馬慧娟，崔旭華，孫倩，胡志力，黃亮，張茂，李建軍

（1.武漢理工大學(xué) 汽車工程學(xué)院 a.現(xiàn)代汽車零部件技術(shù)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室；b.汽車零部件技術(shù)湖北省協(xié)同創(chuàng)新中心；c.湖北省新能源與智能網(wǎng)聯(lián)車工程技術(shù)研究中心，武漢 430070；2.華中科技大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院 材料成形與模具技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430074）

基于輕量化和安全性的要求，航空航天及汽車用材料在高應(yīng)變速率下的響應(yīng)特性一直都是科研人員的研究重點(diǎn)[1—2]。很多軍事裝備用材料的服役環(huán)境也涉及高應(yīng)變速率加載，如子彈的貫穿能力與子彈殼體用鋼的動(dòng)態(tài)壓縮、拉伸性能密切相關(guān)[3]。分離式Hopkinson 拉桿裝置一直被用來研究材料高應(yīng)變速率下的力學(xué)行為[4—5]，但其測(cè)量應(yīng)變和載荷的過程較為復(fù)雜。當(dāng)應(yīng)變速率超過3000 s-1時(shí)，測(cè)試用拉桿易斷裂，且當(dāng)前國際上尚無統(tǒng)一的測(cè)試標(biāo)準(zhǔn)，試驗(yàn)的復(fù)現(xiàn)性較差，這些缺點(diǎn)限制了其應(yīng)用范圍。電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)是運(yùn)用電磁力驅(qū)動(dòng)環(huán)件發(fā)生徑向膨脹運(yùn)動(dòng)，由于其對(duì)稱性，環(huán)件產(chǎn)生的感應(yīng)電流在周向上分布均勻，從而使工件在周向上均勻受力，因此，可以將電磁脹環(huán)過程看作電磁力作用下的高應(yīng)變速率一維單軸拉伸運(yùn)動(dòng)。電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)的最大脹環(huán)速度超過300 m/s，應(yīng)變速率可以達(dá)到104s-1以上，可測(cè)試高應(yīng)變速率條件下材料的動(dòng)態(tài)響應(yīng)行為，同時(shí)電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)具有良好的可重復(fù)性，因此逐漸受到研究人員的關(guān)注[6—11]。

1965 年，Niordson[12]首先提出電磁脹環(huán)加載裝置，并利用實(shí)驗(yàn)裝置成功完成銅和鋁的脹環(huán)實(shí)驗(yàn)，開創(chuàng)了運(yùn)用電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)來研究高應(yīng)變速率下材料碎裂特征的先河。1972 年，Walling 和Forrestal[13]對(duì)電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)進(jìn)行改進(jìn)，運(yùn)用應(yīng)變片來測(cè)量應(yīng)變，得到了6061-T6 鋁合金應(yīng)變隨時(shí)間變化的曲線，從而證明了電磁脹環(huán)技術(shù)可以有效測(cè)試材料的動(dòng)態(tài)力學(xué)行為。1983 年，Grady 和Benson[14]進(jìn)一步充分地運(yùn)用了電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)來研究1100 鋁合金和高導(dǎo)無氧銅的韌性性能和斷裂行為，將脹環(huán)應(yīng)變速率從103s-1增加到104s-1，并使用條紋相機(jī)技術(shù)獲得了環(huán)件的定量位移時(shí)間記錄。1987—1989 年，Gourdin 等[15]進(jìn)一步完善了電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)，利用速度干涉儀（Velocity interferometer system for any reflector，VISAR）測(cè)量脹環(huán)速度，使測(cè)量結(jié)果更加準(zhǔn)確，同時(shí)也為電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)的發(fā)展奠定了基礎(chǔ)。2010 年，Daehn 教授課題組[16]改進(jìn)了實(shí)驗(yàn)裝置，通過光子多普勒測(cè)速儀（Photonic doppler velocimetry，PDV）采集環(huán)件速度隨時(shí)間變化的規(guī)律，為脹環(huán)速度測(cè)量提供了一種新方法。國內(nèi)關(guān)于電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)的研究起步較晚，2004 年，李春峰教授課題組[17]利用有限元法分析了管件電磁脹形時(shí)磁場(chǎng)特性和磁壓力分布；2006 年，桂毓林等[18]改進(jìn)了電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)裝置的開關(guān)并進(jìn)行了無氧銅的電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)。2011 年起，國內(nèi)諸多研究者運(yùn)用電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)測(cè)試了鋁合金、銅合金、鈦合金等輕質(zhì)高強(qiáng)合金的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能及其斷裂碎裂特性[19—22]?；诖耍闹兄饕C述了電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)技術(shù)在材料動(dòng)態(tài)力學(xué)性能、動(dòng)態(tài)碎裂統(tǒng)計(jì)分布和高溫絕熱性能等方面的應(yīng)用，并介紹了電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)在計(jì)算機(jī)模擬及實(shí)驗(yàn)裝置設(shè)計(jì)方面的相關(guān)內(nèi)容，為從事電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)技術(shù)研究的科研人員在測(cè)試材料高應(yīng)變速率下的響應(yīng)特性、探索材料動(dòng)態(tài)碎裂機(jī)制、評(píng)估材料高溫絕熱性能及建立精確實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷确矫娴纳钊胩骄刻峁┲笇?dǎo)。

1 動(dòng)態(tài)力學(xué)性能研究

航空航天及車載裝備在服役期內(nèi)會(huì)遭遇一些沖擊問題，如飛機(jī)的正常著陸與汽車的意外碰撞，而沖擊問題又與材料的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能密切相關(guān)，因而研究材料的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能十分必要[23—27]。電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)具有變形時(shí)間短、應(yīng)變速率高的特點(diǎn)，環(huán)件在膨脹過程中的受力行為可看作是均勻的單軸拉應(yīng)力狀態(tài)，是研究材料高應(yīng)變速率下動(dòng)態(tài)力學(xué)性能較為理想的實(shí)驗(yàn)技術(shù)。

Gourdin 等[28]對(duì)銅進(jìn)行了電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)，結(jié)果顯示4 kV 電壓下，環(huán)件的最大膨脹速度為185 m/s，環(huán)件膨脹后的最小晶粒尺寸達(dá)到10 μm。Janiszewski等[29]對(duì)Cu-ETP、7075 鋁合金、槍管鋼和鎢合金4 種材料在不同脹環(huán)速度下均勻應(yīng)變（即環(huán)件均勻變形部分橫截面積的變化程度）、斷裂應(yīng)變（即環(huán)件發(fā)生斷裂后各個(gè)碎片長(zhǎng)度累加后的環(huán)件周長(zhǎng)相對(duì)于原始環(huán)件周長(zhǎng)的變化程度）進(jìn)行了研究，除7075 鋁合金外，其他3 種材料的均勻應(yīng)變和斷裂應(yīng)變均隨著脹環(huán)速度的增加而增加，同時(shí)Cu-ETP 和槍管鋼的電磁脹環(huán)均勻應(yīng)變大于二者的準(zhǔn)靜態(tài)拉伸應(yīng)變，延性有所增加，均勻應(yīng)變的實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖1 所示；另一方面，Cu-ETP 和槍管鋼的硬度相比于準(zhǔn)靜態(tài)拉伸均有所增加，作者認(rèn)為這是材料的本構(gòu)關(guān)系變化導(dǎo)致的結(jié)果。Altynova 等[30]在Gourdin 實(shí)驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上證實(shí)了電磁脹環(huán)條件下OFHC 銅和6061 鋁合金塑性的提升。脹環(huán)速度為300 m/s 時(shí)，材料的斷裂應(yīng)變可達(dá)準(zhǔn)靜態(tài)時(shí)的2 倍，并將其解釋為慣性效應(yīng)的影響。

圖1 脹環(huán)速度對(duì)環(huán)件均勻應(yīng)變的影響[29]Fig.1 The influence of expansion velocity on uniform strain for the tested materials

Huang 等[31]對(duì)5083 鋁合金進(jìn)行了電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)并發(fā)現(xiàn)隨著實(shí)驗(yàn)電壓的升高，5083 鋁合金環(huán)件半徑不斷增大，如圖2 所示，其應(yīng)變及應(yīng)變速率亦在不斷上升。在9 kV 時(shí)的最大應(yīng)變比準(zhǔn)靜態(tài)拉伸應(yīng)變提高了53%，維氏硬度比未脹環(huán)前提高了46%。9 kV 下的鋁合金環(huán)中小尺寸晶粒有所增加，其電子背散射衍射（Electron backscatter diffraction，EBSD）形貌如圖3所示，從細(xì)晶強(qiáng)化的角度來看，這可能是其硬度增加的原因。同時(shí)，該團(tuán)隊(duì)還對(duì)放電電流與鋁合金電磁脹環(huán)成形性能之間的關(guān)系進(jìn)行了研究分析[32]，結(jié)果顯示，放電電流與最大應(yīng)變之間沒有明顯的對(duì)應(yīng)關(guān)系；而最大應(yīng)變值與最大應(yīng)變速率之間則有明顯的正相關(guān)特性。在實(shí)驗(yàn)過程中還發(fā)現(xiàn)，成形線圈的結(jié)構(gòu)也會(huì)對(duì)電磁脹環(huán)的結(jié)果產(chǎn)生一定影響，但是影響機(jī)理尚不明確。

圖2 初始環(huán)件與不同放電電壓下電磁脹環(huán)的環(huán)件[31]Fig.2 The initial ring and the rings of electromagnetic ring expansion at different discharge voltages

圖3 A5083 樣品中晶粒尺寸分布的EBSD 圖像[31]Fig.3 EBSD image of grain size distribution for A5083 samples

Ma 等[33]對(duì)于鋁合金材料強(qiáng)硬度及斷裂韌性性能進(jìn)一步研究發(fā)現(xiàn)，5052-O 鋁合金在脹環(huán)速度為90 m/s時(shí)，均勻應(yīng)變高于準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)變，而6061-T4 鋁合金的脹環(huán)均勻應(yīng)變則要比準(zhǔn)靜態(tài)的低。2 種材料電磁脹環(huán)后的維氏硬度也發(fā)生了變化，應(yīng)變速率為3300 s-1時(shí)，5052-O 鋁合金的維氏硬度比原硬度提高了40.35%；應(yīng)變速率為2150 s-1時(shí)，6061-T4 鋁合金的維氏硬度比原硬度提高了55%。同時(shí)觀察了5052-O 鋁合金經(jīng)歷電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)后斷口的掃描電子顯微鏡（SEM）形貌，如圖4 所示，可以看出，在電磁脹環(huán)條件下，隨著應(yīng)變速率的增大，韌窩組織變得更大且更深，并出現(xiàn)大韌窩嵌套小韌窩的特征，這表明電磁脹環(huán)成形可以顯著提升5052-O 鋁合金的韌性及成形性能。

圖4 不同脹環(huán)速度下5052-O 鋁合金試樣SEM 斷口形貌[33]Fig.4 The SEM fracture micrographs of 5052-O aluminum alloy samples with different ring expansion speeds

為了對(duì)比研究不同溫度下的材料動(dòng)態(tài)力學(xué)性能，分別在室溫和液氮的條件下進(jìn)行5083 鋁合金電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)[34]，實(shí)驗(yàn)表明，室溫下材料的斷裂應(yīng)變更高，液氮下5083 鋁合金的微觀結(jié)構(gòu)與準(zhǔn)靜態(tài)變形下的類似，而室溫下鋁合金的位錯(cuò)出現(xiàn)明顯的交滑移現(xiàn)象。

另一方面，為了觀察環(huán)件尺寸對(duì)脹環(huán)試驗(yàn)結(jié)果的影響，對(duì)不同截面高寬比α的銅環(huán)進(jìn)行了脹環(huán)實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)隨著高寬比的增加，銅環(huán)的均勻應(yīng)變也在增加，如圖5 所示[35]。在6061-O 鋁合金的脹環(huán)實(shí)驗(yàn)中也有類似的現(xiàn)象，如圖6 所示，其中6061-O 鋁合金α=10的均勻應(yīng)變是α=2 環(huán)件的3 倍。Zhang 等認(rèn)為這是應(yīng)變局域化、環(huán)件慣性和環(huán)件形狀等因素共同作用的結(jié)果。

圖5 高寬比為2（左圖）和高寬比為6（右圖）的銅環(huán)對(duì)比[35]Fig.5 Composite image of expansion of Cu 101 ring with aspect ratio α=2 (left image) and α=6 (right image)

圖6 銅和6061-O 鋁合金均勻應(yīng)變與脹環(huán)速度的關(guān)系[35]Fig.6 Relationship between uniform strain and ring expansion velocity of copper and Al6061-O

將電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)的應(yīng)用范圍從輕質(zhì)金屬及合金拓展到金屬基復(fù)合材料（Metal matrix composites，MMC），Joyce 等[36]利用電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)研究了鋁青銅和鋁青銅MMC（鋁青銅與碳化鎢WC 顆粒的復(fù)合材料）的相關(guān)性能。鋁青銅在實(shí)驗(yàn)時(shí)的最大應(yīng)變速率可達(dá)5000 s-1，而鋁青銅MMC 則在應(yīng)變速率達(dá)到550 s-1時(shí)發(fā)生了斷裂，如圖7 所示。計(jì)算得到鋁青銅MMC 的最大拉應(yīng)力為650 MPa，這項(xiàng)研究驗(yàn)證了電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)測(cè)試金屬基復(fù)合材料動(dòng)態(tài)力學(xué)性能的可行性。

圖7 鋁青銅和鋁青銅MMC 的應(yīng)變速率與應(yīng)變值的關(guān)系[36]Fig.7 Relationship between strain rate and strain for both aluminum bronze alloy and MMC rings

在材料高應(yīng)變速率本構(gòu)關(guān)系的建立方面，嚴(yán)思梁[37]采用電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)來優(yōu)化鋁合金高速變形本構(gòu)模型，定量表征脈沖電流引起的電致塑性應(yīng)力下降比率ξ，ξ=Δσp/σHSR，其中Δσp為電致塑性應(yīng)力下降幅值，ΔσHSR為高速變形流動(dòng)應(yīng)力值，如圖8 所示，圖8a—c 中的黑色和紅色實(shí)線分別代表考慮和不考慮電致塑性效應(yīng)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，藍(lán)色虛線代表電致塑性應(yīng)力下降率。圖8d 為不同電壓下電致塑性能量密度隨時(shí)間的變化規(guī)律。

圖8 不同放電電壓下模型預(yù)測(cè)的5A06 鋁合金環(huán)件電磁膨脹過程的應(yīng)力響應(yīng)、電致塑性應(yīng)力下降比率和電塑性能量密度的變化規(guī)律[37]Fig.8 The variation pattern of stress strain response,ratio of electroplasticity-induced stress drop and electroplastic energy density of 5A06 aluminum alloy rings during electromagnetic expansion predicted by the model under different discharge voltages

2 動(dòng)態(tài)碎裂統(tǒng)計(jì)分布研究

炮彈在爆炸后會(huì)產(chǎn)生大量碎片，合適的碎片大小可以對(duì)周圍敵人造成二次傷害。若可以設(shè)計(jì)炮彈爆炸后的碎片尺寸，則可增大炮彈的殺傷力，因此研究材料在沖擊載荷下的碎裂問題十分必要[38]。大多數(shù)沖擊或爆炸實(shí)驗(yàn)研究中存在多軸的應(yīng)力狀態(tài)，導(dǎo)致對(duì)于實(shí)驗(yàn)結(jié)果的解釋異常復(fù)雜。電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)中材料的斷裂可看作是一維拉應(yīng)力狀態(tài)下的高速斷裂，因此電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)可以用于材料動(dòng)態(tài)碎裂的相關(guān)研究[39—40]。

通過對(duì)1100 鋁合金和高導(dǎo)無氧銅進(jìn)行電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)2 種材料環(huán)件斷裂后的碎片數(shù)量與應(yīng)變速率相關(guān)，環(huán)件應(yīng)變速率越大，碎片的數(shù)量就越多[14]。此外，Grady 等[41]還對(duì)Mott 提出的基于統(tǒng)計(jì)的碎片理論及其與Kipp 提出的基于能量的碎片理論分別進(jìn)行了概述，并根據(jù)鈾鈮合金U-Nb 電磁脹環(huán)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)2 種理論進(jìn)行了驗(yàn)證。結(jié)果顯示2 種理論的預(yù)測(cè)結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的一致性較高，如圖9 所示（其中N=0.926v0.60曲線為實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合曲線，N=0.65v2/3曲線為Grady 模型預(yù)測(cè)曲線）。

圖9 脹環(huán)速度與碎片數(shù)量的關(guān)系[41]Fig.9 Relationship between the velocity of expansion ring and the number of fragments

將5 種不同材料屬性（斷裂能和抗拉強(qiáng)度不同）陶瓷環(huán)的碎片平均尺寸和應(yīng)變速率的電磁脹環(huán)數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行歸一化處理，把所有結(jié)果總結(jié)為一個(gè)經(jīng)驗(yàn)公式，并與Grady 的模型和Glenn and Chudnovsky（GC）的模型進(jìn)行了比較[42]，如圖10 所示。結(jié)果顯示，在準(zhǔn)靜態(tài)區(qū)域中，計(jì)算出的碎片平均尺寸大約是GC 模型估計(jì)值的2 倍，這是由于只有部分存儲(chǔ)的應(yīng)變能被用于產(chǎn)生新裂紋（相當(dāng)一部分被轉(zhuǎn)化為動(dòng)能）；在高應(yīng)變速率區(qū)域，計(jì)算出的碎片平均尺寸小于Grady 模型估計(jì)值，這是由于環(huán)件通過斷裂過程，從環(huán)的整體運(yùn)動(dòng)中吸收了更多的動(dòng)能，并將其用于產(chǎn)生新的碎裂。Zhou 等[42]的經(jīng)驗(yàn)公式為：

圖10 電磁脹環(huán)平均碎片尺寸與應(yīng)變速率的關(guān)系[42]Fig.10 Relationship between average fragment size and strain rate

Grady 的模型和GC 的模型中計(jì)算碎片平均尺寸的公式分別為：

Zhang 等[43—44]對(duì)6061-O 鋁合金進(jìn)行了多組電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)，并利用高速攝像機(jī)拍下了脹環(huán)斷裂的全過程，圖11 為7 kV 時(shí)6061-O 鋁合金的脹環(huán)過程合成結(jié)果。結(jié)果表明，隨著脹環(huán)速度的增加，環(huán)件的頸縮數(shù)量也在增加，而各個(gè)頸縮之間的距離則近似遵循Weibull 分布；頸縮處的應(yīng)變服從Consideré 準(zhǔn)則且不隨應(yīng)變速率的變化而變化。同時(shí)，還觀察到6061-O鋁合金在電磁脹環(huán)期間的均勻應(yīng)變與準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)變的差異并不大，這與Janiszewski 等研究Cu-ETP 發(fā)現(xiàn)的電磁脹環(huán)均勻應(yīng)變大于準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)變的結(jié)論有所不同。

圖11 Al 6061-O 的脹環(huán)碎裂過程合成結(jié)果[43]Fig.11 Composite image of the ring expansion fragmentation process for Al 6061-O

Zhang 等[45]也綜述了韌性材料的碎裂問題，其中Mott 模型中碎片的最大長(zhǎng)度為：

式中：σY為流動(dòng)應(yīng)力；Δε為斷裂應(yīng)變的標(biāo)準(zhǔn)差；ρ為材料密度；為應(yīng)變速率。

Grady 模型中碎片的最大長(zhǎng)度為：

式中：Gc為材料單位裂紋面積耗散的斷裂能。

將一些研究的實(shí)驗(yàn)結(jié)果與Mott 模型和Grady 模型進(jìn)行了對(duì)比，發(fā)現(xiàn)在考慮應(yīng)變局域化和裂紋的發(fā)展時(shí)，對(duì)Mott 模型進(jìn)行適當(dāng)修改[45]，如式（6）所示。修改后的模型與韌性材料的斷裂結(jié)果較為一致，如圖12 所示（其中陰影部分為Cu 和Al 的數(shù)值模擬結(jié)果，紅色虛線為修改后的Mott 模型，紅色實(shí)線為Rayleigh分布），而Grady 模型則更適用于脆性材料。

圖12 Mott 模型的碎片尺寸分布[45]Fig.12 Distribution of fragment size in the Mott model

式中：r0為環(huán)件初始半徑；εcr為環(huán)件臨界應(yīng)變；v為脹環(huán)速度。

在探究試樣環(huán)尺寸對(duì)金屬電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)后頸縮和斷裂特征的影響時(shí)，Tamhane 等[46]對(duì)不同高度的6061-T4 鋁合金和純銅環(huán)的實(shí)驗(yàn)表明，高度為8 mm及16 mm 環(huán)件的斷口形狀與4 mm 以下環(huán)件斷口形狀存在明顯的差異。高度為4 mm 以下環(huán)件的斷口方向與圓環(huán)切向方向垂直，而8 mm 及16 mm 環(huán)件的斷口方向與切向方向總是呈一個(gè)特定角度（約為54°）。這個(gè)角度與2 種材料板材的單軸拉伸實(shí)驗(yàn)時(shí)的斷裂角度相近。李忠等[47]研究發(fā)現(xiàn)，3A21 鋁合金環(huán)件在同一電壓下的斷裂應(yīng)變和最大均勻應(yīng)變均隨環(huán)件高度的增加而增加；同時(shí)高度在8 mm 以上的斷口形狀與6061-T4 鋁合金的情況一致，斷口方向與圓環(huán)切向方向的角度約為54°。由此可見，環(huán)件高度對(duì)不同材料在電磁脹環(huán)條件下斷裂特征的影響較大。Ma 等[33]研究發(fā)現(xiàn)5052-O 和6061-T4 兩種鋁合金的碎片數(shù)量和頸縮數(shù)量均隨著最大脹環(huán)速度的增加而增加，如圖13 所示。其中環(huán)件的頸縮數(shù)量比斷裂數(shù)量多，這是由于當(dāng)環(huán)件出現(xiàn)部分?jǐn)嗔押?，環(huán)件中的大部分應(yīng)變能轉(zhuǎn)化為碎片的動(dòng)能，使其余頸縮無法繼續(xù)發(fā)展為斷裂。

圖13 脹環(huán)速度對(duì)5052-O 和6061-T4 鋁合金碎片和頸縮數(shù)量的影響[33]Fig.13 Influence of expansion velocity on the number of fragments and necks for Al 5052-O and 6061-T4

3 高溫絕熱性能研究

電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)在線圈通電過程中，會(huì)在環(huán)件中產(chǎn)生感應(yīng)電流，由焦耳定律可知，感應(yīng)電流會(huì)使環(huán)件溫度上升。雖然電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)通電時(shí)間較短，但環(huán)件中的感應(yīng)電流較大，故焦耳熱對(duì)材料性能的影響不可忽略[48—49]。部分學(xué)者也在利用電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)研究材料在絕熱條件下的高溫性能。

通過電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)測(cè)得11000 銅、6061-T6 鋁合金和7075-T6 鋁合金3 種材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，并與準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)變硬化模型和Johnson-Cook 模型的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖14 所示（圖例從上到下依次為實(shí)驗(yàn)結(jié)果、與溫度無關(guān)的準(zhǔn)靜態(tài)本構(gòu)模型、與溫度有關(guān)的準(zhǔn)靜態(tài)本構(gòu)模型、與溫度無關(guān)的Johnson-Cook模型、與溫度有關(guān)的Johnson-Cook 模型）。在上述2種模型均考慮溫度對(duì)材料性能影響的情況下，6061-T6 鋁合金的最大應(yīng)力值與模型預(yù)測(cè)值較為接近，而紫銅和7075-T6 鋁合金的電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)最大應(yīng)力值均大于模型的預(yù)測(cè)值。這表明材料在絕熱條件下的性能與高溫等溫下的性能有所不同[50]。

圖14 3 種材料電磁脹環(huán)測(cè)得應(yīng)力-應(yīng)變曲線與準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)變硬化模型、Johnson-Cook 模型的計(jì)算結(jié)果對(duì)比[50]Fig.14 The comparison for stress-strain relationship of electromagnetic ring expansion experimental data,quasi-static strain hardening model and Johnson-Cook model of Cu 11000,AA 6061-T6 and AA 7075-T6

Landen 等[51]研究了銅在高應(yīng)變速率（3000～5000 s-1）絕熱條件下的力學(xué)性能，發(fā)現(xiàn)其材料抗拉強(qiáng)度遠(yuǎn)高于準(zhǔn)靜態(tài)條件；同時(shí)，隨著放電電壓的增大，環(huán)件的熱效應(yīng)愈發(fā)明顯。Landen 等[52]還對(duì)Cu-ETP進(jìn)行了帶預(yù)熱的電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)步驟如下：先在線圈中通入較小的交變電流，使環(huán)件中感應(yīng)出較小的電流從而對(duì)環(huán)件進(jìn)行預(yù)熱，之后對(duì)線圈通大電流進(jìn)行脹環(huán)實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)中環(huán)件的預(yù)熱溫度如圖15a 所示（其中Sim 表示模型預(yù)測(cè)的曲線），預(yù)熱1 環(huán)件的預(yù)熱溫升為80 ℃，預(yù)熱2 環(huán)件的預(yù)熱溫升為200 ℃，而之后的電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)使兩者的峰值溫度分別達(dá)到了250 ℃和400 ℃。實(shí)驗(yàn)表明采用預(yù)熱方式2 的環(huán)件環(huán)向應(yīng)力比 4 kV 未預(yù)熱環(huán)件的環(huán)向應(yīng)力下降了30%，如圖15b 所示，考慮到二者在脹環(huán)過程中的應(yīng)變速率變化曲線較為接近，但是脹環(huán)結(jié)束時(shí)預(yù)熱方式2 環(huán)件的峰值溫度高于與4 kV 未預(yù)熱環(huán)件的峰值溫度，故造成兩者之間的應(yīng)力差異主要原因是溫度不同。

圖15 環(huán)件的溫度變化曲線和應(yīng)力-應(yīng)變曲線[52]Fig.15 The curves of temperature change and stress-strain for ring parts

4 實(shí)驗(yàn)?zāi)M及實(shí)驗(yàn)裝置設(shè)計(jì)的發(fā)展

鑒于電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)時(shí)間較短，通常為百微秒級(jí)，并涉及電磁場(chǎng)、結(jié)構(gòu)場(chǎng)、溫度場(chǎng)多場(chǎng)耦合問題[53—55]，因此有必要建立合適的電磁脹環(huán)模型，通過計(jì)算機(jī)模擬運(yùn)算電磁脹環(huán)過程，分析環(huán)件受力及運(yùn)動(dòng)狀態(tài)。此外，電磁脹環(huán)技術(shù)發(fā)展近50 多年以來，實(shí)驗(yàn)及測(cè)量裝置有所改進(jìn)，如圖16 所示為一種電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)裝置，但應(yīng)變、環(huán)件在脹環(huán)中的溫度等一些關(guān)鍵變量仍無法準(zhǔn)確測(cè)量，只能通過間接計(jì)算獲得，這會(huì)在一定程度上影響研究人員對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果的分析判斷。部分學(xué)者對(duì)電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)?zāi)M和實(shí)驗(yàn)裝置進(jìn)行了探索。

圖16 電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)裝置[29]Fig.16 View of the arrangement for electromagnetic ring expansion

李風(fēng)等[56]對(duì)電磁脹環(huán)的電磁場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，分析了自由脹環(huán)時(shí)的電磁壓力分布，發(fā)現(xiàn)電磁壓力在徑向的分布是不均勻的，在圓環(huán)中部最大，端部最小；軸向電磁壓力則是端部最大，中間為0。牛垣絎[57]利用COMSOL Multiphysics 多物理場(chǎng)建模與仿真軟件建立了電磁脹環(huán)2D 軸對(duì)稱有限元模型，仿真模型中的環(huán)件感應(yīng)電流結(jié)果與實(shí)驗(yàn)實(shí)測(cè)結(jié)果較為接近。桂毓林等[18]改進(jìn)了電磁脹環(huán)裝置中的快速放電和短路開關(guān)，將雷管開關(guān)替換為短時(shí)間導(dǎo)通的三電極開關(guān)。在不放置環(huán)件的情況下，從振蕩波形和截止波形比較來看，三電極開關(guān)控制較為精確，如圖17 所示。桂毓林等[58]利用改進(jìn)后的電磁脹環(huán)裝置對(duì)工業(yè)純鋁、M 態(tài)無氧銅和G50 鋼環(huán)的本構(gòu)行為、動(dòng)態(tài)碎裂及斷裂特征進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)了韌性材料和脆性材料動(dòng)態(tài)斷裂、碎裂行為的區(qū)別，并分析了其影響機(jī)制。

圖17 振蕩波形和截止波形比較[18]Fig.17 The comparison between oscillating waveform and cut-off waveform

朱樹峰[59]對(duì)成形線圈的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行了一定的研究。在放電回路系統(tǒng)電感不變的情況下，與圓形螺線管線圈相比，矩形螺線管線圈在脹形時(shí)自身的電阻較小，在放電時(shí)產(chǎn)生的感應(yīng)磁場(chǎng)強(qiáng)度大，施加在工件表面的電磁力也更大。雖然其研究的是管件的電磁成形設(shè)備，但成形原理與電磁脹環(huán)相同，故有一定的借鑒意義。

電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)的實(shí)驗(yàn)對(duì)象一般都是鋁、銅等高電導(dǎo)率的金屬及其合金，低電導(dǎo)率金屬由于本身的導(dǎo)電率低，若直接進(jìn)行電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)，產(chǎn)生的感應(yīng)電流較小，環(huán)件與線圈之間的洛倫茲力無法達(dá)到脹環(huán)的目的。Gourdin 等[15]提出了一種復(fù)合環(huán)的方法，將高電導(dǎo)率的金屬環(huán)作為驅(qū)動(dòng)器，推動(dòng)低電導(dǎo)率金屬環(huán)向外擴(kuò)張，如圖18 所示。由于2 種金屬的電導(dǎo)率存在差異，使大部分的感應(yīng)電流在高電導(dǎo)率的內(nèi)環(huán)流動(dòng)，外圈低電導(dǎo)率金屬中的焦耳熱影響可以忽略。應(yīng)用這種方法可擴(kuò)展電磁脹環(huán)的實(shí)驗(yàn)對(duì)象并降低高速率脹環(huán)過程中溫度的影響。

圖18 用高導(dǎo)電性環(huán)件間接膨脹低導(dǎo)電性環(huán)件的復(fù)合環(huán)結(jié)構(gòu)[15]Fig.18 The compound structure of low conductivity ring expanded with high conductivity ring

Zhang 等[60]在銅環(huán)和鋁環(huán)的表面增加了聚脲涂層，研究涂層對(duì)電磁脹環(huán)的影響，環(huán)件斷裂過程如圖19 所示。分析實(shí)驗(yàn)結(jié)果發(fā)現(xiàn)，涂層影響了環(huán)件沿長(zhǎng)度方向卸載波的傳播，但對(duì)環(huán)件局部頸縮的形成并沒有造成影響，不會(huì)改變材料的變形機(jī)制。

圖19 聚脲涂層環(huán)件脹環(huán)過程[60]Fig.19 The expanding process of polyurea-coated rings

筆者[61]在電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)中采用高速攝像機(jī)采集環(huán)件的運(yùn)動(dòng)圖像，通過使用同步觸發(fā)裝置使電磁脹環(huán)能量設(shè)備的控制信號(hào)可同步控制高速攝像機(jī)，從而及時(shí)捕捉環(huán)件運(yùn)動(dòng)圖像，實(shí)驗(yàn)整體工裝如圖20 所示。圖21 為高速攝像機(jī)拍攝到的放電電壓為6.5 kV 條件下5052-O 鋁合金電磁脹環(huán)變形和失效的全過程，結(jié)合電磁學(xué)和塑性動(dòng)力學(xué)分析，可獲得材料在電磁脹環(huán)過程中的環(huán)件徑向位移、速度以及流動(dòng)應(yīng)力、應(yīng)變、應(yīng)變速率等參量隨時(shí)間變化的規(guī)律，同時(shí)還研究了電磁成形與相同高應(yīng)變速率Hopkinson 拉桿條件下，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系的不同之處并分析了原因。

圖20 電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)整體工裝[61]Fig.20 The experimental setup for electromagnetic ring expansion experiment

圖21 5052-O 鋁合金環(huán)件膨脹過程[33]Fig.21 Sequence of images showing the expansion of an Al 5052-O ring specimen

5 結(jié)論與展望

從材料動(dòng)態(tài)力學(xué)性能測(cè)試、動(dòng)態(tài)碎裂統(tǒng)計(jì)分布、高溫絕熱性能及實(shí)驗(yàn)的設(shè)計(jì)和模擬4 個(gè)方面，對(duì)電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)技術(shù)的研究成果進(jìn)行了綜述，總結(jié)如下。

1）電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)可實(shí)現(xiàn)應(yīng)變速率達(dá)到104s-1以上，基于此可利用電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)開展材料在高應(yīng)變速率下的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能研究，獲得材料在高應(yīng)變速率下的應(yīng)力-應(yīng)變并分析其本構(gòu)關(guān)系。

2）電磁脹環(huán)過程中材料處于一維單軸拉伸的狀態(tài)，是理想的碎裂統(tǒng)計(jì)實(shí)驗(yàn)方法，Mott，Grady，Zhang等研究者均提出了碎裂統(tǒng)計(jì)模型，統(tǒng)計(jì)材料脹環(huán)碎裂后的碎片大小、質(zhì)量及數(shù)量分布等，從而更好地分析材料的動(dòng)態(tài)碎裂性能。

3）Landen 等將學(xué)者們?cè)陔姶琶洯h(huán)研究中容易忽略的感應(yīng)電流加熱問題作為研究重點(diǎn)，發(fā)現(xiàn)材料在高溫絕熱下的性能與高溫等溫測(cè)試時(shí)有所不同，為電磁脹環(huán)研究開辟了一個(gè)新的研究方向。

展望電磁脹環(huán)實(shí)驗(yàn)技術(shù)的發(fā)展，筆者認(rèn)為以下幾個(gè)方向有待于進(jìn)一步研究討論。

1）建立更加精確的材料本構(gòu)模型。對(duì)電磁脹環(huán)高速率變形條件下材料的動(dòng)力學(xué)行為及其微觀作用機(jī)理有待進(jìn)一步深入研究，從而建立更為精確的本構(gòu)模型。

2）構(gòu)建機(jī)理型動(dòng)態(tài)碎裂統(tǒng)計(jì)模型。前人碎裂模型建立在應(yīng)變、應(yīng)變速率等宏觀可測(cè)量和統(tǒng)計(jì)學(xué)分析之上，后續(xù)研究可進(jìn)一步耦合材料微觀變形機(jī)制，建立更加準(zhǔn)確的機(jī)理型動(dòng)態(tài)碎裂統(tǒng)計(jì)模型，有助于更好地表征材料碎裂特性。