硬質聚氨酯泡沫動靜態劈裂拉伸的試驗研究

江 偉，盧玉斌*，姜錫權，段俊舟

(1.西南科技大學制造過程測試技術教育部重點實驗室，四川 綿陽 621010； 2.陸軍炮兵防空兵學院先進材料動力學實驗室，合肥 230031)

0 前言

RPUF作為一種輕質、疏松、蜂窩狀的結構材料，其質量輕、比強度高、抗疲勞性能好，具有良好的沖擊吸能特性以及隔音、絕熱和減振性能，因此常用來作為人們日常生活中的結構、包裝以及防護材料，具有廣闊的應用前景。在實際工程應用中，RPUF通常是承受壓縮載荷，而由于材料的抗壓能力相對抗拉能力較高(抗壓強度約為抗拉強度的3倍)，這就使得材料在壓縮載荷作用下間接(3點彎曲、劈裂等)地導致其拉伸失效。因此，對RPUF劈裂拉伸的研究就顯得至關重要。

目前，關于RPUF材料拉伸性能的研究, 國內外也展開了廣泛的研究。伍壁超等[1]從密度、應變率、取向、溫度等方面在MTS實驗機上對啞鈴型RPUF板材試件進行了準靜態拉伸實驗。發現在彈性階段應變率效應并不明顯，而在塑性階段抗拉強度卻隨應變率的增大而減小；從0 °、45 °和90 ° 3個取向研究發現具有一定的各向異性；另外，無論高密度還是低密度，RPUF的抗拉強度與彈性模量都會隨溫度的升高而降低且高密度下降幅度相對較大。

陳誠[2]對RPUF進行了6種不同應變率下的準靜態拉伸試驗和數值模擬，發現RPUF的斷裂表現明顯的脆性特征，并且拉伸斷裂強度與彈性模量隨著應變率的增大而增大，而拉伸斷裂應變卻表現相反的規律。

付順強[3]采用旋轉盤式間接桿型沖擊拉伸實驗裝置對硬質泡沫塑料(聚碳酸酯棒材)進行了動態拉伸，并從準鏡靜態和動態2個方面對比研究，結果表明該種材料表現明顯的非線性、黏彈性特征，而且其力學性能具有明顯的應變率相關性，屈服應力和失穩應變隨應變率的增加而顯著增大。

(a)雙立柱微機控制電子萬能試驗機 (b)非接觸應變測量系統 (c)霍普金森壓桿圖1 試驗設備Fig.1 Test device

Ridha等[4]從RPUF的加載方向、材料密度和泡孔各向異性等角度對其拉伸變形響應進行了研究。結果表明：該種泡沫材料表現明顯的各向異性，剛度和強度隨著加載方向和泡沫上升方向之間的角度增大而減小，隨著密度的增加而增強，并且力學性能中的各向異性與幾何單元中的各向異性有一定的相關性。

Kabir等[5]在準靜態試驗中研究了不同密度、微結構下硬質聚氨酯泡沫塑料的拉伸、準靜態斷裂和動態斷裂的力學特性，發現拉伸強度和彈性模量強烈依賴于泡沫密度，而且其斷裂韌性也往往依賴于泡沫密度以及微觀結構。

Doroudiani等[6]研究了聚苯乙烯(PS)泡沫塑料泡孔結構對其拉伸力學性能的影響，分別對相同泡孔尺寸、不同泡沫密度以及相同泡沫密度、不同泡孔尺寸的PS泡沫塑料的拉伸性能進行測試。研究發現，隨著相對密度的增大，泡沫塑料的相對拉伸強度呈冪指數關系顯著增大；隨泡孔尺寸的增大，泡沫塑料的相對拉伸強度會有所下降。

盧子興等[7]通過準靜態試驗對3種不同密度的硬質聚氨酯泡沫塑料的拉伸本構關系及其失效機理進行了研究。發現高密度聚氨酯泡沫塑料的彈性模量和抗拉強度均隨其密度的增加而增大，而斷裂應變則隨密度的變化沒有明顯的規律性。此外，還說明了硬質聚氨酯泡沫塑料在拉伸應力狀態下的脆性變形特征。

綜上所述，以上學者主要是基于硬質聚氨酯泡沫塑料的準靜態直接拉伸力學特性的研究，而關于RPUF的動態拉伸很少有人涉足，尤其是RPUF的動態劈裂拉伸，目前還沒有學者進行相關的研究。因此，很有必要對其進行動態和靜態劈裂，對間接研究RPUF的破壞形式及拉伸力學性能具有重要意義。本文利用MTS試驗機并結合應變分析測量系統對密度為0.54 g/cm3和0.62 g/cm3的2種RPUF進行準靜態劈裂以及利用分離式霍普金森壓桿對密度為0.62 g/cm3的RPUF進行動態劈裂，試驗研究主要考慮應變率、密度和長徑比3個影響因素。

1 實驗部分

1.1 主要原料

高密度RPUF，由多元有機異氰酸酯與多元醇(聚醚多元醇或聚酯多元醇)反應產生，材料密度為0.54、0.62 g/cm3，熱導率分別為0.022、0.024 W/(m·K)，閉孔率均高于95 %，北京京都順發保溫材料有限公司。

1.2 主要設備及儀器

雙立柱微機控制電子萬能試驗機(MTS)，WDW-100，上海百若試驗儀器有限公司，如圖1(a)所示；

非接觸應變測量系統，XJTUOM，西安交通大學，如圖1(b)所示；

鎢燈絲掃描電子顯微鏡(SEM)，EVO18，德國蔡司公司；

霍普金森壓桿，SHPB，陸軍炮兵防空兵學院，如圖1(c)所示。

1.3 樣品制備

根據試驗研究方案對試樣進行加工，試驗試件形狀均為圓柱體，尺寸允許誤差范圍為0.1～0.3 mm；

在靜態劈裂試驗中，對應變率效應的研究，所用材料密度為0.54 g/cm3和0.62 g/cm3，試件尺寸均為Φ74 mm×37 mm；而對試件長徑比的研究，所用材料密度為0.62 g/cm3，由于考慮0.4、0.5和0.8這3種長徑比，對應的試件尺寸分別為Φ50 mm×20 mm、Φ50 mm×25 mm和Φ50 mm×40 mm，試件均加工成平臺巴西圓盤，中心角為2α=20 °，如圖2所示；

圖2 準靜態劈裂加載示意圖Fig.2 Loading diagram of quasi-static split

在動態劈裂試驗中，所用材料密度均為0.62 g/cm3，對于應變率效應的研究，試件尺寸為Φ50 mm×25 mm；對于長徑比的研究，考慮0.2、0.4、0.6、0.8這4種長徑比，對應的試件尺寸分別為Φ50 mm×10 mm、Φ50 mm×20 mm、Φ50 mm×30 mm、Φ50 mm×40 mm；試樣均為巴西圓盤(無平臺)，但為了保證試樣從中心起裂，本實驗設計了一定寬度的弧形墊條，以形成中心角為2α=20 °的平臺；該種方法相對于巴西圓盤，克服了加載端處的應力集中現象，使得兩端在加載過程中處于均勻加載狀態，從而使試件破壞時能夠沿其中心線開裂；其平臺寬度(w)取決于試件的中心角，墊條式平臺巴西圓盤的加載示意圖，如圖3所示。

圖3 動態劈裂加載示意圖Fig.3 Loading diagram of dynamic split

1.4 性能測試與結構表征

準靜態劈裂試驗是在承載力為100 kN的MTS上進行，同時結合非接觸式三維動態應變測量系統(VIC-3D)對材料的位移場和應變場進行實時記錄和分析。試驗前，需對散斑系統進行調試，調試完畢后將試件放于壓盤中心下方，調整試件位置，使得相機的校正中心線與試件中心線重合，然后開啟圖像采集并同時啟動伺服。其中，應變率效應研究中，RPUF的加載速度分別為2、10、20、30 mm/min；長徑比的研究，加載速度均為5 mm/min。該系統使用2個LED燈作為光源來保證圖像清晰，通過2個互成一定角度(2α=30 °)的高速攝像機(分辨率為1 392×1 040)實時采集試件的各個變形階段的散斑圖像，并計算出全場應變和顯示變形情況。后處理中，以圖形化顯示測量結果，便于更好地理解和分析材料的性能。RPUF的準靜態劈裂的加載，如圖4所示。

圖4 RPUF的準靜態劈裂效果Fig.4 Quasi-static splitting effect of RPUF

動態劈裂試驗是在加長型分離式霍普金森壓桿(SHPB)上進行，SHPB主要由氣炮系統、入射桿、透射桿、吸收桿以及數據采集系統組成，試驗裝置示意圖如圖5所示。桿系直徑均為 75 mm，入射桿、反射桿和透射桿的長度分別為6 000、3 500、3 000 mm，桿系材料為45鋼，密度為7 800 kg/m3，彈性模量為210 GPa。入射桿和透射桿上應變片的貼片位置分別距離試件端面為2.20 m和1.03 m，整個實驗中應變片位置無變化。在應變率效應研究中，試驗加載氣壓份分別為0.24、0.28、0.32 MPa；關于試件長徑比的研究，加載氣壓均為0.26 MPa。

圖5 SHPB裝置示意圖Fig.5 SHPB device diagram

由于RPUF屬于吸能材料，且透射桿上信號較弱，電阻應變片不能很好地采集到信號，因此透射桿均采用靈敏度系數為110，阻值為120 Ω的半導體應變片，而入射桿采用的是靈敏度系數為2.03，阻值為120 Ω的電阻應變片，RPUF試件的動態劈裂加載如圖6所示。

圖6 RPUF的動態劈裂Fig.6 Dynamic split of RPUF

1.5 試驗原理

1.5.1 靜態劈裂實驗原理

一般而言，脆性材料Griffith破壞準則的等效應力σG是以最大主應力σ1和最小主應力σ3的組合情況進行計算的，如式(1)所示：

(1)

其中，規定主應力符號以拉為正，壓為負，且σ1≥σ2≥σ3。RPUF的抗拉強度為σT，當σG≥σT時材料破壞。巴西圓盤劈裂試件的受力分析，如圖7所示。通過求解，可以得到直徑上任意一點處的彈性力學解：

(2)

圖7 巴西圓盤劈裂的彈性力學模型Fig.7 Elastic mechanics model of Brazilian disc split

又由于：

(3)

屈嘉[8]從理論上已經證明了在巴西圓盤準靜態劈裂試驗中，試件最先是從圓心處開始起裂；文獻[9]也用精細的有限元分析證明，只有當平臺對應的加載角2α≥20 °時才能根據Griffith強度準則保證中心起裂條件。在圓心處有r1=r2=d/2，θ1=θ2=0，通過式(2)計算得到的σx、σy和τxy，再將這3個應力分量帶入式(3)得到：

(4)

按照彈性力學中力的方向規定，式(4)中的P為負，故式中的σ1為正，σ3為負。由此式可知，對于RPUF的材料性質，其抗壓強度遠大于抗拉強度，即抗壓強度是抗拉強度的3倍。因此，通常認為試件是受拉破壞而非受壓破壞，將式(4)中的P替換為-Pt并帶入式(1)，可得到巴西圓盤劈裂抗拉強度的計算公式：

(5)

對于平臺巴西圓盤，其抗拉強度需在式(5)加入一個修正系數k[10]，即：

(6)

式中σT——試件的抗拉強度

Pt——試件破壞時的壓力載荷

d——試件直徑

h——試件的厚度

k——與平臺尺度有關的系數，當加載角2α=20 °時，k=0.96

因此，平臺巴西圓盤的劈拉強度為：

(7)

1.5.2 動態劈裂實驗原理

由于RPUF屬于高硬度的高密度泡沫材料，因此可以考慮將巖石動態劈裂試驗方法應用于此。利用霍普金森壓桿(SHPB)裝置進行動態劈裂，在高壓氣體被釋放的瞬間，驅動撞擊桿(子彈)加速運動撞擊入射桿時，入射桿中產生向右的應力脈沖，即入射波；應力脈沖到達入射桿右端面時，一部分反射會入射桿中形成反射波，另外一部分繼續向前傳播，推動試件高速變形，透過試件的應力脈沖進入透射桿形成透射波。壓桿中的傳播的應力脈沖信號，分別由粘在入射桿和透射桿上的應變片采集，并由超動態應變儀轉變為電信號，然后再由瞬態波形存儲器轉換為離散信號存儲起來，顯示在示波器中。

其中，試件與入射桿、反射桿膠粘的兩端的載荷P1、P2分別為：

P1=A0E0[εi(t)+εr(t)]

(8)

P2=A0E0εt(t)

(9)

(10)

(11)

(12)

(13)

其中，εi(t)、εr(t)、εt(t)分別為電壓信號轉換之后的入射應變、反射應變和透射應變；C0、A0和E0分別為壓桿的縱向波速、橫截面積和彈性模量，As和Ls分別為試件的橫截面積和長度。

對于墊條式的平臺巴西圓盤，當平臺中心角為2α=20 °時，其抗拉強度計算仍需添加修正系數k，即其抗拉強度計算公式為：

(14)

2 結果與討論

2.1 靜態劈裂試驗結果與分析

針對RPUF的準靜態劈裂，本文考慮了密度、應變率、長徑比3種因素對其拉伸性能的影響，主要從應變率效應和尺寸效應2個方面進行研究。

2.1.1 RPUF準靜態劈裂的應變率效應

試驗試件尺寸均為φ74 mm×37 mm，密度分別為0.54 g/cm3和0.62 g/cm3的2種高密度材料；加載速率分別為2、10、20、30 mm/min，對應的應變率分別為9.00×10-4、4.50×10-3、9.00×10-3和1.35×10-2s-1，2種不同高密度的RPUF準靜態劈裂力學性能參數分別表1和表2所示。

表1 低密度RPUF準靜態劈裂的力學性能參數Tab.1 Quasi-static splitting mechanical properties of low density RPUF

表2 高密度RPUF準靜態劈裂力學性能參數Tab.2 Quasi-static splitting mechanical properties of high density RPUF

從表中數據可以看出，RPUF的抗拉強度隨著加載應變率的增大而提高，而且與密度有一定關系，即密度越大，其抗拉強度也相對較大。然而，對于較高密度材料，當應變率達到一定值后，其抗拉強度的變化不再明顯。這是由于RPUF的密度越高，則脆性越大的緣故，表現為脆性破壞。另外，材料的彈性模量、屈服強度也隨加載應變率的增加而有增大的趨勢，只是高密度材料的彈性模量和屈服強度要相對低密度有一定的提高。由此可見，雖然高密、低密度RPUF材料均表現出一定的應變率效應，但是低密度材料相對高密度材料具有較強的率敏感性。

從圖8中可以看出，RPUF的加載過程主要有彈性變形和塑性屈服2個階段。在彈性變形階段，載荷隨加載位移的增大而呈線性增加；在塑性屈服階段，試件的抗拉能力隨著加載速率的變化開始發生明顯的分歧，即加載速率越大，RPUF的抗拉承載能力就越大，也即抗拉強度越大，故表現出明顯的應變率效應。此外，RPUF的密度對其拉伸性能也具有重要影響，其抗拉強度有隨材料密度的增大而增加的趨勢。

加載速率/mm·min-1：■—2 ●—10 ★—20 ▼—30ρ/g·cm-3:(a)0.54 (b)0.62圖8 不同加載速率下的負荷 - 位移曲線Fig.8 Load-displacement curves at different loading rates

2.1.2 RPUF準靜態劈裂的尺寸效應

試驗材料密度為ρ=0.62 g/cm3，加載速率均為5 mm/min，試件長徑比分別為0.4、0.5和0.8(尺寸分別為Φ50 mm×20 mm、Φ50 mm×25 mm和Φ50 mm×40 mm)。不同長徑比劈裂拉伸的力學性能參數如表3所示。顯然，由試驗結果可以看出，抗拉強度、彈性模量均隨試件長徑比的增大而有降低的趨勢。實際上，這也驗證了試件與壓盤的接觸面積和抗拉強度的本質關系，因為長徑比越大，即厚度方向增大，使得其與壓盤的接觸面積也就越大，從而使得單位面積上的應力減弱，故抗拉強度降低。平均抗拉強度與長徑比的關系，如圖9所示。

表3 不同長徑比劈裂拉伸的力學性能參數Tab.3 Tensil mechanical properties of splits at different aspect ratios

圖9 平均抗拉強度與長徑比的關系Fig.9 Relationship between average tensile strength and aspect ratios

2.2 準靜態劈裂的結構破壞分析

(a)階段1 (b)階段2 (c)階段3 (d)階段4 (e)階段5 (f)臨界圖10 x方向的應變場演化Fig.10 Strain field evolution in x direction

(a)階段1 (b)階段2 (c)階段3 (d)階段4 (e)階段5 (f)臨界圖11 y方向的應變場演化Fig.11 Strain field evolution in y direction

從圖10和圖11中可以看出，x方向上的應變主要表現為拉伸應變，y方向主要表現為壓縮應變。其中，最大拉應變為20.34 %，最大壓應變為14.01 %，但無論是拉應變還是壓應變，最終臨界狀態的最大變形區域還主要集中于試件的中心區域。可以明顯看到，x方向的最大拉伸應變，由試件中心逐漸向左右兩端擴展，最終導致試件拉伸失效；相反，y方向的最大壓縮應變是從試件上下兩端逐漸趨向中心區域，最終貫穿了試件的上下兩端。

(a)x方向臨界狀態的最大主應變云圖 (b)x方向臨界狀態的最大主應變 - 節點距曲線圖13 x方向臨界狀態的最大主應變Fig.13 The maximum major strain of the critical state in x direction

圖12為RPUF的最大主應變場演化過程，最大主應變的演化過程與y方向上的應變場演化過程略有相似之處，均是由試件的上下兩端同時緩慢地向試件中心并貫穿試件的整個縱向區域，最終向中心部位靠攏，達到臨界破壞狀態。此時的試件既在x方向達到最大拉應變，且在y方向達到最大壓應變。雖然在加載過程中既承受x方向的拉應力，又承受y方向的壓應力，但由于抗拉強度要遠小于抗壓強度，因此x方向的拉應力最先達到承載極限而導致試件拉伸失效。x方向、y方向臨界狀態的最大主應變與節點距之間的關系分別如圖13和圖14所示。

(a)階段1 (b)階段2 (c)階段3 (d)階段4 (e)階段5 (f)臨界圖12 最大主應變場的演化圖12 Evolution of the maximum major strain field

2.3 動態劈裂試驗結果

(a)y方向臨界狀態的最大主應變云圖 (b)y方向臨界狀態的最大主應變 - 節點距曲線圖14 y方向臨界狀態的最大主應變Fig.14 The maximum major strain of the critical state in y direction

圖15為RPUF試件在SHPB動態劈裂試驗中的典型波形。從圖中可以明顯看到，透射波波形要遠小于入射波、反射波的波形，這是由于試件與壓桿的端面相切，接觸面積較小，且試件波阻抗小于壓桿的波阻抗，使得大部分應力波被反射，導致透射桿上的信號比較少。為了較少端面的摩擦效應，試驗前在試件與壓桿接觸端面涂有適量的凡士林。

圖15 RPUF的動態劈裂的典型波形Fig.15 A original waveform of dynamic split of RPUF

此外，由于RPUF為吸能緩沖材料，在加載過程中，試件端面的平臺被擠壓變形，即與壓桿的接觸面積會增大，使得透射波波形峰值呈現平臺。本次RPUF的動態劈裂拉伸試驗，主要考慮長徑比和應變率2種因素對其間接拉伸性能的影響，即不同應變率、長徑比下RPUF的動態劈裂拉伸性能參數分別如表4、表5所示。

表4 不同應變率下RPUF的動態劈裂拉伸性能參數Tab.4 Dynamic split tensile properties of RPUF at different strain rates

表5 不同長徑比下RPUF的動態劈裂拉伸性能參數Tab.5 Dynamic split tensile properties of RPUF at different aspect ratios

2.3.1 應變率對劈拉強度的影響

(15)

式中σts——準靜態劈拉強度

σtd——動靜態劈拉強度

擬合曲線方程為：

y=A+Bx+Cx2

(16)

表6 DIF的擬合參數值Tab.6 Fitting parameter values of DIF

圖16為RPUF的DIF值與平均應變率的關系，從圖中可以看出，DIF值隨應變率的增大而明顯升高且呈非線性增長的趨勢，這表明RPUF材料具有較強的率敏感性。但隨著應變率的增大，DIF值的增長率逐漸變緩。一般認為，材料強度的增強主要是由于隨著加載應變率的增大，材料在破壞時內部泡孔壁裂紋來不及充分擴展，在慣性力的作用下導致材料失效，而且應變率越高，慣性力越大，材料破壞時的抗拉強度也就越高。

圖16 RPUF的DIF值與平均應變率的關系Fig.16 Relationship between DIF value of RPUF and average strain rate

由于試驗過程中不可避免地受到外界信號及噪聲等因素的干擾，使得采集到的信號毛刺較多，故在數據處理時借助Origin9.1軟件中的FFT功能對由三波法處理得到的應力 - 應變曲線進行平滑和濾波處理。另外，為了降低慣性效應對試驗結果的影響，試驗試件采用統一的長徑比0.5，在0.24、0.28、0.32 MPa 3種不同加載氣壓下對長徑比下進行動態劈裂試驗，得到的典型應力 - 應變曲線，如圖16所示。

氣壓/MPa：■—0.24 ●—0.28 ▲—0.32圖17 RPUF動態劈裂的應力 - 應變曲線Fig.17 Stress-strain curve of RPUF in dynamic split

由圖17可知，RPUF的應力隨著應變的增加都是先增大，而后逐漸減小，這是由于在RPUF變形的初期，內部泡孔結構受到擠壓而閉合密實，為了抵抗外部的力量不得不提高自身的強度，隨著沖擊速度不斷加大，RPUF內部的泡孔逐漸被擠壓破碎且微裂紋開始不斷擴大、貫通，其自由表面不斷增加，傳遞荷載能力不斷減小，因此其強度急劇下降。另外，由于RPUF具有吸能緩沖的特性且波阻抗較低，在材料失效之后，應力波需要在試件內多次來回反射才能趨于平衡。

2.3.2 長徑比對平均劈拉強度的影響

為避免因加載氣壓過大而對試件造成多處裂紋開裂以影響試驗結果的可靠性，故對長徑比的研究均采用0.26 MPa的加載氣壓，分別對長徑比為0.2、0.4、0.6和0.8這4組長徑比進行了動態劈裂試驗。不同長徑比的應力 - 應變曲線，如圖17所示。從圖中可以看出，峰值應力隨長徑比的增大而降低，而且拉伸彈性模量也呈下降的趨勢。

長徑比：■—0.2 ●—0.4 ▲—0.6 ▼—0.8圖18 不同長徑比的應力 - 應變曲線Fig.18 Stress-strain curves of different aspect ratios

同靜態劈裂試驗一樣，RPUF動態劈裂的應力 - 應變曲線也劃分為3個階段：第一階段為RPUF的彈性變形階段，該階段的應力應變曲線近似為一條直線，其斜率為一定值，表現為較強的彈性特征以及較高的耐沖擊強度；第二階段為非線性彈性階段，該階段的曲線表現為非線性變形，進入本階段后，在試件縱向產生拉伸載荷使得內部泡孔受拉破壞，微裂紋開始逐步擴展開來，發生了質的改變。RPUF內部的裂隙在沖擊載荷作用下開始增加、貫通。當達到該階段的最高點，即試件的峰值強度之后試件便開始發生破壞，導致應力急劇下降；第三階段為破裂后階段，RPUF的承載能力到達了極限后，其內部發生損傷，試件內部的微裂紋快速發展，形成了宏觀斷裂面。此后，其承載力隨變形增大而快速下降，但試件的總應變會持續增加。

圖19為長徑比與平均抗拉強度之間的關系，由圖可知，平均抗拉強度隨長徑比的增大逐漸降低。其中，長徑比由0.4增大到0.6，平均抗拉強度的下降幅度最大約為28.0 %，由0.6增大到0.8下降幅度最小約為 17.7 %。這是由于在同一加載氣壓下，試件長徑比越大(即厚度方向增大)則單位面積上的承載作用力就相對較小，反之越大。

圖19 平均抗拉強度與長徑比的關系Fig.19 Relationship between average tensile strength and aspect ratio

3 結論

(1)在RPUF的準靜態劈裂試驗中，RPUF的抗拉強度隨著加載應變率的增大而提高，而且與密度有著密切關系，即材料密度越大，其抗拉強度也相對較高；對于較高密度材料，當應變率達到一定值后，其抗拉強度的變化不再明顯；另外，材料的彈性模量、屈服強度也隨加載應變率的增加而有增大的趨勢；在RPUF尺寸效應研究中，發現RPUF的抗拉強度、彈性模量均隨長徑比的增大而降低；

(2)由準靜態劈裂的結構破壞分析得知，在x方向主要承受拉伸載荷，y方向承受壓縮載荷，并且x方向臨界破壞狀態的最大主應變還主要集中于試件的中心區域，隨載荷的增大而逐漸增加，而最大主應變由試件中心逐漸向左右兩端逐漸減小；

(3)在動態劈裂試驗中，RPUF的DIF值隨應變率的增大而明顯升高，且呈非線性增長的趨勢，這表明RPUF材料具有較強的率敏感性。但隨著應變率的增大，DIF值的增長率逐漸變緩。另外，RPUF的抗拉強度峰值應力隨長徑比的增大而降低，而且拉伸彈性模量也呈下降的趨勢。