袁 璞，馬芹永，張海東

（安徽理工大學(xué) 礦山地下工程教育部工程研究中心，安徽 淮南 232001）

隨著對安全和防護(hù)的重視，泡沫鋁、泡沫塑料、泡沫混凝土等多孔介質(zhì)材料因其良好的緩沖和吸能特性受到了廣泛的關(guān)注，尤其是多孔介質(zhì)材料在沖擊荷載下的動態(tài)力學(xué)性能［1－4］。多孔介質(zhì)材料是一種密度低、成型容易且節(jié)省原料的工程材料。

泡沫混凝土外觀結(jié)構(gòu)與加氣混凝土相似，采用機械方法摻入泡沫形成的多孔結(jié)構(gòu)，不需蒸壓養(yǎng)護(hù)，價格低廉，并能充分利用工業(yè)廢料粉煤灰。泡沫混凝土中均勻分布著大量氣孔，泡沫混凝土密度越小，氣孔直徑越大。陳兵等［5］采用粉煤灰和微硅粉取代混凝土中粗細(xì)骨料制備密度為800～1 500 kg／m3泡沫混凝土，并研究了粉煤灰和微硅粉的摻入對其抗壓強度、抗拉強度以及干燥收縮性能的影響。Just等［6］采用偏光顯微鏡和掃描電子顯微鏡研究了鋁粉和化學(xué)添加劑對輕質(zhì)高強泡沫混凝土的微觀結(jié)構(gòu)的影響。Ramamurthy等［7－8］研究表明氣孔體積、氣孔直徑和氣孔間距對其密度和強度有影響，與氣孔形狀無關(guān)；同時還分析了硫酸鹽對泡沫混凝土膨脹損失、質(zhì)量損失和強度損失的影響。

國內(nèi)外針對泡沫混凝土的研究主要集中在靜態(tài)物理力學(xué)性能方面，較少涉及泡沫混凝土的動態(tài)力學(xué)性能。為此，本文以密度為220 kg／m3的輕質(zhì)泡沫混凝土為研究對象，采用直徑為37 mm鋁質(zhì)分離式Hopkinson壓桿（SHPB）試驗裝置，并對其進(jìn)行改進(jìn)以滿足低阻抗材料沖擊壓縮試驗的要求，研究輕質(zhì)泡沫混凝土的動態(tài)力學(xué)性能。

1 試驗方法

1．1 輕質(zhì)泡沫混凝土基本物理力學(xué)性能

泡沫混凝土以普通硅酸鹽水泥、粉煤灰、微硅粉等為原料，通過發(fā)泡劑將氣孔引入料漿中形成的一種多孔介質(zhì)材料。泡沫混凝土的孔隙率很高，且孔壁較薄，氣孔直徑遠(yuǎn)大于孔壁厚度；具有密度低、波阻抗低、氣孔均勻分布的特點。試驗用泡沫混凝土密度為220 kg／m3，氣孔尺寸較大，孔徑約為2 mm，見圖1。泡沫混凝土的基本物理力學(xué)性能見表1所示。在進(jìn)行SHPB試驗時，泡沫混凝土試件直徑應(yīng)比其最大孔徑高1個數(shù)量級，因此試件直徑確定為37 mm。

圖1 輕質(zhì)泡沫混凝土試件Fig．1 Light weight foam concrete specimens

表1 輕質(zhì)泡沫混凝土基本物理力學(xué)性能Tab．1 Basic physical-mechanical properties of light weight foam concrete

研究表明［9］，當(dāng)試件長度 ls與試件半徑 rs之比 ls／rs＝0．875＋0．540εend時，SHPB試驗中試件慣性效應(yīng)和摩擦效應(yīng)較小，εend表示試件的最終應(yīng)變值。將泡沫混凝土加工成φ37 mm×22 mm的圓柱體試件，試件兩端表面不平行度和表面平整度分別控制在0．05 mm和0．02 mm以內(nèi)。

1．2 分離式Hopkinson壓桿裝置

采用安徽理工大學(xué)沖擊動力學(xué)實驗室φ37 mm鋁質(zhì)SHPB試驗裝置對泡沫混凝土實施單軸沖擊壓縮試驗。撞擊桿、入射桿和透射桿均為鋁合金，長度分別為0．60 m、2．00 m和 2．00 m；密度為 2．7×103kg／m3，彈性模量為70 GPa，縱波波速為5 090 m／s。

通過黏貼在入射桿表面的普通箔式電阻應(yīng)變片測量較強的入射信號和反射信號，黏貼在透射桿表面的半導(dǎo)體應(yīng)變片測量微弱的透射信號。根據(jù)一維應(yīng)力波傳播理論，通過測量黏貼在壓桿表面上應(yīng)變計采集的電壓信號，可間接得到泡沫混凝土試件的動態(tài)力學(xué)性能參數(shù)，如應(yīng)力、應(yīng)變和應(yīng)變率等。

1．3 SHPB壓桿改進(jìn)措施

由于泡沫混凝土這類多孔介質(zhì)材料的一些特性，采用常規(guī)SHPB試驗裝置對其進(jìn)行沖擊壓縮試驗時會遇到以下兩個方面的困難。

第一，多孔介質(zhì)材料密度小、波阻抗低，泡沫混凝土材料的波阻抗僅為壓桿材料的3%，當(dāng)入射脈沖傳播到壓桿與試件交界面處時，反射系數(shù)為94%、透射系數(shù)為6%。大部分入射信號被反射，透射信號極其微弱，采用普通箔式電阻應(yīng)變片不能夠采集到有效的透射信號。

第二，多孔介質(zhì)材料的波速一般較壓桿材料低，在試驗加載過程中泡沫混凝土試件內(nèi)應(yīng)力均勻性難以保證。因此，必須對SHPB試驗裝置進(jìn)行改進(jìn)。

針對微弱透射信號主要從以下兩個方面進(jìn)行處理：一是降低透射桿的波阻抗或廣義波阻抗，常采用的方法有使用黏彈性桿［10］、空心鋁桿［11］作為透射桿；二是改變透射信號測量手段，常采用的方法有石英壓電傳感器［12］、半導(dǎo)體應(yīng)變片［13］等。由于黏彈性桿中的黏性效應(yīng)，空心鋁桿對透射信號提高不大，石英壓電傳感器會增加壓桿中的界面，效果均不是很理想。

普通箔式電阻應(yīng)變片具有敏感柵尺寸準(zhǔn)確、橫向效應(yīng)小、機械滯后小、絕緣性好等優(yōu)點，但其靈敏系數(shù)較小，僅為2．08，不適宜微弱信號的采集；半導(dǎo)體電阻應(yīng)變片以半導(dǎo)體材料制作敏感柵，具有體積小、靈敏系數(shù)高等優(yōu)點，其靈敏系數(shù)一般為110，但其電阻和靈敏系數(shù)的溫度穩(wěn)定性差，測量較大應(yīng)變時非線性嚴(yán)重、靈敏度分散性大，最大測量應(yīng)變?yōu)? 000με。圖2為試驗中同時使用HU－101B－120型半導(dǎo)體應(yīng)變片和BX120－3AA型箔式電阻應(yīng)變片采集透射信號的測試結(jié)果。圖2表明，使用普通箔式電阻應(yīng)變片未能采集到有效的透射信號，透射信號被噪波等干擾信號淹沒。當(dāng)改用半導(dǎo)體應(yīng)變片進(jìn)行采集時，因半導(dǎo)體應(yīng)變片靈敏系數(shù)較高，即使透射桿受到的擾動較小，也能采集；而且采集信號的信噪比較高，噪波對信號的干擾大大減弱。因此，試驗采用半導(dǎo)體應(yīng)變片技術(shù)測量微弱的透射信號。

圖2 半導(dǎo)體應(yīng)變片與電阻應(yīng)變片透射波形對比圖Fig．2 Comparison of transmission waves gathered by semiconductor strain gauge and resistance strain gage

針對試驗加載過程中泡沫混凝土試件內(nèi)部應(yīng)力均勻性問題，可采用入射脈沖整形技術(shù)［14］對入射脈沖進(jìn)行預(yù)處理，改善入射脈沖加載波形，延長入射脈沖加載升時。一維應(yīng)力波傳播理論分析表明［15］，加載波在試件內(nèi)來回反射3次以上即可滿足試件內(nèi)應(yīng)力均勻性的要求。在撞擊桿速度相同時，對比分析了未整形入射脈沖信號和整形入射脈沖信號，如圖3所示。

從圖3可以看出，未使用整形器時，入射脈沖波形為梯形波，其前沿升時僅為30μs，對于泡沫混凝土這類多孔介質(zhì)材料（波速為1 812 m／s），即使是很薄的試件，要使其達(dá)到應(yīng)力平衡所需的時間也遠(yuǎn)大于30μs。當(dāng)采用黃油作為入射脈沖整形器時，加載波形明顯得到改善，加載波形變得更寬，上升前沿變緩；此時加載波形前沿升時約為150μs，有利于試件在加載過程中的應(yīng)力均勻。同時，入射脈沖作用時間也由原來的小于300μs延長至400μs左右。

2 SHPB試驗數(shù)據(jù)處理

采用改進(jìn)鋁質(zhì)SHPB試驗裝置對密度為220 kg／m3的輕質(zhì)泡沫混凝土實施單軸沖擊壓縮試驗。

由于經(jīng)典二波法在數(shù)據(jù)處理中會引入相當(dāng)大的計算誤差［16］；采用三波法進(jìn)行數(shù)據(jù)處理時，由于試驗采集入射信號與反射信號十分接近，在計算入射端應(yīng)力時，常因為測試數(shù)據(jù)誤差導(dǎo)致計算結(jié)果完全不符。針對泡沫混凝土材料的特殊性，采用簡化的三波法進(jìn)行數(shù)據(jù)處理，即試件應(yīng)變和應(yīng)變率采用三個信號進(jìn)行計算：

試件應(yīng)力采用透射信號進(jìn)行計算：

對單軸沖擊壓縮試驗中采集的入射波、反射波和透射波使用簡化的三波法進(jìn)行數(shù)據(jù)處理，得到輕質(zhì)泡沫混凝土在不同應(yīng)變率下的動態(tài)應(yīng)力應(yīng)變曲線，如圖4所示。圖4表明，泡沫混凝土的動態(tài)強度極低，僅為0．6 MPa左右。

圖5為不同撞擊桿速度下，輕質(zhì)泡沫混凝土試件的應(yīng)變率時程曲線。從圖5中可以看出，泡沫混凝土試件應(yīng)變率與撞擊桿速度具有明顯的相關(guān)性。

圖3 入射波整形前后對比圖Fig．3 Comparison of incident waves before and after shaping

圖4 輕質(zhì)泡沫混凝土動態(tài)應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig．4 Dynamic stress－strain curve of light weight foam concrete

圖5 輕質(zhì)泡沫混凝土應(yīng)變率時程曲線Fig．5 Curves of strain rate to time for light weight foam concrete

3 分 析

圖4泡沫混凝土動態(tài)應(yīng)力應(yīng)變曲線表明，加載初期，試件的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系基本成線性關(guān)系，當(dāng)動態(tài)載荷增大到某一最大值時，這一最大值可認(rèn)為是材料的彈性極限，材料強度便開始下降，但強度下降速率明顯較加載時緩的多，有時出現(xiàn)一明顯的屈服平臺段之后才開始下降。泡沫混凝土在一維應(yīng)力狀態(tài)下動態(tài)應(yīng)力應(yīng)變曲線主要分為三個階段：線彈性階段、屈服階段、孔壁破壞階段。

第一階段線彈性階段。加載初期，泡沫混凝土試件孔壁骨架具有一定的承載能力，此階段荷載由孔壁骨架承受，應(yīng)力與應(yīng)變基本成線性關(guān)系，符合力學(xué)中的胡克定律，部分入射應(yīng)力波能量轉(zhuǎn)化為試件的彈性變形能。

第二階段屈服階段。當(dāng)外載荷繼續(xù)增大，超過泡沫混凝土試件孔壁骨架的承受能力時，孔壁開始塑性坍塌或脆性破壞，但試件仍具有一定的承載力，此時部分入射應(yīng)力波能量轉(zhuǎn)化為試件的塑性變形能。

第三階段孔壁破壞階段。泡沫混凝土試件在壓密過程中孔壁結(jié)構(gòu)逐漸破壞，試件承載力逐漸下降，當(dāng)孔壁結(jié)構(gòu)完全破壞時，試件不再承受荷載。輕質(zhì)泡沫混凝土的沖擊破壞形態(tài)見圖6。

以撞擊桿速度v為橫坐標(biāo)，泡沫混凝土試件平均應(yīng)變率為縱坐標(biāo)繪制散點圖，如圖7所示?？梢园l(fā)現(xiàn)，泡沫混凝土試件平均應(yīng)變率隨撞擊桿速度增加而增加，兩者之間基本為線性關(guān)系。

對圖7中數(shù)據(jù)進(jìn)行線性擬合，得到泡沫混凝土試件平均應(yīng)變率與撞擊桿速度v的關(guān)系為：

圖6 輕質(zhì)泡沫混凝土沖擊破壞形態(tài)Fig．6 Impact failure mode of light weight foam concrete

圖7 輕質(zhì)泡沫混凝土平均應(yīng)變率－撞擊桿速度曲線Fig．7 Curves of average strain rate to striker velocity for light weight foam concrete

4 結(jié) 論

（1）靈敏系數(shù)較高的半導(dǎo)體應(yīng)變片技術(shù)可較好地捕捉微弱的透射應(yīng)力信號，實現(xiàn)對泡沫混凝土類多孔介質(zhì)材料試件大變形、近似恒應(yīng)變率的動態(tài)壓縮試驗。

（2）使用黃油作為入射脈沖整形器，加載波形具有較長的前沿升時和平緩的上升前沿，能夠滿足泡沫混凝土材料應(yīng)力平衡的要求。

（3）輕質(zhì)泡沫混凝土動態(tài)應(yīng)力應(yīng)變曲線表明，在沖擊荷載作用下，輕質(zhì)泡沫混凝土依次經(jīng)歷線彈性階段、屈服階段和孔壁破壞3個階段。

（4）試驗結(jié)果表明，輕質(zhì)泡沫混凝土試件平均應(yīng)變率與撞擊桿速度表現(xiàn)出較強的線性相關(guān)性。

［1］王嵩，盧子興．SHPB沖擊壓縮實驗中泡沫塑料應(yīng)力均勻化過程的數(shù)值模擬［J］．振動與沖擊，2006，25（5）：54－57．WANG Song，LU Zi-xing．Numerical simulation of stress homogenization in foamed plastics in split Hopkinson pressure bar experiment［J］．Journal of Vibration and Shock，2006，25（5）：54－57．

［2］劉新讓，田曉耕，盧天健，等．泡沫鋁夾芯圓筒抗爆性能研究［J］．振動與沖擊，2012，31（23）：166－173．LIU Xin-rang，TIAN Xiao-geng，LU Tian-jian，et al．Blast-resistance behaviors of sandwich-walled hollow cylinders with aluminum foam cores［J］．Journal of Vibration and Shock，2012，31（23）：166－173．

［3］王禮立．爆炸與沖擊載荷下結(jié)構(gòu)與材料動態(tài)響應(yīng)研究的新進(jìn)展［J］．爆炸與沖擊，2001，21（2）：81－88．WANG Li-li．Progress in studies on dynamic response of structures and materials under explosive／impact loading［J］．Explosion and Shock Waves，2001，21（2）：81－88．

［4］胡時勝，王悟，潘藝，等．泡沫材料的應(yīng)變率效應(yīng)［J］．爆炸與沖擊，2003，23（1）：13－18．HU Shi-sheng，WANG Wu，PAN Yi，et al．Strain rate effect on the properties foam materials［J］．Explosion and Shock Waves，2003，23（1）：13－18．

［5］陳兵，劉睫．纖維增強泡沫混凝土性能試驗研究［J］．建筑材料學(xué)報，2010，13（3）：286－290．CHEN Bing，LIU Jie．Experimental research on properties of foamed concrete reinforced with polypropylene fibers［J］．Journal of Building Materials，2010，13（3）：286－290．

［6］Just A，Middendorf B．Microstructure of high-strength foamcon-crete［J］．Materials Characterization，2009，60（7）：741－748．

［7］Kunhanandan Nambiar E K，Ramamurthy K．Air-void char-acterisation of foam concrete［J］．Cement and Concrete Re-search，2007，37（2）：221－230．

［8］Indu Siva Ranjani G，Ramamurthy K．Behaviour of foam con-crete under sulphate environments［J］．Cement and Concrete Composites，2012，34（7）：825－834．

［9］Pankow M，Attard C，Waas A M．Specimen size and shape effect in split Hopkinson pressure bar testing［J］．The Journal of Strain analysis for Engineering Design，2009，44（8）：689－698．

［10］Zhao H，Gray G，Klepaczko JR．On the use of a viscoelastic split Hopkinson pressure bar［J］．International Journal of Im-pact Engineering，1997，19（4）：319－330．

［11］Chen W，Zhang B，F(xiàn)orrestal M J．A split Hopkinson bar technique for low-impedance materials［J］．Experimental Me-chanics，1999，39（2）：81－85．

［12］ Chen W，Lu F，Zhou B．A quartz-crystal-embedded split Hopkinson pressure bar for soft materials［J］．Experimental Mechanics，2000，40（1）：1－6．

［13］劉劍飛，王正道，胡時勝．低阻抗多孔介質(zhì)材料的SHPB實驗技術(shù)［J］．實驗力學(xué)，1998，13（2）：218－223．LIU Jian-fei，WANG Zheng-dao，HU Shi-sheng．The SHPB experiment technology for low wave impedance porous materi-als［J］．Journal of Experimental Mechanics，1998，13（2）：218－223．

［14］戴凱，劉彤，王汝恒，等．混凝土SHPB試驗的波形整形材料研究［J］．西南科技大學(xué)學(xué)報，2010，25（1）：24－29．DAI Kai，LIU Tong，WANG Ru-heng，et al．Research on SHPB experiment of wave-shaping material of concrete［J］．Journal of Southwest University of Science and Technology，2010，25（1）：24－29．

［15］毛勇建，李玉龍．SHPB試驗中試件的軸向應(yīng)力均勻性［J］．爆炸與沖擊，2008，28（5）：448－454．MAO Yong-jian，LI Yu-long．Axial stress uniformity in speci-mens of SHPB test［J］．Explosion and Shock Waves，2008，28（5）：448－454．

［16］宋力，胡時勝．SHPB數(shù)據(jù)處理中的二波法與三波法［J］．爆炸與沖擊，2005，25（4）：368－373．SONG Li，HU Shi-sheng．Two-wave and three wave method in SHPB data processing［J］．Explosion and Shock Waves，2005，25（4）：368－373．