彭 震, 楊天武, 李再久, 黎振華, 金青林, 周 榮

(昆明理工大學 材料科學與工程學院，昆明 650093)

規(guī)則多孔銅的拉伸性能及其各向異性

彭 震, 楊天武, 李再久, 黎振華, 金青林, 周 榮

(昆明理工大學 材料科學與工程學院，昆明 650093)

采用固-氣共晶定向凝固的方法制備規(guī)則多孔銅，研究其室溫拉伸性能的各向異性和氣孔率對拉伸力學性能的影響，建立表征抗拉強度與氣孔率和拉伸方向相關的數(shù)學模型。結果表明：規(guī)則多孔銅的拉伸性能主要取決于材料的氣孔率和拉伸方向；隨著氣孔率的增大，規(guī)則多孔銅的拉伸性能明顯下降；規(guī)則多孔銅拉伸性能呈各向異性特征，0°方向性能最好，45°方向的次之，90°方向的最差；各拉伸方向的實驗數(shù)據(jù)與模型數(shù)據(jù)吻合良好。斷口分析表明：規(guī)則多孔銅呈韌性斷裂，拉伸斷裂從孔壁處開始，最終因頸縮導致完全斷裂。

規(guī)則多孔銅；各向異性；力學性能；氣孔率；應力集中

多孔金屬材料具有密度低、比強度高、剛度大、表面積大、防震、吸聲、阻燃以及滲透性好等優(yōu)良性能，逐漸成為航空航天、汽車、信息、建筑、軍事和核能等高技術領域的工程材料[1-3]。1993年，烏克蘭的 SHAPOVALOV[4]提出的金屬/氣體共晶定向凝固法可用來制備金屬基體中氣孔呈圓柱形定向排列的規(guī)則多孔材料。這些氣孔定向排列的多孔金屬比傳統(tǒng)的多孔金屬具有力學性能上的優(yōu)勢，為其在力學性能上的應用提供了保障。

繼烏克蘭以后，美國海軍研究實驗室、桑迪亞國家實驗室、日本大阪大學、中國清華大學以及北京科技大學開展了規(guī)則多孔材料的制備工藝和力學性能的研究。目前，固-氣共晶定向凝固法制備的多孔金屬的氣孔率范圍為15%～50%。SIMONE[5]及SIMONE和GIBSON[6]系統(tǒng)研究了拉伸方向與氣孔軸向呈 0°的規(guī)則多孔銅試樣(簡稱 0°方向)的拉伸性能，但并沒有涉及其他拉伸方向的研究，沒有反映其各向異性。HYUN等[7]和 NAKAJIMA 等[8]在對 0°和90°方向試樣拉伸性能的研究中發(fā)現(xiàn)，規(guī)則多孔銅在 0°和 90°方向表現(xiàn)出各向異性。國內劉新華等[9]和姚迪等[10]對規(guī)則多孔銅0°和 90°方向壓縮變形行為進行了深入的研究。而對于拉伸性能，除項亦斌等[11]對規(guī)則多孔鎂0°方向的拉伸性能有所研究及陳文革等[12]將規(guī)則多孔銅與傳統(tǒng)多孔銅的力學性能進行了比較之外，關于規(guī)則多孔銅拉伸性能的報道很少。為此，為更完善地揭示規(guī)則多孔銅的拉伸性能，更充分地表征材料的各向異性特征，本文作者對氣孔率為25%～50%的材料進行0°、45°和90°方向的拉伸實驗，在此基礎上建立能充分反映規(guī)則多孔材料各向異性的數(shù)學模型。

1 實驗

1.1 規(guī)則多孔銅的制備

采用自制的10 kg高壓定向凝固設備制備規(guī)則多孔銅，所用設備如圖 1所示。其制備原理是發(fā)生固-氣共晶轉變(Liquid→Solid+gas)時，利用氣體在液態(tài)金屬和固態(tài)金屬中的溶解度之差使過飽和氣體在定向凝固過程中形成定向排列的氣孔。制備時，將金屬純銅置于熔煉坩堝中，然后抽真空使熔煉爐內的氣壓低于10-2Pa，再加熱鑄型到預設溫度1 143 ℃進行熔煉，充入氫氣和氬氣的混合氣體保溫 30 min后提起控制桿將銅熔液通過漏斗的倒流作用澆入內徑為60 mm、高為150 mm的鑄型中，最后，按預設的下拉速率進行定向凝固得到氣孔定向排列于基體中的多孔銅坯料。冷卻后所得鑄錠坯料氣孔形貌如圖2所示。

1.2 拉伸實驗

按GB/T228—2002設計矩形橫截面比例試樣如圖3所示，標距為14 mm，橫截面為2 mm×3 mm。使用電火花線切割機從不同氣孔率材料中切割拉伸方向與氣孔軸向呈0°、45°和90°的試樣，用來研究該多孔材料的各向力學性能和氣孔率對力學性能的影響。拉伸實驗于室溫在AG-IS10 KN萬能實驗機上進行，拉伸速率為1 mm/min，用延伸計測量拉伸位移。實驗過程中記錄拉伸載荷—位移曲線，分別用名義截面面積和標距值除拉伸載荷和位移得到應力和應變，從而得到該試樣的拉伸應力—應變曲線。

圖1 規(guī)則多孔金屬制備裝置示意圖Fig.1 illustration of fabrication apparatus for ordered porous metals: 1—Inlet of cooling water; 2—Outlet of cooling water; 3—Copper chiller; 4—Crucible; 5—Funnel; 6—Chamber; 7—Induction-heating coils; 8—Molten copper; 9—Control bar; 10—Observation window; 11—Pressure gage;12—Inlet of gas; 13—Outlet of gas

圖2 規(guī)則多孔銅氣孔形貌Fig.2 Pores morphologies of ordered porous copper:(a) Vertical section; (b) Cross section

圖3 拉伸試樣尺寸及拉伸試樣照片F(xiàn)ig.3 Sizes (a) and macrophotographs in directions of 0° (b),45°(c) and 90°(d) of tensile specimens (mm)

1.3 實驗分析

直接測量規(guī)則多孔銅的質量(m)和體積(V)，利用阿基米德原理計算材料的氣孔率(p)，如式(1)所示：

式中：ρ為所制規(guī)則多孔銅的密度；ρ0為致密銅的密度。

在應力—應變曲線上，由于沒有明顯的屈服平臺，取 σ0.2作為材料的屈服強度、最大應力作為材料的抗拉強度。在拉伸載荷達到最大值以后，試樣的孔狀結構使得斷裂持續(xù)很長時間，氣孔壁的局部區(qū)域變形嚴重，用斷后伸長率來衡量材料的塑性不準確，因此本研究用最大應力下的應變來表征材料的塑性。

將拉伸實驗后的斷口在XL30ESEM-TMP掃描電子顯微鏡上進行掃描，觀察其斷口形貌。用3 g FeCl3，10 mL HCl和100 mL H2O配制的腐蝕液對規(guī)則多孔銅進行浸蝕來觀察晶界。

2 結果與分析

2.1 應力—應變曲線

圖4所示為氣孔率約為0.32的試樣在0°、45°和90°方向拉伸得到的應力—應變曲線。由圖 4可以看出，規(guī)則多孔銅的拉伸應力—應變曲線的變化趨勢與典型材料的拉伸應力—應變曲線的變化趨勢類似。當應變小于0.005時，材料拉伸處于明顯的線彈性階段；隨著載荷的進一步增大，材料發(fā)生塑性變形，此時，應力—應變曲線沒有明顯的屈服平臺，屈服階段不明顯；進入形變強化階段以后，材料出現(xiàn)均勻的塑性變形，當達到最大應力即抗拉強度以后，出現(xiàn)不均勻的塑性變形，最終材料斷裂。

圖4 試樣在不同拉伸方向的應力—應變曲線Fig.4 Stress—strain curves of samples in different tensile directions

由圖4可見，規(guī)則多孔銅的拉伸曲線受實驗拉伸方向的影響很大。沿0°方向拉伸時，應力—應變曲線比較光滑，與致密材料的拉伸曲線無異；而沿 45°和90°方向拉伸時，在形變強化階段以后均出現(xiàn)不同程度的鋸齒狀。這說明由于氣孔軸向與拉伸方向的不同，氣孔對基體產(chǎn)生的作用不同。沿0°方向拉伸，氣孔軸向與拉伸方向相同，氣孔對基體的應力集中作用微小；沿45°和90°方向拉伸時，在某個氣孔或者多個氣孔的孔壁處先斷裂，最終完全斷裂，氣孔對基體的應力集中作用較大。

2.2 力學性能

2.2.1 力學性能的影響因素

圖5所示為不同拉伸方向試樣的力學性能隨氣孔率的變化。從圖5可以看出，隨著氣孔率的增大，材料的抗拉強度、屈服強度和最大應力下的應變均下降，即材料的拉伸力學性能隨氣孔率的增大而降低。由氣孔率的計算式(1)可知，氣孔率增大，材料的實心基體減少，材料的質量減小，力學性能下降。因此，規(guī)則多孔銅的拉伸性能一方面依賴于材料的氣孔率。

由圖4和5(a)可以看出，規(guī)則多孔銅在0°方向的拉伸力學性能最好，45°方向的次之，90°方向的最差，這說明規(guī)則多孔銅的拉伸性能也依賴于拉伸方向，拉伸性能呈現(xiàn)明顯的各向異性特征。導致材料呈現(xiàn)各向異性的原因主要有以下3個方面。

圖5 具有不同氣孔率的規(guī)則多孔銅試樣在不同方向的拉伸性能Fig.5 Tensile properties of ordered porous copper with different porosities in different directions: (a) Ultimate tensile strength; (b) Yield strength and strain at peak stress in 0°direction

第一，規(guī)則多孔銅沿不同方向拉伸時氣孔的應力集中作用不同。45°和90°方向氣孔對基體有一定的應力集中作用，而0°方向氣孔對基體的應力集中作用很小[7]。

第二，規(guī)則多孔銅沿不同方向拉伸試驗時的有效承載面積不同。KOVACIK[13]建立了多孔材料的規(guī)則蜂窩模型，本研究中，假設氣孔在整個基體上呈正六邊形分布，如圖6所示。其中，d為氣孔直徑，c 為兩氣孔間的距離，A為有效承載面積。對于同一氣孔率下的規(guī)則多孔銅，0°方向和 90°方向的有效承載面積分別用式(2)和(3)表示。由于0≤d≤c，所以，如式(4)所示0°方向的有效承載面積大于90°方向的，致使0°方向的抗拉強度較高，90°方向的較低。

圖6 規(guī)則多孔銅在不同拉伸方向的拉伸橫截面Fig.6 Tensile cross-sections of ordered porous copper with different tensile directions: (a) 0°; (b) 90°

第三，規(guī)則多孔銅的柱狀晶結構使材料呈現(xiàn)各向異性。圖7(a)和(b)分別為氣孔率為0.32和0.48規(guī)則多孔銅的金相照片。由圖 7可以看出，固-氣共晶定向凝固法制備的規(guī)則多孔銅的宏觀組織為柱狀晶，柱狀晶的生長方向與氣孔方向相同。具有柱狀晶結構的材料沿柱狀晶方向的拉伸性能比垂直于柱狀晶方向的拉伸性能好。

2.2.2 抗拉強度的應力集中模型

BACCACCINI等[14]提出在多孔材料中可用式(5)來描述多孔金屬材料的拉伸強度與氣孔率之間的關系。因此，只要計算出不同拉伸方向下氣孔對基體的應力集中系數(shù)，就可以建立力學模型來表征材料拉伸強度和氣孔率之間的關系：

圖7 不同氣孔率試樣的晶粒結構Fig.7 Photographs showing grain structure with variable porosities: (a) p=0.32; (b) p=0.48

式中：σ0為致密銅的抗拉強度；σ為規(guī)則多孔銅的抗拉強度；Kt為氣孔對基體的應力集中系數(shù)。圖 8(a)所示為在有限寬度板拉伸中任意橢圓氣孔周圍基體的應力集中情況。根據(jù)經(jīng)典應力集中理論[15]，應力集中系數(shù)可用式(6) 表示。當試樣沿 0°方向拉伸時(見圖 8(b))，a=r，b=∞，代入式(6)可得，Kt=1

所以，0°拉伸方向抗拉強度的應力集中模型可用式(7)

表示；當試樣沿 90°方向拉伸時(見圖 8(d))，a=b=r， 那么Kt=3，則沿90°拉伸方向抗拉強度的應力集中模型可用式(8)表示；當試樣沿45°拉伸時(見圖8(c))，a=r,則45°拉伸方向抗拉強度的應力集中模型可用式(9)表示。當沿任意角方向(φ)拉伸時(見圖 8(c))，a=r，b=r/sin φ，那么 Kt=1+2r/sin φ，所以，任意角度拉伸時抗拉強度的應力集中模型如式(10)

表示。

式中：σmax與圓孔尺寸a和b有關。

圖8 規(guī)則多孔銅試樣在不同拉伸方向的應力集中示意圖Fig.8 diagrams of stress concentration of ordered porous copper in different directions: (a) Parameters description and pore axis; (b) 0° direction; (c) 45° direction; (d)90° direction

圖9所示為應力集中模型數(shù)據(jù)與實驗數(shù)據(jù)的擬合情況。由圖9可知，0°、45°和90°拉伸方向的模型數(shù)據(jù)與實驗數(shù)據(jù)吻合良好。任意角度方向的拉伸應力集中模型公式(10)是抗拉強度關于氣孔率 p和拉伸角度φ的函數(shù)，可以從理論上計算出任意角度拉伸方向下不同氣孔率材料的抗拉強度，且在0°、45°和90°方向符合實驗數(shù)據(jù)的變化規(guī)律。從式(7)可以看出，0°方向規(guī)則多孔銅的抗拉強度隨氣孔率的增大線性下降，氣孔對基體的應力集中作用很?。欢墒?8)和(9)可知，90°和 45° 方向規(guī)則多孔銅的抗拉強度與氣孔率增大呈非線性下降，氣孔對基體的應力集中作用對其影響較大。

圖9 應力集中模型數(shù)據(jù)與實驗數(shù)據(jù)Fig.9 Data from stress concentration model versus experimental data

2.3 斷口分析

圖10所示為氣孔率為0.32的試樣沿各方向的拉伸斷口形貌。其中，圖 10(a1)、(b1)和(c1)所示為高倍下各斷口的局部形貌，圖 10(a2)、(b2)和(c2)所示為低倍下各斷口的整體形貌。銅是面心立方晶體結構的金屬，塑性變形時有12個滑移系，具有良好的塑性變形能力[16]。HYUN等[7]的研究結果表明，0°方向有滑移線，但沒有觀察到韌窩。從圖10中可以看出，各個方向的拉伸斷口都有明顯的塑性變形，都能觀察到滑移線和韌窩。通常，斷口上的韌窩是材料韌性斷裂的標志[17]，拉伸斷口上明顯的韌窩表明，規(guī)則多孔銅在各個方向的拉伸斷裂都屬于韌性斷裂。通常情況下，韌窩越深越多表明材料的韌性越好。沿0°方向拉伸后試樣斷口的韌窩比其他兩個方向的韌窩更深，更多，可以定性分析出0°方向試樣的韌性最好。

由圖 10(a2)、(b2)和(c2)可以看出，斷裂區(qū)域基體材料沿著拉伸載荷的方向存在明顯的局部脊狀突起，這種脊狀突起是由拉伸過程中承載面積逐漸縮小而產(chǎn)生的頸縮所致。由斷面的整體形貌可以看出，0°方向的斷裂面是氣孔的橫截面，斷裂從孔壁處向基體內進行，由于0°方向拉伸氣孔應力集中作用較小，斷裂由承載面積減小產(chǎn)生頸縮引起；45°和90°方向的斷裂面都是氣孔軸線所在的截面，氣孔內壁應力集中最大的地方就在這個截面上，這表明規(guī)則多孔銅在45°和90°方向的拉伸斷裂沿著應力集中最大的孔壁處開始，最終因頸縮導致完全斷裂。

圖10 規(guī)則多孔銅在不同拉伸方向的斷口形貌Fig.10 Tensile fractographs of ordered porous copper tested in different directions (Pictures at upper right show corresponding lower magnification fractographs): (a1), (a2) 0°; (b1), (b2) 45°; (c1), (c2) 90°

3 結論

1) 規(guī)則多孔銅拉伸力學性能主要取決于材料的氣孔率和拉伸方向。隨著氣孔率的增大，拉伸性能明顯下降。拉伸性能呈明顯各向異性，0°方向的拉伸性能比 45°和 90°方向的更好，90°方向的最差。導致規(guī)則多孔銅各向異性的原因可歸結為：規(guī)則多孔銅 0°方向應力集中作用最小，45°方向的其次，90°方向的最大；沿0°方向進行拉伸試驗時，規(guī)則多孔銅的有效承載面積比 90°方向的更大；規(guī)則多孔銅的柱狀晶結構使材料具有各向異性。

2) 建立了表征規(guī)則多孔銅抗拉強度與氣孔率和拉伸方向的應力集中模型，實驗數(shù)據(jù)與模型數(shù)據(jù)吻合良好。0°方向規(guī)則多孔銅的抗拉強度隨氣孔率的增加呈線性下降，氣孔對基體的應力集中作用微小，而45°和 90°方向規(guī)則多孔銅的力學性能受氣孔對基體的應力集中作用影響較大。

3) 斷口分析表明，規(guī)則多孔銅拉伸斷裂呈韌性斷裂方式。斷口上有明顯滑移線和韌窩，0°方向比 45°和 90°方向規(guī)則多孔銅的塑性變形更明顯。整體斷口形貌表明，拉伸斷裂從孔壁處開始，最終因頸縮導致完全斷裂。

REFERENCES

[1] 楊雪娟, 劉 穎. 多孔金屬材料的制備及應用[J]. 材料導報,2007, 21(4): 380-383.YANG Xue-juan, LIU Ying. Preparation and applications of porous metal material[J]. Materials Review, 2007, 21(4):380-383.

[2] 楊亞政, 楊嘉陵. 輕質多孔材料研究進展[J]. 力學季刊, 2007,28(4): 503-516.YANG Ya-zheng, YANG Jia-ling. Progress in research work of light materials[J]. Chinese Quarterly of Mechanics, 2007, 28(4):503-516.

[3] 張華偉, 李言祥, 劉 源. Gasar工藝中金屬-氫二元相圖的研究[J]. 金屬學報, 2005, 41(1): 55-59.ZHANG Hua-wei, LI Yan-xiang, LIU Yuan. Study of metal-hydrogen binary phase diagram in Gasar process[J]. Acta Metallurgica Sinica, 2005, 41(1): 55-59.

[4] SHAPOVALOV V I. Method of manufacture of porous articles:US, 5181549[P]. 1993-01-26.

[5] SIMONE A E. The tensile strength of porous copper made by the Gasar process[D]. Massachusetts: Massachusetts Institute of Technology, 1994: 44-78.

[6] SIMONE A E, GIBSON L J. The tensile strength of porous copper made by the Gasar process[J]. Acta Metallurgica, 1996,44(4): 1437-1447.

[7] HYUN S K, MURAKAMI K, NAKAJIMA H. Anisotropic mechanical properties of porous copper fabricated by unidirectional solidification[J]. Materials Science and Engineering A, 2001, 299(1/2): 241-248.

[8] NAKAJIMA H, HYUN S K, OHASHI K, OTA K, MURAKAMI K. Fabrication of porous copper by unidirectional solidification under hydrogen and its properties[J]. Colloids and Surfaces A,2001, 179: 209-214.

[9] 劉新華, 姚 迪, 劉雪峰, 謝建新. 藕狀多孔銅沿垂直氣孔方向的壓縮變形行為與本構關系[J]. 中國有色金屬學報, 2009,19(7): 1237-1244.LIU Xin-hua, YAO Di, LIU Xue-feng, XIE Jian-xin.Deformation behaviors and constructive relation of lotus-type porous copper under compressive direction perpendicular to pores[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2009, l9(7):1237-1244.

[10] 姚 迪, 劉新華, 劉雪峰, 謝建新. 藕狀多孔銅軸向壓縮變形行為與本構關系[J]. 中國有色金屬學報, 2009, 18(11):1996-2001.YAO Di, LIU Xin-hua, LIU Xue-feng, XIE Jian-xin. Axial compressive deformation behaviors and constructive relation of lotus-type porous copper[J]. The Chinese Journal of Nonferrous Metals, 2009, l8(11): 1996-2001.

[11] 項亦斌, 李言祥, 劉 源. 定向凝固規(guī)則多孔鎂的力學性能研究[J]. 特種鑄造及有色合金, 2006(S): 36-38.XIANG Yi-bin, LI Yan-xiang, LIU Yuan. Study on mechanical properties of porous magnesium fabricated by directional solidification[J]. Special Casting and Nonferrous Alloys, 2006(S):36-38.

[12] 陳文革, 羅啟文, 張 強, 高麗娜. 定向凝固技術制備多孔銅及其力學性能[J]. 機械工程材料, 2007, 31(7): 42-44.CHEN Wen-ge, LUO Qi-wen, ZHANG-Qiang, GAO Li-na.Fabrication and mechanical properties of porous metal copper with upward directional solidification[J]. Materials for Mechanical Engineering, 2007, 31(7): 42-44.

[13] KOVACIK J. The tensile behaviour of porous metals made by Gasar process[J]. Acta Metallurgica, 1998, 46(15): 5413-5422.

[14] BOCCACCINI A R, ONDRACEK G, MOMBELLO E, MATER J. Determination of stress concentration factors in porous materials[J]. Science Letters, 1995, 14: 534-536.

[15] 航空工業(yè)部科學技術委員會. 應力集中系數(shù)手冊[M]. 北京:高等教育出版社, 1990: 235-243.Science and Technology Committee of Aviation Industry.Manual for stress concentration factors[M]. Beijing: Higher Education Press, 1990: 235-243.

[16] 崔忠圻, 覃耀春. 金屬學與熱處理[M]. 北京: 機械工業(yè)出版社, 2007: 164-166.CUI Zhong-qi, QIN Yao-chun. Metallography and heat treatment[M]. Beijing: China Machine Press, 2007: 164-166.

[17] 劉春廷, 馬 繼. 材料力學性能[M]. 北京: 化學工業(yè)出版社,2009: 37-38.LIU Chun-ting, MA Ji. Mechanical properties of materials[M].Beijing: Chemical Industry Press, 2009: 37-38.

Tensile properties and anisotropy of ordered porous copper

PENG Zhen, YANG Tian-wu, LI Zai-jiu, LI Zhen-hua, JIN Qing-lin, ZHOU Rong
(School of Materials Science and Engineering,Kunming University of Science and Technology, Kunming 650093, China)

The ordered porous copper with cylindrical pores aligned in one direction was fabricated by the solid-gas eutectic solidification process. The anisotropy of tensile properties and the porosity of ordered porous copper at room temperature were investigated. In order to discuss the effects of porosity and tensile direction on ultimate tensile strength,the stress concentration models were established. The results show that the tensile properties of ordered porous copper depend on the porosity and tensile direction. As the porosity increases, the tensile properties decrease dramatically. The anisotropy of porous copper shows that the tensile properties of ordered porous copper with 0°, 45° and 90° tensile directions are the best, better and the worst, respectively. The experimental data are well consistent with the data from the model. Through fractographic analysis, it is indicated that the ductile fracture begins at the inside walls of pores, and the eventual rupture is due to necking during the tensile process.

ordered porous copper; anisotropy; mechanical properties; porosity; stress concentration

TG146; TG115

A

1004-0609(2011)05-1045-07

國家自然科學基金云南聯(lián)合基金資助項目(u0837603)

2010-06-13；

2010-11-20

周 榮，教授；電話：0871-5136755；E-mail:pzkmust@sina.com

(編輯 陳衛(wèi)萍)