泡沫鋁填充6082-T6鋁合金圓管構件軸壓力學性能

翟希梅，孟令釗，王建皓

(1.結構工程災變與控制教育部重點實驗室(哈爾濱工業大學)，哈爾濱 150090；2.土木工程智能防災減災工業和信息化部重點實驗室(哈爾濱工業大學)，哈爾濱 150090)

近年來，恐怖襲擊及意外事故頻發，建筑結構在沖擊、爆炸等極端荷載下的響應受到廣泛關注。將薄壁金屬構件作為耗能構件，通過其自身的變形以及屈曲耗散能量，可以有效地保護受到沖擊、爆炸等荷載作用的結構。鋁合金具有自重輕、比強度高、耐腐蝕、抗疲勞、無低溫脆性等優勢[1]，常應用于飛行器設計[2]以及車輛工程[3]中作為吸能構件。針對建筑用鋁合金構件的吸能能力，國內外學者也開展了相關研究。Marzbanrad等[4]對6060-T5和6060-T4薄壁圓形鋁管在軸向沖擊荷載下的行為進行了數值研究，并采用加權求和法對軸向壓縮荷載下的鋁合金圓管進行了多目標優化分析。孫宏圖等[5]分析了鋁合金薄壁方管軸向沖擊載荷下的吸能特性，發現隨著構件的壁厚、長度和沖擊速度的增加，鋁合金方管容易出現混合變形模式，且吸能能力有所降低。

泡沫鋁具有低密度、高孔隙率、高比強度、高比剛度等特性[6]，將其作為芯體填充到薄壁金屬構件形成復合耗能構件是近年來研究的熱點方向[7-8]。Reyes等[9]針對有無泡沫鋁填充方管構件在斜向壓縮荷載下的變形模式和耗能性能開展試驗研究，結果表明當泡沫鋁密度高于一定值后，構件的比吸能減小。Rajendran等[10]利用落錘沖擊試驗研究了泡沫鋁填充管構件的能量吸收效率，發現當初始的沖擊能量相同時，相比于芯材與薄壁鋼管，泡沫鋁填充管的吸能效果最優。Duarte等[11]將泡沫鋁填充到6060-T6鋁合金圓管中，采用三點彎曲沖擊試驗研究其在動態彎曲下的力學性能，結果表明側向沖擊荷載下，填充的泡沫材料通過變形吸收大量能量，并提高構件的耗能性能。

已有研究結果表明泡沫鋁填充薄壁金屬構件具有優良的耗能性能，而目前泡沫鋁填充鋁合金圓管的研究多使用低標號的鋁合金，針對6082-T6高強鋁合金圓管的耗能能力及其與泡沫鋁共同工作的性能研究有待補充。基于上述背景，本文采用泡沫鋁填充6082-T6鋁合金圓管作為耗能構件，通過軸向壓縮試驗得到構件的全過程響應、破壞模式以及耗能特性，并對構件的破壞機理進行探究。同時建立了6082-T6鋁合金與閉孔泡沫鋁的本構方程，通過數值方法得到不同管徑、壁厚以及高度對構件破壞模式、耗能能力的影響規律，為構件在實際工程中的應用提供理論依據。

1 材性試驗

由于泡沫鋁強度較低，物理切割會造成表面扭曲變形或內部孔穴坍塌，因此在試件制作過程中使用電火花線切割法加工鋁合金管和泡沫鋁，得到的鋁合金構件切割表面光滑并具有較高的尺寸精度，泡沫鋁芯體表面平整，泡孔結構完整無坍塌，試件的加工過程見圖1。

圖1 試件加工過程Fig.1 Fabrication process of specimens

為得到6082-T6鋁合金的力學性能指標，對不同截面尺寸的鋁合金圓管進行材性試件取樣，根據規范GB/T 228—2010[12]制作了15個材性試件(5組，每組3個)并進行單軸拉伸試驗，加載方式為位移控制，加載速度為2 mm/min。鋁合金圓管的截面尺寸及力學性能指標見表1，表中D、t分別表示圓管的外徑以及厚度；E表示彈性模量；σy、σu分別為屈服強度(卸載后殘余應變為0.2%的名義屈服強度)和極限強度；e表示伸長率(e=(Lk-L0)/L0，其中L0、Lk分別為試件拉斷前、后的標距長度)。

表1 6082-T6鋁合金材料參數Tab.1 Mechanical properties of 6082-T6 aluminum alloy

本文采用的泡沫鋁孔洞形式為閉孔，孔隙率為68%～91%，利用電子萬能試驗機對三組泡沫鋁材性試塊(邊長150 mm的立方體)進行單軸壓縮試驗，得到應力-體積應變曲線見圖2。可以看出泡沫鋁在壓縮過程中經歷3個階段：1)彈性階段：在壓縮前期力隨位移線性增大；2)塑性變形階段：泡沫鋁孔隙不斷被壓潰，力值相對穩定；3)致密化階段：構件內部孔隙完全壓實，孔壁相互接觸，壓力隨位移增大迅速增加直至試件壓潰。根據試驗結果得到泡沫鋁的材料密度為245.7 kg/m3，彈性模量為114 MPa，平臺應力為0.81 MPa。

圖2 泡沫鋁軸壓應力-應變曲線Fig.2 Stress-strain curves of aluminum foam under axial compression

2 軸壓試驗

2.1 試驗裝置

為研究泡沫鋁填充6082-T6鋁合金圓管以及鋁合金空管的軸壓力學性能及耗能能力，考慮到不同徑厚比、高徑比對構件性能的影響，分別進行了10根空管和10根填充管的軸壓試驗，試件的尺寸見表2。試件編號中的首字母E/F表示空管(empty)構件/泡沫鋁填充(foam-filled)構件；編號中的數字依次表示試件的截面外徑、壁厚和計算高度。表格中試件尺寸均為實際測量數據。

表2 試件參數及試驗結果Tab.2 Parameters of specimens and experiment results

本文采用哈爾濱工業大學結構試驗室的1 000 kN電液微機伺服試驗機進行軸壓試驗，試驗裝置見圖3。試驗機底部平臺與加載鋼板僅能豎向平動，底部通過夾具進行固定，實現構件底部的完全固支約束。底部夾具高度為50 mm，針對不同截面尺寸的構件，分別使用相匹配的套環作為底部約束對試件進行固定，見圖3(c)。試驗采用位移加載，加載速度為2 mm/min，壓縮至構件計算高度的80%時停止加載。

圖3 試驗裝置Fig.3 Axial compression experiment setup

2.2 破壞模式及失效機理

試件在軸向壓縮荷載下的變形過程見圖4，d表示壓縮位移。根據試件的變形過程總結出3種破壞模式：劈裂破壞(F)、疊縮劈裂破壞(R+F)和疊縮劈裂+不規則變形破壞(R+F+I)。發生劈裂破壞時(見圖4(a))，構件首先在其上部產生塑性鉸，形成圓環形褶皺(d=5 mm)，在壓縮過程中構件的塑性鉸點處出現豎向裂紋，這些裂紋隨著位移增大逐漸擴展(d=10 mm)，當圓環形褶皺被擠壓完全時，構件塑性鉸點處出現橫向裂縫，褶皺上部基本脫落(d=20 mm)，構件發生劈裂破壞，隨著位移增大鋁合金構件劈裂處形成多瓣且向外翻轉并逐漸脫落(d=50 mm)，構件剩余部分不斷發生劈裂破壞直至最后。對于發生疊縮劈裂破壞的構件(見圖4(b))，在形成塑性鉸后首先發生軸對稱疊縮變形(d=4 mm)，在完全疊縮后形成新的塑性鉸(d=15 mm)并發生進一步疊縮(d=34 mm)，但在第二次疊縮過程中塑性鉸點處形成豎向裂紋(d=42 mm)，隨后試件發生劈裂破壞。當構件發生疊縮劈裂+不規則變形破壞時(見圖4(c))，在加載初期出現塑性鉸并發生對稱疊縮變形(d=10 mm)，在疊縮完全后產生裂紋并發生劈裂破壞(d=30 mm)，隨著位移的增大，構件的剩余部分沒有繼續發生劈裂破壞，而是產生不規則變形(d=60 mm)。

圖4 不同破壞模式變形過程Fig.4 Deformation process of different failure modes

圖5給出了不同破壞模式構件的力-位移曲線，從圖中可以看出所有構件在壓縮初期均發生彈性變形，荷載隨位移線性增大。在塑性鉸開始形成時(出現第一個圓環形褶皺)，承載力達到峰值點，隨后荷載隨著位移的增加而明顯下降，當出現裂縫后試件發生劈裂破壞，承載力逐漸達到最低點，而后上部破壞部分被壓實，承載力有所提高且隨著裂縫的擴展在一定范圍內抖動。發生疊縮劈裂破壞的構件其力-位移曲線具有多個峰值點，分別對應不同疊縮過程中形成塑性鉸時的構件承載力，當試件產生裂縫后發生劈裂破壞，承載力不再明顯提高。當構件發生疊縮劈裂+不規則變形破壞時，荷載在達到峰值點后迅速下降，此時構件開始疊縮并在疊縮完成后產生裂縫，隨后構件發生不規則變形，荷載隨著位移的增大明顯增大，在到達峰值點后由于構件頂部裂縫發展，承載力逐漸降低。

圖5 不同破壞模式力-位移曲線Fig.5 Load-displacement curves of different failure modes

試件的破壞模式總結見表2，主要受管壁厚度以及有無泡沫鋁填充影響。總結鋁合金圓管及泡沫鋁填充管在軸壓荷載下的失效機理如下：壁厚較小的鋁合金圓管韌性較差，在疊縮過程中圓環褶皺處橫向受拉致使管壁出現豎向裂縫，各豎向裂縫將圓環褶皺分為數瓣，隨著位移增大各瓣褶皺出現橫向裂縫發生彎折破壞。裂縫的擴展使構件剩余部分的截面不再保持平整，從而導致構件無法再形成圓環形褶皺，而是發生劈裂破壞直至構件被壓縮完全。當鋁合金圓管內填充泡沫鋁時，由于在壓縮前期即出現劈裂破壞，泡沫鋁未被壓縮密實因而對此破壞模式影響不大。發生疊縮劈裂破壞時，構件在前期疊縮并依次形成圓環形褶皺，但壓縮過程中圓環褶皺處因橫向受拉產生裂縫，導致在加載后期疊縮形成的圓環因應力不均勻而破碎脫落，剩余部分因裂縫擴展而發生劈裂破壞。疊縮劈裂+不規則變形破壞模式發生在壁厚較大的空管構件中，圓環形褶皺在疊縮完成后破碎，而在壓縮中后期，構件頂部存在缺陷，形成塑性鉸的位置隨機，因此發生不規則變形，當構件填充泡沫鋁后，泡沫鋁在壓縮中后期被壓實在鋁管內部，對管壁起到良好的支撐作用，構件發生疊縮劈裂破壞。

2.3 耗能能力分析

對于耗能構件的耗能能力常用如下指標進行評價：總吸能Eabs(energy absorption)，平均壓縮力FMCL(mean crush load)及壓縮效率ηCLE(crush load efficiency)。其定義分別為：

總吸能表示構件在變形過程中通過自身材料的疊縮、屈曲以及斷裂等形式所吸收的全部能量，計算公式如下，其中P為壓縮力，d為試件的壓縮位移。

(1)

平均壓縮力FMCL是吸能與位移的比值，見式(2)，其意義為構件發生單位位移時所能吸收的能量，能直接反映構件耗能能力大小。

(2)

壓縮力效率為構件平均壓縮力與峰值壓縮力的比值，見式(3)。壓縮力效率越大說明平均壓縮力越接近峰值壓縮力，材料的有效利用率越高。

(3)

各試件的吸能指標見表2。填充泡沫鋁后構件峰值壓縮力FPCL(peak crush load)提升較小，其中F-76-4-120相較于E-76-4-120其FPCL提升幅度最大，僅為4.5%。這一方面是當荷載達到峰值時，構件的豎向位移較小，此時泡沫鋁尚處于彈性階段，對荷載貢獻較小。另一方面因為本文所用泡沫鋁密度較低，抗壓強度遠小于6082-T6鋁合金，因此其對構件的FPCL提升不大。從表2可以看到，填充泡沫鋁后構件的FMCL得到了明顯的提高，其中F-76-4-120相較于E-76-4-120其FMCL提升幅度達到19.26%。

圖6給出了鋁合金空管與泡沫鋁填充管的力-位移曲線對比。其中陰影區域為構件填充泡沫鋁之后其總吸能增加部分，且耗能能力的提高主要發生在軸壓過程的中后段，此時泡沫鋁也達到了平臺段和上升段，能為構件抵抗荷載的能力提供較大貢獻。此外泡沫鋁的填充也使構件的變形模式得到了改善，避免了不規則變形模式的產生，有利于構件的能量吸收。綜上，填充泡沫鋁有效提高了構件的總吸能和平均壓縮力，其提高主要來源于以下3個部分：泡沫鋁自身強度貢獻、構件變形模式得到改善、泡沫鋁與管壁之間的摩擦作用。

圖6 填充管與空管力-位移曲線對比Fig.6 Comparison of load-displacement curves of foam-filled tube and empty tube

3 有限元建模方法及驗證

3.1 有限元模型及接觸設置

基于ANSYS/LS-DYNA進行泡沫鋁填充6082-T6鋁合金圓管的軸壓試驗有限元模擬，有限元模型見圖7，該模型分為4個部分：軸壓試件、頂部加載鋼板、約束套筒以及底部約束鋼板。為保證與試驗條件一致，將底部鋼板設置為固定約束，同時約束加載鋼板的側向位移以及全部轉角位移。考慮到模型在加載過程中發生疊縮以及劈裂破壞，選取solid164實體單元進行鋁管的有限元模擬，同時使用全積分算法以消除沙漏影響。對于泡沫鋁芯體同樣使用solid164實體單元計算。為使有限元模擬具有較高的計算效率，將加載鋼板、約束套筒以及底部約束鋼板設置為剛體。鋁合金圓管的單元尺寸為1 mm×1 mm×1 mm，泡沫鋁的網格采用4 mm×4 mm×4 mm。

圖7 有限元模型Fig.7 FE model

由于試驗過程中鋁管發生劈裂破壞后管與加載鋼板之間的接觸界面結點發生了改變，因此選用自動面面接觸對鋁管與各約束之間的接觸進行模擬。而泡沫鋁芯體結點過多，采用上述接觸設置會消耗大量運算資源，因此對泡沫鋁芯體與各部分之間的接觸設置為自動點面接觸，該接觸只需定義泡沫鋁表面的結點與各部分之間的接觸。在軸壓試驗過程中，鋁管發生疊縮以及劈裂破壞時，自身結點發生接觸，故而對鋁管自身采用自動單面接觸。在接觸算法中使用罰函數法進行計算，控制接觸界面穿透的罰函數參數定義為1.1[13]。

3.2 材料模型

鋁合金的材料模型選用Mat_Modified_Johnson_Cook材料模型，該模型可以較好地模擬無明顯屈服點的材料，其本構關系為[14]

(4)

式中:A為材料的屈服極限，B、n為材料參數，c為應變率效應參數，m為溫度參數。該本構方程由3個部分組成：一般情況下的應力應變關系、應變率效應的影響和溫度的影響。本文中僅考慮常溫下材料的靜態力學行為，因此忽略本構方程后兩部分的影響。A、B、n通過對鋁合金單軸拉伸試驗數據進行線性回歸擬合得到，取值見表3。

表3 鋁合金本構模型參數Tab.3 Parameters of constitutive model for aluminum alloy

為了模擬鋁合金管的劈裂破壞，在有限元模擬中考慮了材料的失效，使用Cockcroft-Latham韌性斷裂準則作為判定材料失效的方法。該準則將等效塑性應變能作為判斷材料發生失效的臨界參數。該臨界參數以及失效判定準則如下[14]：

(5)

(6)

泡沫鋁材料采用Mat_Crushable_Foam進行數值模擬，該模型需要輸入泡沫鋁應力-體積應變曲線，該曲線通過對試驗應力應變曲線進行本構方程的擬合得到(見圖2)。泡沫鋁本構方程為[15]

(7)

式中：ξV為體積應變，σp為平臺應力，γ為屈服強度，ξD為致密化應變，α2為形狀系數，β為擬合參數。擬合后泡沫鋁的參數取值見表4。

表4 泡沫鋁本構模型參數Tab.4 Parameters of constitutive model for aluminum foam

3.3 有限元模型的驗證

有限元模擬和試驗得到的力-位移曲線以及變形模式對比見圖8、9。在變形后期力-位移曲線相差較大，產生誤差的主要原因為：鋁管發生斷裂后，試驗中上部損壞的部分被壓實在試件與頂部加載鋼板之間，而在有限元模擬中上部損壞的部分發生脫落。對峰值荷載和首個折疊單元內的平均壓縮力進行對比，試驗結果與模擬結果對比見表5，可以看出有限元方法得到的結果誤差較小。

圖8 仿真與試驗力-位移曲線對比Fig.8 Load-displacement curves of experiment and simulation

圖9 仿真與試驗變形模式對比Fig.9 Failure modes of experiment and simulation

表5 仿真與試驗峰值壓縮力和平均壓縮力對比Tab.5 Comparison of experiment and simulation results of FPCL and FMCL

4 參數分析

4.1 壁厚的影響

首先考慮管壁厚對軸壓力學性能的影響。保持鋁合金管外徑60 mm、高度100 mm以及填充的泡沫鋁密度不變，對不同壁厚的鋁合金空管和泡沫鋁填充管構件進行了軸壓數值模擬研究，得到各試件的峰值壓縮力FPCL、平均壓縮力FMCL及壓縮力效率ηCLE，見圖10(a)。當鋁合金管壁厚度由1 mm增大到3.5 mm時，鋁合金空管的FPCL和FMCL分別增大209.7%和242.2%，當厚度為1.5 mm時空管的ηCLE最小，為37.6%，當厚度由1.5 mm增大到3.5 mm時，ηCLE隨之提高55.5%。當厚度由1.5 mm增大到3.5 mm時，復合構件的FPCL、FMCL和ηCLE分別增大135.9%、206.6%和29.9%。對于內部填充泡沫鋁的復合構件，其各項吸能指標均高于同尺寸的鋁合金圓管構件，且當厚度增大時(1.5 mm增大到3.5 mm)，泡沫鋁填充管與相同壁厚的空管的壓縮力效率比值由1.48減小到1.24。可以發現，填充泡沫鋁后，增大管壁厚度對復合構件吸能能力的提升作用有所減小。

4.2 管徑的影響

管徑的不同將導致填充的泡沫鋁的體積不同，保持鋁合金管壁厚2 mm和高度100 mm不變，對管徑在50 mm至120 mm間的5組鋁合金圓管構件和泡沫鋁填充鋁合金管短柱構件進行了軸壓數值模擬研究，圖10(b)為各構件的峰值荷載、平均壓縮荷載及平均壓縮力效率與管徑的關系曲線。鋁合金空管與泡沫鋁填充復合管的FPCL均隨管徑的增加而線性增大：當管外徑由60 mm增大到90 mm時，空管與復合管的FPCL分別提高47.7%和48.7%，同時構件的FMCL也隨之增大，鋁合金空管與泡沫鋁填充管的FMCL分別增大45.5%和28.5%。對于鋁合金空管構件，構件的FPCL與FMCL隨管徑的增大提升比率較為接近，因而管徑改變時，構件的ηCLE在37.9%～44.6%范圍內變化。當構件的管徑由60 mm增大到120 mm時，泡沫鋁填充鋁合金圓管構件的ηCLE減小20.5%，但當管徑增大時，泡沫鋁填充管與同尺寸的空管壓縮力效率ηCLE的比值由1.37減小到1.2。說明當管徑增大時，泡沫鋁填充對構件耗能能力提升的效率有所減小。

圖10 幾何參數對構件吸能特性的影響Fig.10 Influence of geometric parameters on energy absorbing characteristics

4.3 高度的影響

保持管徑60 mm和鋁管壁厚2 mm不變，對14組不同高度的鋁合金圓管構件和泡沫鋁填充鋁合金管短柱構件進行了軸壓數值模擬研究，各試件的峰值荷載、平均壓縮荷載及壓縮力效率見圖10(c)。當構件的高度由100 mm增大到700 mm時，空管與填充管的FPCL分別減小了3.2%和2.5%，而FMCL分別減小68%和32.5%。結果表明填充泡沫鋁后，構件在壓縮過程后期的吸能能力優于鋁合金空管，且隨著構件高度增大泡沫鋁的貢獻也隨之增大。當空管構件的H/D>8和泡沫鋁填充構件的H/D>10時，試件在軸壓荷載作用下發生失穩破壞，填充泡沫鋁后構件發生失穩破壞的臨界高徑比提高。

5 結 論

本文開展了泡沫鋁填充6082-T6鋁合金圓管短柱構件的靜力軸壓試驗，建立了6082-T6高強鋁合金的材料本構模型及失效準則，提出了較為準確的有限元仿真建模方法并對影響復合構件軸壓力學性能的參數進行了分析，主要結論如下：

1) 泡沫鋁填充6082-T6鋁合金圓管及空管在軸向壓縮荷載下表現出三種破壞模式：劈裂破壞、疊縮劈裂破壞、疊縮劈裂+不規則變形破壞。填充泡沫鋁可以改善構件在軸壓荷載下的變形模式，平均壓縮力和壓縮力效率均得到提升，具有更高的耗能能力。

2) 構件在軸壓荷載下形成塑性鉸而發生疊縮，隨后產生裂縫發生疊縮劈裂破壞；壁厚較小的圓管在塑性鉸開始形成時產生裂縫直接發生劈裂破壞；壁厚較大的構件由于存在缺陷，塑性鉸出現位置隨機，疊縮劈裂后發生不規則變形。

3) 當泡沫鋁填充復合管壁厚由1.5 mm增大到3.5 mm時，構件的峰值壓縮力和平均壓縮力分別提高135.9%和206.6%；當管徑由60 mm增大到90 mm時，構件的峰值壓縮力和平均壓縮力分別提高48.7%和28.5%。

4) 構件壁厚分別為1.5 mm和3.5 mm時，等壁厚的泡沫鋁填充管與空管的壓縮力效率比值分別為1.48和1.24；當管徑由60 mm增大到90 mm時，同一管徑下泡沫鋁填充管與空管的壓縮力效率的比值由1.37減小到1.2。因此，填充泡沫鋁對管徑與壁厚較小的鋁合金圓管吸能能力的提升作用更明顯。

5) 當構件高度由100 mm增大到700 mm時，構件的峰值壓縮力基本不變；空管和復合管的平均壓縮力分別減小68%和32.5%。當鋁合金空管高徑比超過8、泡沫鋁填充管高徑比超過10時，構件發生失穩破壞。