng)過三次加載后局部密實化的情況有明顯增強．隨著應(yīng)變率提高,變形由一側(cè)開始發(fā)展,同時伴隨局部薄弱處的少量變形．當(dāng)應(yīng)變率達(dá)到202 s-1時,泡沫不再從一側(cè)開始變形,轉(zhuǎn)為從中部開始變形,隨著應(yīng)變增加,泡沫中部隆起,形成鼓形．這一變形模式的改變可能是內(nèi)部多壁管變形模式的改變引起的．

(a) v=3.95 m/s (b) v=8.99 m/s圖13 多壁管增強泡沫鋁的應(yīng)變率

3．4 應(yīng)變率影響

本研究采用的泡沫鋁為相對密度較低的泡沫鋁,根據(jù)圖20,泡沫鋁在試驗應(yīng)變率范圍內(nèi),可不考慮應(yīng)變率效應(yīng);這一點與過往的研究中得出的低密度泡沫鋁在低應(yīng)變率下應(yīng)變率效應(yīng)不明顯的結(jié)論一致．目前對于泡沫鋁應(yīng)變率效應(yīng)的解釋仍存在爭論,比較普遍的試驗結(jié)論表明：當(dāng)臨界相對密度在0.15以下時,泡沫鋁平臺力對應(yīng)變率不敏感．

(a) t=0 ms (b) t=1.57 ms (c) t=3.14 ms (d) t=4.71 ms圖16 多壁管增強泡沫鋁動態(tài)變形過程(52 s-1)

(a) t=0 ms (b) t=1.57 ms (c) t=3.14 ms (d) t=4.71 ms圖17 多壁管增強泡沫鋁動態(tài)變形過程(108 s-1)

在高應(yīng)變率下,相對密度較高的泡沫鋁應(yīng)變率敏感行為可能為以下幾個原因： 1) 微慣性與細(xì)胞壁的轉(zhuǎn)動和橫向運動有關(guān),在動態(tài)狀態(tài)下,微慣性傾向于抑制細(xì)胞壁屈曲,從而增加細(xì)胞壁的壓潰應(yīng)力; 2) 當(dāng)閉孔泡沫變形時,內(nèi)部的泡沫孔內(nèi)的氣體被壓縮,從而抵抗變形導(dǎo)致應(yīng)力增加．本文主要討論多壁管增強泡沫鋁結(jié)構(gòu)不同應(yīng)變率條件下的動態(tài)吸能性能,因此對于動態(tài)試驗條件泡沫鋁應(yīng)變率效應(yīng)不做深入的討論研究,僅采用獲得的試驗結(jié)果用于多壁管增強泡沫鋁的分析．

引入應(yīng)變率敏感指數(shù)作為多壁管及多壁管增強泡沫鋁結(jié)構(gòu)應(yīng)變率敏感性的評價指標(biāo)．流動應(yīng)力σ與應(yīng)變率之間為冪函數(shù)關(guān)系：

(1)

式中,C為常數(shù),m為應(yīng)變率敏感性指數(shù)．

對式(1)兩邊取對數(shù)：

(2)

通過式(2)可得

(3)

(a) t=0 ms (b) t=1.57 ms (c) t=3.14 ms (d) t=4.71 ms圖18 多壁管增強泡沫鋁動態(tài)變形過程(143 s-1)

(a) t=0 ms (b) t=1.57 ms (c) t=3.14 ms (d) t=4.71 ms圖19 多壁管增強泡沫鋁動態(tài)變形過程(202 s-1)

圖20 平均載荷隨應(yīng)變率的變化情況

多壁管與多壁管增強泡沫鋁結(jié)構(gòu)相比, 多壁管的應(yīng)變率效應(yīng)更為明顯, 多壁管應(yīng)變率敏感系數(shù)m為0.024 55,而多壁管增強泡沫鋁僅為0.004 33．這主要是由于泡沫鋁的加入降低了多管壁增強泡沫鋁結(jié)構(gòu)整體的應(yīng)變率敏感度．當(dāng)應(yīng)變率由10-3s-1提高到50 s-1時,多壁管能量吸收提高了28.7%,多壁管增強泡沫鋁結(jié)構(gòu)能量吸收提高了2.4%;當(dāng)應(yīng)變率由50 s-1提高到100 s-1時,多壁管能量吸收提高了4.5%,多壁管增強泡沫鋁結(jié)構(gòu)能量吸收提高了2.5%(圖21)．

應(yīng)變率對多壁管增強泡沫鋁結(jié)構(gòu)耦合增強作用有也影響．由圖22可知,隨著應(yīng)變率的上升,多壁管增強泡沫鋁結(jié)構(gòu)的能量吸收增強效果降低．多壁管增強泡沫鋁相比單一多壁管與泡沫鋁能量之和提高27.51%;應(yīng)變率50 s-1時,提高10.34%;應(yīng)變率為100 s-1時,提高10.34%．增強幅度隨應(yīng)變率的提高而有所下降,原因在于隨著應(yīng)變率的提高,多壁管能量吸收提高幅度大于多壁管增強泡沫鋁結(jié)構(gòu),而泡沫鋁的應(yīng)變率效應(yīng)可忽略不計,因此導(dǎo)致多壁管增強泡沫鋁結(jié)構(gòu)增強效果在應(yīng)變率提高后減弱．

(a) 多壁管 (b)多壁管增強泡沫鋁 (a) EMWT(b) MWTRF圖21 能量吸收曲線

圖22 能量吸收增強示意圖

4 結(jié) 論

本文利用試驗及仿真的手段對泡沫鋁、多壁管及多壁管增強泡沫鋁動態(tài)壓縮響應(yīng)及吸能性能進行了研究．對泡沫鋁、多壁管及多壁管增強泡沫鋁進行了Hopkinson壓桿試驗,得到了各結(jié)構(gòu)在不同應(yīng)變率下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線及變形過程．建立了動態(tài)沖擊有限元模型,討論了應(yīng)變率對結(jié)構(gòu)吸能性能以及耦合增強效果的影響．由以上分析得出以下結(jié)論： 1) 本研究中采用的泡沫鋁經(jīng)實測應(yīng)變率效應(yīng)不明顯,多壁管及多壁管增強泡沫鋁敏感指數(shù)分別為0.024 55和0.004 33,表明在高應(yīng)變率下其能量吸收可進一步提升; 2) 動態(tài)沖擊條件下,多壁管增強泡沫鋁結(jié)構(gòu)存在耦合增強作用,其能量吸收相比單一多壁管及泡沫鋁能量吸收之和提升10.34%; 3) 隨著應(yīng)變率的上升,多壁管增強泡沫鋁結(jié)構(gòu)能量吸收增強效果降低．