沈浩田，劉 歡，杜中德，何世偉，華中勝

(1.安徽工業(yè)大學(xué) 冶金工程學(xué)院，安徽 馬鞍山 243002;2.安徽工業(yè)大學(xué) 冶金減排與資源綜合利用教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 馬鞍山 243002；3.安徽工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，安徽 馬鞍山 243002)

泡沫鋁是一種多孔功能材料，其質(zhì)輕且有較高的比強(qiáng)度及比剛度，壓縮變形過(guò)程中可在較寬的應(yīng)變范圍內(nèi)維持應(yīng)力穩(wěn)定，具備優(yōu)異的緩沖吸能特性[1-2]。因此，泡沫鋁及其復(fù)合結(jié)構(gòu)在碰撞吸能領(lǐng)、航空器回收等領(lǐng)域有廣闊的應(yīng)用前景[3-5]。當(dāng)泡沫鋁材料用于結(jié)構(gòu)吸能減震、吸能盒設(shè)計(jì)等方面時(shí)，低速、高動(dòng)能是主要沖擊特點(diǎn)，在此沖擊條件下需考慮泡沫鋁對(duì)人員、設(shè)備保護(hù)的可行性，材料的變形模式及吸能性能成為首要研究目標(biāo)。

近年來(lái)，學(xué)者們對(duì)泡沫鋁的變形模式進(jìn)行了系統(tǒng)的研究，李妍妍等[6]、王鵬飛等[7]、章超等[8]通過(guò)仿真模擬及Hopkinson桿實(shí)驗(yàn)裝置探究了泡沫鋁在不同速度下的宏觀變形模式，研究指出隨沖擊速度增加泡沫鋁表現(xiàn)出三種不同的變形模式：準(zhǔn)靜態(tài)均勻模式、過(guò)渡模式、沖擊模式；Wang等[9-10]發(fā)現(xiàn)低速?zèng)_擊下，泡孔的破壞模式主要表現(xiàn)為孔壁的塑性彎曲、泡孔的屈曲、壓潰；Li等[11]明確了固定沖擊速度下，泡沫鋁變形模式與相對(duì)密度密切相關(guān)；Wang等[12]的研究表明，在高速?zèng)_擊下胞狀材料逐層塌陷，通常以沖擊波的傳播為特征，沖擊波速度與沖擊速度密切相關(guān)，同時(shí)指出泡沫鋁動(dòng)態(tài)材料參數(shù)(變形特性、沖擊波速度等)與泡沫鋁相對(duì)密度密切相關(guān)。

部分學(xué)者針對(duì)泡沫鋁材料的動(dòng)態(tài)沖擊吸能特性也進(jìn)行大量研究。一方面集中明確了不同參數(shù)對(duì)材料沖擊吸能的影響。丁圓圓等[13]指出多孔金屬材料單位體積吸能隨材料相對(duì)密度增加線(xiàn)性增長(zhǎng)，吸能影響因素因變形模式不同存在差異。Ramachandra等[14]明確了沖擊速度、壓縮速率對(duì)泡沫鋁能量吸收的影響。研究表明，由于沖擊波的傳播效應(yīng)，當(dāng)沖擊速度達(dá)到10 m/s或更高時(shí)，單位體積吸收能量顯著提高；張健等[15]通過(guò)有限元模擬的方式探究了塑性波的傳播對(duì)影響了泡沫金屬的動(dòng)能、內(nèi)能以及總能量的變化，沖擊過(guò)程中的應(yīng)變率效應(yīng)也直接影響其能量吸收特性，應(yīng)變率效應(yīng)越明顯，能量吸收越高。另一方面主要從材料本體上實(shí)現(xiàn)吸能特性的改進(jìn)。學(xué)者們通過(guò)采用摻雜增強(qiáng)相[16-19]以及表面改性[20-21]的方法實(shí)現(xiàn)材料屈服強(qiáng)度及平臺(tái)應(yīng)力的提高，以增強(qiáng)其吸能特性。

然而，在實(shí)際碰撞應(yīng)用過(guò)程中，除優(yōu)異的能量吸收能力外，還應(yīng)考慮到高強(qiáng)吸能材料會(huì)引起被保護(hù)物減速過(guò)快，易對(duì)被保護(hù)體造成損傷。尤其是碰撞開(kāi)始階段,對(duì)被保護(hù)人員及物品的瞬間沖擊很大，這就要求初使峰值力要盡可能低[22]。因此，本文提出通過(guò)設(shè)計(jì)預(yù)制倒角，擬對(duì)泡沫鋁沖擊時(shí)的初始變形位置進(jìn)行控制，探究預(yù)制倒角對(duì)泡沫鋁的變形模式、動(dòng)態(tài)沖擊特征曲線(xiàn)及能量吸收特性的影響，對(duì)泡沫鋁材料的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能的可控性設(shè)計(jì)進(jìn)行初步探索。

1 試 驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)試件

泡沫鋁試樣由熔體發(fā)泡法制備，制備原料為99.6%的高純鋁錠，增黏劑選取金屬鈣，發(fā)泡劑使用TiH2，具體發(fā)泡過(guò)程參照文獻(xiàn)[23]。發(fā)泡完成后，使用線(xiàn)切割加工成Φ50 mm×50 mm的圓柱體，而后利用車(chē)床加工成三種預(yù)置倒角樣品，分別為單倒角、雙倒角、中部倒角試樣，如圖1所示。測(cè)試樣品實(shí)物圖如圖2所示。各樣品參數(shù)如表1所示。

圖1 倒角類(lèi)型示意圖Fig.1 Chamfer type

圖2 預(yù)制倒角試件Fig.2 Prefabricated chamfered specimens

表1 樣品參數(shù)Tab.1 Sample parameters

1.2 實(shí)驗(yàn)設(shè)備及原理

落錘沖擊實(shí)驗(yàn)采用DTM2203型落錘式?jīng)_擊實(shí)驗(yàn)機(jī)，其結(jié)構(gòu)如圖3所示。實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)采集由傳感器系統(tǒng)與信號(hào)放大系統(tǒng)組成，實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)通過(guò)加速度傳感器、電壓傳感器采集試件頂部與底部信號(hào)并經(jīng)放大器系統(tǒng)放大，采用高速攝影系統(tǒng)采集試樣沖擊時(shí)試樣變形過(guò)程。

圖3 沖擊試驗(yàn)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Schematic view of the impact system

由加速度信號(hào)可以得到瞬態(tài)沖擊載荷

P(t)=M[g+a(t)]

(1)

式中:P(t)為瞬態(tài)壓縮載荷;M為落錘質(zhì)量；g為重力加速度；a(t)為測(cè)得的瞬態(tài)加速度。對(duì)加速度進(jìn)行一次和二次積分，可獲得相應(yīng)的瞬態(tài)速度和瞬態(tài)位移。

(2)

(3)

式中，v(0)，s(0)分別為初始沖擊速度和初始?jí)嚎s位移，結(jié)合式(1)和式(3)可得到位移-載荷曲線(xiàn)P(s)，將泡沫鋁試件等效為連續(xù)體由位移-載荷曲線(xiàn)可得名義應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)。

實(shí)驗(yàn)依倒角類(lèi)別不同分4組進(jìn)行(見(jiàn)表1)，其中一組無(wú)倒角樣品作為對(duì)照，每組進(jìn)行三次重復(fù)試驗(yàn)。為有效觀察試件內(nèi)部變形帶與孔壁變形，將試樣應(yīng)變控制在0.5左右，通過(guò)多次預(yù)實(shí)驗(yàn)確定沖擊條件為：沖擊速度3 m/s，沖擊能量180 J。

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 特征曲線(xiàn)及表征

圖4(a)～圖4(d)為沖擊試驗(yàn)所得各樣品的位移-載荷曲線(xiàn)，曲線(xiàn)編號(hào)與表1對(duì)應(yīng)。由圖可得，倒角前后，其沖擊曲線(xiàn)發(fā)生明顯變化。對(duì)常規(guī)樣品，曲線(xiàn)包含兩部分(見(jiàn)圖4(a))：碰撞初期(階段Ⅰ)，載荷急劇上升至峰值，代表沖擊初始階段泡孔的彈性變形。此階段引發(fā)長(zhǎng)度l約2.6～3.5 mm而后進(jìn)入平臺(tái)區(qū)(階段Ⅱ)，由于動(dòng)態(tài)沖擊應(yīng)變率較高，此階段各孔隙壁之間來(lái)不及發(fā)生應(yīng)力重分布，導(dǎo)致泡沫鋁內(nèi)部的坍塌帶迅速擴(kuò)展并坍塌，載荷發(fā)生波動(dòng)。預(yù)置倒角后，線(xiàn)彈性區(qū)明顯縮短，同時(shí)峰值載荷消失，如圖4(b)～圖4(d)。

圖4 位移-載荷曲線(xiàn)Fig.4 Displacement-load curves

文獻(xiàn)[24]中將各倒角試件應(yīng)變0.05～0.07內(nèi)載荷最大值定義為峰值載荷Fp。曲線(xiàn)平均載荷Fm定義為

(4)

式中，xD為泡沫鋁致密化的起始位移點(diǎn)，根據(jù)能量吸收效率法[25]計(jì)算得到，圖5為能量吸收效率法確定致密化應(yīng)變起始點(diǎn)示意圖。具體如下：

圖5 致密化應(yīng)變的測(cè)定Fig.5 Determination of densification strain

一定應(yīng)變下能量吸收效率

(5)

式中，εy為屈服應(yīng)變。

最大能量吸收效率對(duì)應(yīng)應(yīng)變?yōu)棣?，即

(6)

峰值應(yīng)力切線(xiàn)交點(diǎn)處對(duì)應(yīng)應(yīng)變?yōu)棣?，則致密化應(yīng)變

(7)

各試驗(yàn)樣品的應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)及其對(duì)應(yīng)吸能效率曲線(xiàn),如圖6所示。

圖6 試件致密化應(yīng)變Fig.6 Densification strain measurement of specimen

由圖可得，吸能效率均未達(dá)到極值，代表泡沫鋁材料在沖擊過(guò)程中未達(dá)到致密化應(yīng)變。因此，本文平均載荷Fm定義如下，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表2。

表2 樣品峰值載荷與平均載荷Tab.2 Peak load and average load of sample

(8)

式中，L為樣品沖擊位移。

2.2 變形模式

為綜合分析不同倒角對(duì)試件變形模式的影響，將沖擊完成后的樣品利用線(xiàn)切割手段將試樣沿縱軸切開(kāi)觀察其內(nèi)部變形帶結(jié)構(gòu)，如圖7所示。本實(shí)驗(yàn)中泡沫鋁的變形均集中材料內(nèi)，未發(fā)生部分材料的剪切滑移，代表材料較好的韌性[26-27]。單、雙倒角及無(wú)倒角樣品最終變形模式類(lèi)似，均產(chǎn)生類(lèi)“X”型變形帶(見(jiàn)圖7(a)～圖7(c))，此類(lèi)變形帶的出現(xiàn)往往對(duì)應(yīng)多孔材料的低速?zèng)_擊，變形帶可能由于上下“V”變形帶交匯而成[28]。泡孔沿此變形帶逐層坍縮變形，循環(huán)往復(fù)直至硬化。圖中，試件變形模式主要以泡孔的縱向擠壓及剪切拉伸變形為主，類(lèi)似準(zhǔn)靜態(tài)壓縮[29]。而中部倒角變形帶存在差異。其變形主要集中在中部及上部，對(duì)應(yīng)中部泡孔的縱向坍塌及上部倒V形變形帶產(chǎn)生，下部樣品未發(fā)生塑性形變。

圖7 樣品變形圖Fig.7 Sample deformation

3 分析與討論

3.1 倒角對(duì)沖擊曲線(xiàn)及變形的影響

3.1.1 倒角的引入使峰值載荷大幅降低

峰值載荷的出現(xiàn)是無(wú)倒角樣品動(dòng)態(tài)沖擊的典型特征，將各試件峰值載荷繪制于圖8。

圖8 峰值載荷對(duì)比Fig.8 Comparison of peak load

由圖8可得，與常規(guī)試件相比，三種倒角平均峰值降幅分別為26.54%(單倒角)、26.32%(雙倒角)、18.56%(中間倒角)。

為明確預(yù)置倒角對(duì)力學(xué)性能的影響，作者基于ARAMIS軟件對(duì)采集錄像截圖并進(jìn)行圖像處理，選取峰值及平臺(tái)區(qū)的代表區(qū)域，獲取位移場(chǎng)和應(yīng)變場(chǎng)信息，并與應(yīng)力-應(yīng)變特征曲線(xiàn)對(duì)應(yīng)，如圖9所示。

圖9 試件應(yīng)變場(chǎng)信息Fig.9 Strain field information of specimen

圖中，常規(guī)無(wú)倒角泡沫鋁峰值載荷對(duì)應(yīng)位移在2.6 mm處，對(duì)應(yīng)試樣整體彈性變形較均勻，在試件上部已出現(xiàn)傾斜變形趨勢(shì)，與張健等研究中準(zhǔn)靜態(tài)變形模式吻合。而對(duì)預(yù)置倒角樣品，此時(shí)材料線(xiàn)彈性變形結(jié)束，塑性變形開(kāi)始，且由圖可得，變形始發(fā)于倒角部位固定產(chǎn)生，即倒角試件因其倒角處較試件主體較為薄弱，使試件塑性變形提前，對(duì)應(yīng)引發(fā)長(zhǎng)度降低。上倒角與雙倒角樣品變形模式類(lèi)似，形變集中于一側(cè)倒角(頂部或底部)，以倒角處小范圍泡孔的密集變形為主，二者峰降幾乎無(wú)差別。但相對(duì)于單、雙倒角，中間倒角峰值降幅較小，這可能由于其變形方式差異所致。不同于單、雙倒角樣品，中間倒角樣品初始變形范圍較大，以倒角區(qū)域整體變形為主?？傮w而言，倒角處應(yīng)力集中導(dǎo)致初始變形模式與常規(guī)泡沫鋁樣品存在差異，峰值載荷有效降低。而倒角類(lèi)型對(duì)應(yīng)不同初始變形模式，使峰降存在差異。

3.1.2 倒角類(lèi)型決定平臺(tái)區(qū)趨勢(shì)

無(wú)倒角試件平臺(tái)區(qū)比載荷穩(wěn)定，較長(zhǎng)的平臺(tái)區(qū)是泡沫鋁吸能性能優(yōu)良的重要原因。單倒角、雙倒角，其平臺(tái)區(qū)與無(wú)倒角試件基本無(wú)異，在ε<0.5內(nèi)無(wú)明顯硬化現(xiàn)象,說(shuō)明倒角對(duì)材料后續(xù)變形影響不大。由圖9中應(yīng)變0.15處對(duì)應(yīng)的應(yīng)變場(chǎng)信息可知，與無(wú)倒角樣品相似，單、雙倒角泡沫的后續(xù)變形基于初始變形帶，而后在材料內(nèi)部擴(kuò)展。中間倒角，在應(yīng)變0.15后試件強(qiáng)度陡增，位移-載荷曲線(xiàn)高于其他試件。此種趨勢(shì)往往存在于低密度泡沫鋁樣品的較高能量沖擊條件下。這種現(xiàn)象的產(chǎn)生是由于泡沫鋁材料接近壓實(shí)，應(yīng)變達(dá)到0.58以上，但本實(shí)驗(yàn)泡沫應(yīng)變0.3時(shí)材料遠(yuǎn)未被壓實(shí)。與常規(guī)樣品及上下倒角倒角樣品相比，中間倒角試樣最大區(qū)別在于變形帶的發(fā)展歷程，對(duì)中間倒角樣品，初始變形帶呈“一”字形排布，隨壓縮進(jìn)行向上下垂直擴(kuò)展(見(jiàn)圖9中間倒角)。待中部壓縮達(dá)到一定階段，此階段變形中止，新的倒“V”變形帶于材料上部產(chǎn)生(見(jiàn)圖7(d))。有限區(qū)域內(nèi)新變形帶的產(chǎn)生及發(fā)展導(dǎo)致曲線(xiàn)上揚(yáng)。

本文以平均承載載荷與最大載荷比值吸能效率ef來(lái)描述塑性變形階段試件所受瞬時(shí)力的波動(dòng)程度，比值越大說(shuō)明波動(dòng)程度越小，代表材料耗能性能更優(yōu)。

(8)

式中：Fm指平均承載力；Fmax指最高承載力。

統(tǒng)計(jì)結(jié)果如圖10所示。由圖10可得，單倒角樣品比值最大為86.93%，代表其吸能過(guò)程波動(dòng)程度最小。雙倒角略?xún)?yōu)于常規(guī)泡沫鋁，中間倒角波動(dòng)最大。單倒角泡沫鋁的平均承載載荷更接近于最大載荷，塑性耗能階段更為平緩，ef更高。

圖10 吸能效率對(duì)比Fig.10 Comparison of energy absorption efficiency

3.2 吸能分析

動(dòng)態(tài)沖擊下，由式(5)統(tǒng)計(jì)得出四類(lèi)試件的平均能量吸收效率，如圖11所示。由圖可得，隨應(yīng)變?cè)黾?，各試件能量吸收效率線(xiàn)性提高。材料應(yīng)變達(dá)到0.25及以上時(shí)，除中部倒角的能量吸收效率略低，其它類(lèi)型樣品相差無(wú)幾。這是由于此應(yīng)變范圍內(nèi)，中部倒角平臺(tái)區(qū)產(chǎn)生明顯硬化，其應(yīng)力逐步上升的趨勢(shì)導(dǎo)致能量吸收效率略低?？傮w而言，設(shè)置倒角對(duì)泡沫鋁試件在平臺(tái)區(qū)的能量吸收效率無(wú)顯著影響。

圖11 能量吸收效率Fig.11 Energy absorption efficiency

4 結(jié) 論

(1)預(yù)置倒角可有效降低泡沫鋁動(dòng)態(tài)沖擊的峰值載荷，較無(wú)倒角試件分別降低26.54%(單)、26.32%(雙)、18.56%(中)。此現(xiàn)象歸因于倒角材料初始變形模式的改變。

(2)倒角種類(lèi)決定平臺(tái)區(qū)趨勢(shì)。塑性變形階段，單倒角載荷波動(dòng)最小，耗能性能較常規(guī)泡沫鋁材料更優(yōu)，中部倒角平臺(tái)區(qū)呈硬化現(xiàn)象，載荷波動(dòng)最明顯。

(3)中部倒角泡沫鋁低速?zèng)_擊下產(chǎn)生兩個(gè)獨(dú)立變形帶，相對(duì)其它常規(guī)、倒角樣品，存在差異化的變形模式。

(4)設(shè)置倒角對(duì)泡沫鋁試件在平臺(tái)區(qū)的能量吸收效率無(wú)顯著影響。