閉孔泡沫鋁的動態壓縮性能試驗研究

李忠獻，張茂軒，師燕超

(1.天津大學 建筑工程學院，天津 300072；2.天津大學 濱海土木工程結構與安全教育部重點實驗室，天津 300072)

閉孔泡沫鋁的動態壓縮性能試驗研究

李忠獻1,2，張茂軒1，師燕超1,2

(1.天津大學 建筑工程學院，天津 300072；2.天津大學 濱海土木工程結構與安全教育部重點實驗室，天津 300072)

為了研究閉孔泡沫鋁動態壓縮性能的應變率效應，采用改進的INSTRON高速動力加載系統，對不同應變率下閉孔泡沫鋁試件進行動態壓縮試驗研究。首先利用正向試驗和反向試驗技術對不同厚度的閉孔泡沫鋁試件在同一加載速率下的動態壓縮性能進行了研究，得到了在一定速率下消除泡沫鋁動態壓縮試驗中慣性效應的合理試件厚度。進一步開展了閉孔泡沫鋁試件在不同加載速率下的高速壓縮試驗，研究了其動態壓縮性能隨應變率的變化規律。結果表明在高速壓縮下，閉孔泡沫鋁的應力-應變曲線與準靜態條件相同，具有明顯的彈性段、平臺段及壓實段的3階段特征。閉孔泡沫鋁的平臺應力具有明顯的應變率效應，而致密應變在不同的應變率下表現出了不同的變化趨勢，初步解釋為泡沫鋁孔壁塑性變形機制的改變以及波動效應的相互影響。閉孔泡沫鋁的吸能能力隨應變率的增加而明顯提升。

閉孔泡沫鋁；動態壓縮；慣性效應；應變率效應；平臺應力；致密應變；吸能能力

泡沫鋁作為一種多孔金屬材料，相比于傳統的金屬和有機材料，具有質輕以及更強的吸能能力等優點，使其在汽車和航空航天領域被廣泛使用[1-2]。隨著民用建筑抗爆研究的開展，泡沫鋁作為吸能材料，逐漸用于減輕爆炸沖擊波對建筑主體結構的作用[3-4]。同時，泡沫鋁也開始用作排爆罐等公共安全防護裝備的夾心材料[5-6]。為了揭示泡沫鋁的減爆作用機理，完善其減爆設計理論與方法，亟需對泡沫鋁材料在高應變率下的力學性能進行系統研究。

近些年來，國內外學者對泡沫鋁在高應變率的動態力學行為開展了系列試驗研究。DESHPANDE等[7]采用分離式霍普金森壓桿(SHPB)裝置并運用直接沖擊技術對Alulight與Duocel兩種泡沫鋁進行了動態壓縮試驗，發現當應變率變化到5 000 s-1時，泡沫鋁的平臺應力并沒有明顯變化。PERONI等[8]對閉孔泡沫鋁在應變率為100～300 s-1的動態力學性能進行了研究，結果顯示這種泡沫鋁也不具有明顯的應變率效應。然而石少卿等[9]在對閉孔泡沫鋁進行準靜態和應變率為1 200 s-1的動態壓縮試驗時發現，閉孔泡沫鋁表現出了明顯的應變率效應。李志武[10]采用改進的SHPB裝置在340～1 350 s-1的應變率下對閉孔泡沫鋁進行了動態壓縮性能研究。結果表明閉孔泡沫鋁的變形、應力以及能量吸收性能均有明顯的應變率效應。

從上述研究成果可以看出，目前學術界對泡沫鋁材料是否具有應變率效應仍存有爭議。究其原因，一方面大家采用的試驗方案不同，且有些試驗的有效性不能保證，如對于低于1 000 s-1應變率的泡沫鋁動態壓縮試驗，采用SHPB裝置很難將泡沫鋁完全壓實，不能獲得泡沫鋁完整的應力-應變曲線。另一方面有可能是泡沫鋁材料在高速壓縮過程中慣性效應和應變率效應相互影響所導致的結果[11-13]。所以亟需設計新的試驗方案，在進行泡沫鋁的動態壓縮試驗時，區分慣性效應和應變率效應對泡沫鋁平臺應力等試驗結果的影響。為此本文利用INSTRON高速動力加載系統來進行泡沫鋁高速壓縮試驗。該設備的作動器在整個壓縮過程中可保持恒定的速度，同時測量和記錄其力和位移，使被測泡沫鋁的應變率能夠在每次試驗中保持不變。在此基礎上，采用正向加載和反向加載相結合的試驗方法，研究了泡沫鋁高速壓縮試驗中慣性效應對泡沫鋁力學性能的影響，并進一步對不同應變率下閉孔泡沫鋁的動態壓縮性能進行了研究。

1 試驗

1.1 試驗試件

泡沫鋁采用北京金艾伯特泡沫鋁有限公司生產的閉孔泡沫鋁材料。已有文獻表明，為了減小慣性效應以及端部摩擦作用對試驗結果準確性的影響，泡沫鋁試件的厚度與直徑的比值應該滿足0.5～1的要求[14-15]。同時，由于泡沫鋁孔隙直徑大小接近3 mm，當試件的尺寸大于胞孔直徑的4倍～5倍時，泡沫鋁試件的尺寸效應可以忽略不計[16]。綜上所述，本試驗中泡沫鋁試件為圓柱體試件，直徑30 mm，厚度分別為15 mm、30 mm。為了最大限度得減小試件制作過程對泡沫鋁表面的破壞，通過線切割加工技術對該批試件進行加工。成型試件如圖1所示。

選取無明顯缺陷的泡沫鋁試件測量其密度。經測試，15 mm厚的泡沫鋁試件密度集中在0.308～0.333 g/cm3之間，30 mm厚的泡沫鋁試件密度為0.277～0.285 g/cm3。同時采用天津大學建筑材料實驗室微機控制電子萬能試驗機WDW-50進行0.001 s-1應變率的泡沫鋁準靜態壓縮試驗。如圖2所示閉孔泡沫鋁在準靜態下的應力-應變曲線具有明顯的彈性段、平臺段及壓實段的3階段特征。

圖1 泡沫鋁試件Fig.1 Aluminum foam sample

圖2 準靜態下泡沫鋁應力-應變曲線Fig.2 Quasi-static compressive stress-strain curve of aluminum foam

坍塌應力對應于彈性區后第一個應力峰值點，因此這個應力值并不能代表泡沫鋁壓縮過程中的耗能能力。平臺應力與泡沫鋁的耗能能力緊密相關，故采用平臺應力來分析泡沫鋁的應變率效應，它的值可以由一個吸能效率法[17]得到。在一定應變εa下的吸能效率Ed定義為

(1)

式中：σa對應于應變為εa時的應力，致密應變εd是εi滿足最大效率條件的最大值：

(2)

由此得到的閉孔泡沫鋁平臺應力σpl為

(3)

根據以上公式，可得到準靜態試驗中泡沫鋁試件的力學性能(如表1所示)。

表1 閉孔泡沫鋁的準靜態力學性能Tab.1 Quasi-static compressive property of closed-cell aluminum foam

1.2 試驗方案

本試驗采用天津大學結構實驗室的INSTRON高速動力加載系統(如圖3所示)對閉孔泡沫鋁進行高速壓縮試驗。該設備采用英斯特朗公司特有的液壓控制技術，可實現對試件的恒定速度加載，其可控的加載速度范圍是0.1～20 m/s。為了保護設備及傳感器的安全，在高速加載過程中，設備作動器會經歷一個加速、恒速加載、減速的過程，如圖4所示。由于泡沫鋁試件厚度較小，且變形能力強，如果按照圖4的方案進行加載，試件會完全在減速區域內進行壓縮，真實的壓縮速度將遠低于INSTRON設定的壓縮速度。因此，必須對該試驗方案進行改進。

圖3 INSTRON高速動力加載系統Fig.3 Photograph of INSTRON speed power loading system

考慮將原作動器更換為剛度足夠大(彈性模量遠大于泡沫鋁試件)的可破壞(強度低于INSTRON的最大壓力100 kN)有機玻璃(PMMA)管組合作動器(如圖5所示)。在以往的試驗研究中，PMMA材料也被用于制作SHPB裝置的輸入桿和輸出桿[18]，因此作為作動器材料進行泡沫鋁壓縮試驗完全滿足剛度要求。PMMA管長度為12 cm，外徑4 cm，壁厚4 mm。如此，通過合理的設備控制，由圖5可以看出，一方面，泡沫鋁壓縮試驗可以在恒定加載區間內完成；與此同時，泡沫鋁試件完全壓縮后，作動器繼續向下運動，有機玻璃(PMMA)管破壞，有效保護了設備及傳感器的安全。

圖4 原作動器沖擊過程Fig.4 Impact process of original actuator

圖5 改進作動器沖擊過程Fig.5 Impact process of improved actuator

根據劉耀東等[19]的數值模擬結果，泡沫材料在高速沖擊作用下，由于慣性效應，沖擊面附近的材料的宏觀平均應變要大于非沖擊面，因此其平均應力相對較高。為了進一步研究泡沫鋁壓縮試驗中的慣性效應，擬分別采用正向試驗和反向試驗[20]的方法，測量泡沫鋁試件兩端表面的應力。正向試驗將試件固定在傳感器上，而反向試驗是將試件固定在作動器末端，如圖6所示。由于壓電傳感器位置固定，采用這種方法可以分別測得試件非沖擊端和沖擊端表面的應力，同時選用不同厚度的泡沫鋁試件進行試驗，從而觀察不同尺寸下慣性效應對泡沫鋁動態應力應變的影響。

圖6 正向和反向直接沖擊試驗Fig.6 Forward and reverse direct impact tests

2 試驗結果分析

2.1 慣性效應

選取厚度分別為30 mm和15 mm的兩組泡沫鋁試件，每組試件各6個，其中3個進行15 m/s速度下的高速壓縮正向試驗，另外3個則進行反向試驗。正向試驗可得到泡沫鋁試件非沖擊面上的應力-應變數據，反向試驗可得到泡沫鋁試件沖擊面上的應力-應變數據，將每種工況的應力應變數據進行算數平均后，可得到同種厚度試件兩端的應力-應變對比圖，具體如圖7所示。首先由圖7(a)可知，相同的加載速度下，30 mm厚的試件沖擊面平臺應力明顯高于非沖擊面，坍塌應力的差距更為明顯。這是由于慣性效應引起的試件應力不平衡，在泡沫鋁試件高速壓縮試驗中應予避免。而由圖7(b)可以看出，15 mm厚的試件沖擊面以及非沖擊面的應力-應變曲線一致性要較好，慣性效應基本消除。以上現象與王鵬飛等[21]采用安裝石英傳感器的SHPB裝置所進行的應力均勻性試驗結論相符。由于后續試驗中的加載速度為0.15～15 m/s，根據劉耀東等[19]研究結果，慣性效應的影響是隨著沖擊速度的提升而增大的，故采用15 mm厚的泡沫鋁試件能夠消除高速壓縮試驗中的慣性效應。因此后續試驗中均采用15 mm厚的泡沫鋁試件，并通過高速壓縮正向試驗研究其高應變率下的動態壓縮性能。

圖7 不同厚度泡沫鋁試件沖擊面和非沖擊面的應力對比Fig.7 Stress comparison of impact surface and the other surface of samples with different thicknesses

2.2 應力-應變曲線

采用INSTRON高速加載系統進行15 mm厚泡沫鋁試件在0.15～15 m/s恒速加載下的高速壓縮正向試驗。由于消除了慣性效應的影響，在恒速加載下，泡沫鋁試件在受力方向上均勻變形，因此其在恒速加載下的平均應變率可由下式計算:

(4)

圖8 不同應變率下泡沫鋁試件的應力-應變曲線Fig.8 Stress-strain curves of aluminum foam under different strain rates

2.3 平臺應力

如前所述，平臺應力是衡量泡沫鋁耗能能力的重要指標。圖9顯示了不同應變率加載下閉孔泡沫鋁的平臺應力與準靜態平臺應力平均值的比值，并將此定為泡沫鋁的動力增大系數(DIF)。從圖中可以看出，當應變率小于10 s-1時，平臺應力比值近似為1.0；而當應變率從10 s-1增大到200 s-1時，平臺應力比值明顯增加。當應變率繼續增加時，應變率對平臺應力的提升作用不再明顯，平臺應力比值在1.35左右波動。

根據試驗結果，采用分段函數擬合此種泡沫鋁在0.001～1 000 s-1應變率范圍內的DIF值：

(5)

圖9 不同應變率下動態平臺應力與靜態平臺應力的比值Fig.9 Relationship between ratio of normalized dynamic plateau stress to static ones and strain rate

2.4 致密應變

致密應變對應于應力-應變曲線上應力突然上升的那一點的應變值，即平臺段與壓實段的分界點，其計算值可由式(2)獲得。這個點之后，泡沫鋁仍可通過塑形變形繼續吸能，但是它的吸能效率開始下降。圖10顯示了泡沫鋁試件的致密應變隨應變率的變化趨勢。當應變率從10-3s-1變化到200 s-1時，平均致密應變從0.525下降到0.49，這是由于高速壓縮下泡沫鋁孔壁塑性變形機制的變化所引起的[22]。但當應變率高于200 s-1時，致密應變開始上升，直到1 000 s-1時，致密應變的大小和準靜態下基本相同。根據圖8中各曲線的形狀可以看出，500 s-1和1 000 s-1應變率下的應力-應變曲線由于沖擊速度較大，波動效應比較明顯，這可能是引起致密應變增大的原因。

圖10 不同應變率下泡沫鋁試件的致密應變Fig.10 Densification strain of aluminum foam under different strain rates

2.5 吸能能力

泡沫鋁的吸能能力按其壓縮至致密應變時的單位體積吸收的能量W來表示，它的值等于應力-應變曲線下的積分面積，即：

(6)

圖11為不同應變率下閉孔泡沫鋁單位體積吸收能量與應變率的關系曲線。由圖中可看出，當應變率低于10 s-1時，泡沫鋁的吸能能力并沒有顯著變化。而當應變率繼續提高時，其吸能能力表現出了明顯的應變率效應。這也說明閉孔泡沫鋁在高應變率下仍具有良好的吸能特性，這主要得益于高應變率下平臺應力的提升。

根據試驗結果，采用分段函數擬合泡沫鋁單位體積吸收能量與應變率的關系式：

(7)

圖11 不同應變率下泡沫鋁試件的單位體積吸收能量Fig.11 Energy dissipation per unit initial volume of aluminum foam under different strain rates

3 結 論

本文基于改進的INSTRON高速動力加載系統，通過正向試驗和反向試驗研究了閉孔泡沫鋁高速壓縮試驗中的慣性效應及消除方法；通過開展不同加載速率下閉孔泡沫鋁的高速壓縮試驗，研究了閉孔泡沫鋁動態壓縮性能的應變率效應，主要結論如下：

(1) 通過改造INSTRON高速動力加載系統，可實現泡沫鋁材料的恒應變率高速壓縮試驗。

(2) 試件越厚，閉孔泡沫鋁高速壓縮試驗中的慣性效應越明顯；加載速度確定情況下，通過選取合適的試件厚度，可以基本消除泡沫鋁高速壓縮試驗中慣性效應的影響。

(3) 閉孔泡沫鋁的動態壓縮性能具有明顯的應變率效應，其平臺應力的動態強度增大系數可達1.35。由于高應變率下泡沫鋁孔壁塑性變形機制的變化以及波動效應的影響，致密應變在不同應變率范圍內表現出不同的變化趨勢。隨著應變率的增加，閉孔泡沫鋁的吸能能力明顯提高。

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Tests for dynamic compressive performance of closed-cell aluminum foams

LI Zhongxian1,2, ZHANG Maoxuan1, SHI Yanchao1,2

(1.School of Civil Engineering, Tianjin University, Tianjin 300072, China;2.Key Laboratory of Coast Civil Engineering Structures Safety, Tianjin University, Ministry of Education, Tianjin 300072, China)

To investigate the strain rate effect on dynamic compressive performance of closed-cell aluminum foam, the improved INSTRON High speed loading system was used to conduct dynamic compression tests of closed-cell aluminum foam specimens under different strain rate.Firstly, the forward and reverse test methods were adopted to study the dynamic compressive performance of closed-cell aluminum foam specimens with different thicknesses under the same loading velocity, and the specimen thickness to eliminate the inertia effect at a certain speed was obtained.A series of closed-cell aluminum foams were further tested under different loading rates to study the change law of their dynamic compression performances versus strain rate.The results showed that the dynamic stress-strain curve of closed-cell aluminum foam has three regions including an elastic region, a stress platform one and a compressive one, it is the same as that in the quasi-static case; platform stress of closed-cell aluminum foam has an obvious strain rate effect under high speed compressive loads, and its densification strain under different strain rates has different varying trends; this phenomenon is explained as the interaction effects between the change of plastic deformation mechanism of aluminum foam cell wall and fluctuations effect; the energy absorption capability of closed-cell aluminum foam is improved significantly with in crease in strain rate.

closed-cell aluminum foam; dynamic compression; inertia effect; strain rate effect; platform stress; densification strain; energy absorption capability

國家自然科學基金項目(51238007；51378347)

2015-12-22 修改稿收到日期：2016-01-31

李忠獻 男，博士，教授，1961年生

師燕超 男，博士，副教授，1982年生

TU512.4

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.05.001