铝合金薄壁圆管动态膨胀剪切断裂的实验研究
铝合金薄壁挤压管在准静态和动态载荷下的有限元模拟
第 ３ 卷 第 ２期 ３
２ Ｏ 年 ４月 Ｏ７
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Ｖｏ ． ３ Ｎｏ ２ １ ３ ．
Ａｐ ． Ｏ ７ ｒ２ Ｏ
Ｊ ｕｎ ｌ ｆＬ ｎ ｈ ｕＵｎｖ ｒｉ ｆＴｅｈ ｏｏ ｙ ｏ ｒ ａ ａ ｚ ｏ ｉｅｓｔ ｏ ｃ ｎ ｌｇ ｏ ｙ
Ｎｏ －ｅ ｒ ｕ ｅａ ｌｙｓ ｎｆ ｒｏ ｓＭ ｔｌＡｌｏ ，Ｔｈ ｉ ｓｒ ｆＥｄ ｃ ｔｏ ｅＭ ｎｉｔｙｏ ｕ ａ ｉｎ，Ｉ ｚ ｕＵ ｎｖ ｏ ｃ ，Ｌａ ｚ ｏ ７ ０ ５ ｍｎ ｈｏ ｉ ｆ Ｔｅ ｋ ｎｈ ｕ ３ ０ ０，Ｃｈｎ ） ｉ ａ
Ａｂ ｔ ａ ｔ ｓｒ ｃ ：ＦＥ ｓｍｕ ａｉｎ ｏ ｈ ｅ － ｏｎ ｅ ｄｎ ｎ ｙ ａ ｃａ ｉｌ ｒ ｓ ｉｇ ｗｅｅｐ ｅｏ ｍｅ ｏ ｈｎ ｗａｌ Ｍ ｉ ｌｔ ｆｔ ｒ ｅｐ ｉ ｔｂ ｎ ｉｇａ ｄｄ ｎ ｍｉ ｘａ ａ ｈ ｎ ｒ ｒｆ ｒ ｄ ｆｒｔ ｉ— ｌ ｏ ｃ
摘要 ： 使用韧性损伤 判据 ， 剪切 损伤 判据 和 ＭＳ Ｌ Ｆ Ｄ损伤 判据分别 对铝合金 薄壁 管在 三点弯 曲（Ｐ ） ３ Ｂ 和轴 向冲 击载
荷作用下的试验进行有 限元模拟． 拟结果表 明： 模 铝合金 薄壁管在 三点弯 曲（Ｐ ） ３ Ｂ 和轴 向冲击载荷 作用下 ， 随着 薄
壁管上的应力状态 的不 断变化 ， 损伤形 式主要是韧性损伤 ， 剪切 损伤和 ＭＳ Ｌ 损伤 的组合 ， ＦＤ 单一 的损伤模 型无法 全面地描述铝合金 薄壁管在复杂应力条件下的损伤及 变形行 为． 模拟结果 的载荷一 移 曲线与试验 的载荷一 位 位移 曲 线吻合得很好． 同时， 向冲击模 拟结果显示出铝合金薄壁管具有很好 的吸能性． 轴 关键词 ：铝合金 薄壁 管；韧性损伤判据；剪切损伤判据 ； Ｆ Ｄ损伤判据；有 限元模拟 ；吸能性 ＭＳ Ｌ
铝_铝爆炸焊接界面剪切行为与断口形貌关系研究_付艳恕
、 （ 、 （ ， ， 式 代 入 数 据 得 到 ３ 个 试 件 剪 切 强 度 分 别 为τ ２） ３） ４） ２ ８． ８ ＭＰ ａ １ ３． ４ ＭＰ ａ 将 （ τ １ ｍ ａ ｘ ＝３ ２ ｍ ａ ｘ ＝３ 。 ７ ７． ６ ＭＰ ａ τ ３ ｍ ａ ｘ＝２ ２． ２ 剪切断口界面轮廓分维 通常而言 ， 材料的损伤累积过程 和 静 动 态 断 裂 过 程 从 本 质 上 讲 都 是 某 种 能 量 耗 散 的 不 可 逆 过 程 。 使材料发生破断必须提供一定的能量来克服晶体内部或晶界之间的 结 合 能 。 从 这 个 意 义 上 推 知 ， 随着
１－４］ 。 相比之下 ， 的科学意义 ， 对其成因及形貌开展了丰富的研究 ［ 爆炸焊接界面的力学行为及其影响因
素研究大为逊色 。 目前对焊接界面力学性能的研究主要集中在硬度 、 拉伸强度 、 弯曲强度等性能的定性 或半定量研究上 ， 仅有少量的文献对焊接界面服役行为开展了初步研究 。
５］ 研究了９ 在焊接界面硬度 、 拉伸强度 、 弯曲强度等方面 ， 国 内 海 军 工 程 大 学 朱 锡 等［ １ ７低碳钢与铝 ［］ 合金爆炸焊接 ， 对界面进行了拉伸 、 弯曲实验研究 。 Ｍ ｕ ｓ ｔ ａ ｆ ａ Ａ ｃ ａ ｒ ｅ ｒ等 ６ 研究了不同的爆炸焊接参数对
１ ４］ 。 据此 ， 断口分维的增大 ， 材料的静动态撕裂能 、 断裂韧度和极限抗拉强度等应呈单调递增的趋势 ［ 为
了研究铝 －铝爆炸焊接试件剪切断口的形貌与试件剪切强度的关系 ， 开展界面断口分析 。 剪切试验后 ， 采用扫描电镜对断口的微观形貌进行观察 。 首先用丙酮对断口进行浸泡 ， 以清洗断口 表面油污且避免进一步氧化 ， 并在测试之前采用超声波清洗 ， 随后从丙酮液中取出并风干进行观察 。 各 试件剪切断口局部微观形貌特征如图 ４ 所示 。
薄壁钛管差温剪切弯曲减薄及扁化特性实验研究
薄壁钛管差温剪切弯曲减薄及扁化特性实验研究闫晶;吴为【摘要】Tube shear bending technology under differential temperature fields constraints (DTFCs) is a new technology for manufacturing Ti-alloy thin-walled tubes(TATTs)with ultra-small bending radii(tube bending radii<diameters). The thinning and flattening characteristics have become key problems urgently to be solved for improving forming qualities in the shear bending processes under DTFCs of TATTs. The effects of the forming parameters on the thinning and the flattening in these processes of TA2 TATTs were studied using the experimental approach. By combining this approach with the response surface method,the forming limits under the experimental conditions were determined. The larger the friction between the tubes and the dies,the larger the H,or the smaller the ro,the larger the thinning and the flattening. ri=4.00 mm,and ro=14.15 mm were the optimal combination of the bending radii,and H∈[30 mm,32 mm] enabled stable forming of the tube.%目的：管材差温剪切弯曲成形技术，是实现极小弯曲半径（中心线弯曲半径小于管径）薄壁钛管制造的新型技术。
《轴向载荷下泡沫铝填充薄壁金属管吸能特性的研究》
《轴向载荷下泡沫铝填充薄壁金属管吸能特性的研究》篇一一、引言在当今的工程领域中，金属管的吸能特性是衡量其是否能在承受外部冲击时保持稳定性和安全性的重要指标。
尤其是对于那些用于吸收碰撞能量的薄壁金属管，如汽车碰撞结构，其吸能特性的优化尤为重要。
而当我们在这种金属管中填充诸如泡沫铝之类的材料时，这种结构对于冲击能量的吸收将变得更加有效。
本文就旨在深入研究和探讨轴向载荷下泡沫铝填充薄壁金属管的吸能特性。
二、泡沫铝及其填充金属管的研究背景泡沫铝是一种由金属铝基材料制备的具有高内连孔隙度的新型轻质材料，其具有优良的能量吸收性能和抗冲击性能。
而将泡沫铝填充到薄壁金属管中，不仅可以提高金属管的抗冲击性能，还能有效提升其能量吸收能力。
这种结构在汽车、航空航天、船舶等工程领域具有广泛的应用前景。
三、轴向载荷下的吸能特性研究在轴向载荷下，我们通过实验和仿真手段，研究了泡沫铝填充薄壁金属管的吸能特性。
首先，我们通过改变泡沫铝的密度、孔隙大小、金属管的壁厚等因素，设计出多种不同的结构进行实验。
然后，我们通过动态冲击试验机对每种结构进行轴向冲击试验，并记录其变形过程和吸能情况。
在实验过程中，我们发现泡沫铝的填充有效地延缓了金属管的压溃过程，使得能量吸收更加均匀和持久。
同时，我们也发现，适当的泡沫铝密度和孔隙大小，以及金属管的壁厚，可以使得这种结构的吸能特性达到最优。
四、吸能特性的机理分析通过对实验结果的分析，我们发现泡沫铝填充薄壁金属管的吸能机理主要表现在以下几个方面：首先，泡沫铝本身的压缩变形可以吸收大量的能量；其次，泡沫铝和金属管之间的相互作用，如摩擦、挤压等，也能产生一定的吸能效果；最后，金属管的压溃过程本身也有一定的吸能作用。
此外，我们还发现，轴向载荷下泡沫铝的填充能有效地改善金属管的应力分布情况，使得应力更加均匀地分布在金属管和泡沫铝上，从而提高了结构的整体抗冲击性能。
五、结论本文通过实验和仿真手段，研究了轴向载荷下泡沫铝填充薄壁金属管的吸能特性。
《轴向载荷下泡沫铝填充薄壁金属管吸能特性的研究》范文
《轴向载荷下泡沫铝填充薄壁金属管吸能特性的研究》篇一一、引言在交通事故中，车辆的碰撞吸能性能对于保障乘员安全至关重要。
近年来，利用轻质材料和结构优化来提高车辆碰撞吸能性能已成为研究热点。
其中，泡沫铝填充薄壁金属管作为一种新型的吸能结构，具有优良的吸能性能和较高的比吸能，因此得到了广泛的关注。
本文以轴向载荷下泡沫铝填充薄壁金属管为研究对象，研究其吸能特性。
二、研究背景与意义随着汽车工业的快速发展，车辆轻量化成为提高燃油经济性和降低排放的重要手段。
泡沫铝填充薄壁金属管作为一种轻质材料结构，具有较高的比吸能和优良的能量吸收能力，能够有效地提高车辆的碰撞安全性。
因此，研究其吸能特性对于车辆碰撞安全性能的优化具有重要意义。
三、研究内容与方法1. 材料与试样制备本文采用不同密度和孔隙率的泡沫铝材料，与薄壁金属管进行组合制备试样。
试样的制备过程中，严格控制尺寸精度和材料性能的均匀性。
2. 实验设计与实施在轴向载荷下，对泡沫铝填充薄壁金属管进行准静态压缩实验。
通过改变加载速率、试样尺寸和材料性能等参数，研究其吸能特性的变化规律。
同时，采用高速摄像机记录实验过程，以便后续分析。
3. 数据处理与分析根据实验数据，计算试样的比吸能、应力-应变曲线等性能指标。
通过对比不同试样的吸能特性，分析泡沫铝材料性能、试样尺寸等因素对吸能性能的影响。
此外，采用有限元分析软件对实验过程进行模拟，验证实验结果的可靠性。
四、实验结果与分析1. 吸能特性分析实验结果表明，泡沫铝填充薄壁金属管在轴向载荷下具有优良的吸能性能。
其比吸能高于同类轻质材料结构，且随着泡沫铝密度的增加和孔隙率的减小，吸能性能得到进一步提高。
此外，试样尺寸对吸能性能也有一定影响，适当增加试样长度和直径可以提高吸能性能。
2. 应力-应变曲线分析通过应力-应变曲线分析，发现泡沫铝填充薄壁金属管在压缩过程中表现出典型的能量吸收特征。
在初始阶段，金属管发生弹性变形；随着载荷的增加，泡沫铝开始发挥吸能作用，应力-应变曲线出现平台区；当载荷达到峰值后，试样发生塑性变形和破坏。
铝合金高速铣削中切削温度动态变化规律的试验研究
铝合金高速铣削中切削温度动态变化规律的试验研究作者：陈明袁人炜薛秉源1 引言以高切削速度、高进给速度、高加工精度和优良的加工表面质量为主要特征的高速切削加工技术具有不同于传统切削加工技术的加工机理和应用优势，已被国内外的航空航天、汽车制造等行业广泛采用。
目前在高速切削生产中普遍存在的问题是缺乏高速切削工艺数据库，实际生产中主轴转速偏低，切削用量及刀具选择欠优化。
加工工艺的优化来源于对高速切削机理深入、系统的研究，而揭示高速切削中温度的动态变化规律是切削机理研究的一个重要方面。
切削温度与刀具磨损、加工表面完整性及工件热变形密切相关。
德国学者C.Salomon博士有关切削温度理论的核心观点是：对于给定的工件材料，都有一个临界切削速度值，当切削速度超过该临界速度值时，切削温度随切削速度的增大而下降，刀具磨损随之下降；而在达到该临界速度值之前，随着切削速度的增加，切削温度和刀具磨损均逐渐上升。
按此理论，刀具寿命存在一个“死谷” ，如果切削速度越过“死谷” ，刀具寿命将显著增加。
其他学者的有关研究也表明，随着切削速度的持续增加，切削温度的增加速率下降，最后趋于稳定。
对于高速切削可提高刀具寿命的机理目前有两种解释，一种认为工件材料进入切削区后，切削高温使其强度、硬度降低，材料软化，而刀具材料则具有相对较高的强度和硬度；另一种理论认为，随着切削速度的增加，切削区材料剪切角增大，切削变形系数减小，材料在高速下来不及变形，刀具与切屑间的摩擦系数减小，切削过程中实际产生的热量减少，且多数热量由切屑带走，进入刀具的热量相对较少，从而使刀具耐用度提高。
由此可见，切削温度的变化规律是反映高速切削过程本质的重要方面。
目前各国学者对高速切削机理进行了大量研究，但对于切削温度随切削速度的增大而降低的临界速度值的研究至今报道不多。
本文对铝合金高速铣削中切削温度动态变化规律进行了试验研究，旨在为高速切削工艺数据库的建立提供理论及试验依据。
铝合金圆管轴心受压构件稳定系数的试验研究
结构得到了越来越广泛的应用 ! 早在 !# 世纪 D# 年 代， 欧美等国就建造了许多铝合金结构， 而我国对铝 合金结构的研究和应用起步较晚， 尤其是对长细比 较大 （ 的轴心受压构件的研究就更为 ! G "D# H !##） 少见 ! 因此， 对网格结构中最常用的铝合金圆管型截
械锯断后， 将两端截面磨平， 使两端截面尽可能地与 构件轴线垂直 $ 另一方面为确保端截面与两端支座 有效接触， 需要在端截面处设置加载板 $ 传统的加载 板做法为在端截面处加焊一钢板， 由于试件直径及 壁厚均较小， 在端截面处加焊钢板作为加载板质量 不易得到保证， 且会产生较大的焊接残余变形 $ 为 此， 采用机械咬合的方法， 在试件端部两端设置向心 滚动轴承 （如图 ’） ， 这样既保证了试件的有效接触 面， 又避免了试件产生残余变形 $ 试验是在 )"" 4 的长柱压力试验机上进行的， 所 有试件均采用正位试验 $ 为了使试件两端的边界条 件与铰接一致， 在试件上下两端均设置了双向十字 刀口支座 $ 若在试件两端设置球形铰支座， 其接触面 摩擦阻力大， 所得极限承载力偏大且不真实， 因而未 予采用 $ 安装试件时， 对试件进行了几何对中， 尽量
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《泡沫铝合金动态力学性能及其吸能机理的研究》范文
《泡沫铝合金动态力学性能及其吸能机理的研究》篇一一、引言随着现代工业的快速发展，泡沫铝合金作为一种新型的轻质材料，因其独特的物理和力学性能在多个领域得到广泛应用。
尤其在涉及高强度冲击、震动以及能量吸收的场景中，泡沫铝合金的性能尤为重要。
因此，研究其动态力学性能及其吸能机理具有重要的学术价值和实践意义。
本文旨在探讨泡沫铝合金在动态条件下的力学性能及吸能机理，以期为相关领域的研究和应用提供理论支持。
二、泡沫铝合金的动态力学性能泡沫铝合金的动态力学性能主要包括其承受冲击、振动等动态载荷时的力学响应和变形行为。
通过一系列的动态力学实验，可以获得泡沫铝合金在不同冲击速度、不同温度等条件下的应力-应变曲线，从而分析其动态力学性能。
在实验中，我们采用了高速冲击试验机、振动试验机等设备，对泡沫铝合金进行了不同条件下的动态力学测试。
实验结果表明，泡沫铝合金在受到冲击时具有较好的能量吸收能力，且其应力-应变曲线呈现出典型的塑性变形特征。
此外，我们还发现泡沫铝合金的动态力学性能与其组成成分、孔隙率、孔径大小等因素密切相关。
三、泡沫铝合金的吸能机理泡沫铝合金的吸能机理主要涉及材料的微观结构和能量吸收过程。
在受到冲击或振动时，泡沫铝合金内部的孔隙结构能够有效地吸收和分散能量，从而保护材料本身不受损伤。
此外，其塑性变形行为也为其提供了良好的能量吸收能力。
具体而言，当泡沫铝合金受到外力作用时，其内部的孔隙结构会发生压缩、剪切等变形行为，从而消耗大量的能量。
同时，由于泡沫铝合金的孔隙结构具有较好的韧性和延展性，使得其在变形过程中能够承受较大的能量输入。
此外，泡沫铝合金的塑性变形行为也有助于其吸能能力的提高。
四、研究方法及结果分析为了深入探究泡沫铝合金的动态力学性能及其吸能机理，我们采用了多种研究方法。
首先，通过理论分析，建立了泡沫铝合金的力学模型，为后续的实验研究提供了理论依据。
其次，我们利用扫描电子显微镜等设备对泡沫铝合金的微观结构进行了观察和分析，为其吸能机理的研究提供了有力支持。
PMMA膨胀环动态拉伸碎裂实验研究
第50卷第4期力学学报V ol.50,No.4 2018年7月Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics July,2018固体力学PMMA膨胀环动态拉伸碎裂实验研究1)李天密张佳方继松刘丽芝郑宇轩2)周风华(宁波大学冲击与安全工程教育部重点实验室,浙江宁波315211)摘要在强动载作用下,脆性材料的碎裂问题是一个重要的研究课题,而脆性材料在冲击拉伸载荷下的力学行为的实验研究相对较匮乏.提出了一种动态拉伸断(碎)裂的液压膨胀环实验技术,可用于准脆性/脆性材料的动态拉伸.利用该技术对有机玻璃(PMMA)圆环试件进行了不同膨胀速度下的动态碎裂实验研究.从回收碎片的断口形貌和碎片内部残余裂纹观察可知试件的破碎由环向拉伸应力造成,碎片断口处发出的稀疏波会将周围的拉伸应力卸载,从而抑制其他裂纹的进一步发展.利用超高速相机记录了试件的膨胀碎裂过程,利用DISAR激光速度干涉仪获得了试件外表面粒子的径向膨胀速度历史,通过试件上的应变片获得了试件的应变历史和断裂应变.实验结果表明:在拉伸应变率150∼500s−1范围,材料的动态断裂应变低于准静态加载下的断裂应变,体现出“动脆”现象;随着加载应变率的提高,PMMA材料的碎片尺寸减小;无量纲化的PMMA圆环的平均碎片尺寸介于韧性碎裂模型和脆性碎裂模型的预测数值之间,反映出材料的准脆性特性.关键词有机玻璃,液压膨胀环实验,高应变率拉伸,碎片尺寸,脆性破碎中图分类号:O346.1文献标识:A doi:10.6052/0459-1879-18-016EXPERIMENTAL STUDY OF THE HIGH VELOCITY EXPANSION ANDFRAGMENTATION OF PMMA RINGS1)Li Tianmi Zhang Jia Fang Jisong Liu Lizhi Zheng Yuxuan2)Zhou Fenghua*(MOE Key Laboratory of Impact and Safety Engineering,Ningbo University,Ningbo315211,Zhejiang,China)Abstract The dynamic fracture and fragmentation of brittle solids under impact loading are important research subjects.However,the experimental study on the tensile fracture and fragmentation of brittle solids is relatively limited.A technique using liquid-driving expansion ring setup was developed for the dynamic tensile fracture and fragmentation testing of brittle materials.This technique was used to study the fragmentation properties of PMMA rings at different expansion velocities.From the observations of the fracture morphology and the residual internal cracks of the recovered fragments,it is concluded that the fracture of the rings is caused by the circumferential tensile stress.The unloading stress waves from the fracture points of the fragments inhibit the further development of other cracks close to the fracture points by unloading the tensile stress in the tension regions.The PMMA ring expansion process was captured using ultrahigh speed camera.The specimen surface expansion velocity was measured using2018‒01‒10收稿,2018‒03‒05录用,2018‒03‒05网络版发表.1)国家自然科学基金项目(11402130,11390361),浙江省重点科技创新团队项目(2013TD21)和浙江省“力学”重中之重学科开放基金项目资助.2)郑宇轩,副教授,主要研究方向:冲击动力学.E-mail:zhengyuxuan@引用格式:引用格式:李天密,张佳,方继松,刘丽芝,郑宇轩,周风华.PMMA膨胀环动态拉伸碎裂实验研究.力学学报,2018,50(4):820-827 Li Tianmi,Zhang Jia,Fang Jisong,Liu Lizhi,Zheng Yuxuan,Zhou Fenghua.Experimental study of the high velocity expansion and fragmentation of PMMA rings.Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics,2018,50(4):820-827第4期李天密等：PMMA膨胀环动态拉伸碎裂实验研究821laser interference device DISAR(displacement interferometer system for any reflector).The strain history and frac-ture strain of ring were captured using the strain gauge on the specimen.Preliminary experimental results conducted on PMMA rings show that:(1)In the range of tensile strain rate150∼500s−1,the dynamic failure strain of PMMA is lower than that under the quasi-static tensile loading,which means that PMMA became brittle under higher strain rate loading;(2)Higher loading rates resulted in the more fragments and the smaller size of the PMMA rings;(3) The“non-dimensional fragment size vs.strain rate”data fall between the theoretical fragmentation predictions for ductile material and brittle material.Key words PMMA,liquid-driven expanding ring,high rate tension,fragment size,brittle fracture引言固体在动态拉伸过程中,常常会断裂成多个碎片.材料在冲击载荷作用下的动态拉伸和碎裂现象一直都备受关注.经典的预测碎片尺度的Grady公式,显著高估了脆性材料碎裂过程中产生的碎片尺寸,但能较好地描述韧性材料的碎片尺寸[1-3].韧/脆性材料的卸载方式不同造成了这种显著的差异[4].对于典型的韧性和脆性材料,均有较好的理论公式或者经验公式可以描述其在一维冲击拉伸载荷作用下产生的碎片尺寸[5-7].但是对于非典型的韧/脆性材料,如有机玻璃(PMMA)等准脆性材料在动态拉伸过程中产生的碎片尺寸,尚有待研究.在实验技术上,为实现固体动态拉碎裂,应尽可能使试件内部必须处于单轴、高应变率、均匀拉伸的应力状态.膨胀环实验由于圆环试件周向不存在边界,且试件在快速膨胀过程中周向处于一维拉伸应力状态,成为研究固体材料在动态拉伸载荷作用下断(碎)裂的重要实验方法.主流的膨胀环加载技术包括电磁加载和爆炸加载两种方式,这两种技术多用于韧性金属的动态拉伸碎裂研究,对于脆性非金属材料效果并不理想[8-11].王永刚等[12]提出了一种基于分离式Hopkinson 压杆的冲击膨胀环加载方法,并进行了陶瓷圆环的冲击碎裂研究.该加载装置在一定程度上实现了脆性陶瓷材料的膨胀断(碎)裂,但是在实验中,采用锥杆–三瓣式刚性驱动环驱动分离,在试件膨胀过程中,由于试件环和驱动环的曲率不匹配,导致部分陶瓷碎片可能由于弯曲载荷而断裂.针对这个问题,我们提出了一种液压冲击膨胀环实验技术,可以有效地实现韧性金属的动态拉伸碎裂.实验装置利用液体的体积近似不可压特性,通过液压缸内截面积的大比例缩小,使得圆环试件获得高膨胀速度,发生高应变率拉伸碎裂,该加载方法已经在韧性金属试件中得到较好应用[13-14].本文在液压冲击膨胀环实验装置的基础上,对试件回收方式和测量手段进行进一步优化,发展了一种能用于研究脆性材料的动态拉伸断(碎)裂的实验方法,包括加载技术和诊断技术;并采用该实验方法对PMMA圆环进行了不同冲击速度的动态拉伸碎裂实验,以研究其动态拉伸碎裂行为.1PMMA膨胀环实验1.1实验原理及装置图1为液压膨胀环实验的原理图及装置,实验以直径74mm的分离式Hopkinson压杆系统为基础,将膨胀环加载装置作为一个结构试件置于入射杆和透射杆之间,利用Hopkinson压杆对装置进行快速压缩,实现装置内部的圆环试件快速膨胀,文献[14]给出了实验装置的详细介绍.采用Hopkinson压杆系统的子弹高速撞击入射杆进而冲击活塞;采用水作为传压介质;活塞上的双重O型密封圈能有效防止液体在高速冲击过程中的泄露;圆环试件封住液缸,在高压水作用下向外膨胀.相对于韧性金属圆环,PMMA圆环为准脆性材料,破坏应变很小,碎片回收要求更严格.针对之前使用的用于韧性金属碎片软回收的硅胶缓冲环能有效防止高速碎片和金属缸壁的二次碰撞[14],但是却难以防止碎片在撞击缓冲圆环后回弹,回弹后的脆性碎片存在再次碰撞破坏的风险.在本实验中改变了PMMA圆环的回收方式,用高粘性橡皮泥环代替原有的硅橡胶缓冲圆环,有效地防止碎片的回弹.改进后的回收装置兼具碎片软回收和探针支架的作用,尺寸设计既能满足DISAR探针信号强度又预留了试件膨胀半径.探针接口阶梯孔结构的设置不仅可以使测速光路通过,又可避免激光探头被碎片破坏.822力学学报2018年第50卷(a)实验装置原理图(b)实验装置实物(a)Schematic diagram(b)Photo of loadingchamber(c)装置内试件、回收环和测试孔(c)Details inside the loading chamber including specimen,recoverycushhion,and probe holes 图1加载装置细节Fig.1Details of the loading apparatus1.2动态拉伸碎裂过程采用日本住友化工生产的SUMIPEX MH 有机玻璃制成圆环试件,PMMA 试件内径31mm 、外径35mm,试件厚度和轴向高度均为2mm.PMMA 圆环的动态拉伸碎裂过程通过Kirana 超高速相机记录,因实验所选的PMMA 圆环为透明材料,实验过程中将PMMA 圆环的上下表面均涂为黑色,以便更好用超高速相机记录膨胀过程和碎片回收过程.超高速相机拍摄速度为500000帧每秒(时间间隔2μs),由于膨胀环动态拉伸碎裂过程中视角朝上,相机通过45°反光镜拍摄PMMA 圆环的碎裂过程[14].图2给出一个PMMA 圆环的典型碎裂过程,子弹发射气压为0.2MPa.从图2可以看出：在t =0μs 时刻,PMMA 圆环处于静止状态；t =38μs 时刻,PMMA 圆环在内部液体驱动下向外膨胀,周向受拉伸载荷作用后开始出现可见裂纹；t =42μs 时刻,圆环所有的裂纹贯穿径向厚度,形成碎片；t =58μs 时刻,碎片之间完全分离,沿径向方向向外飞散.图2典型PMMA 圆环的液压膨胀碎裂过程(子弹发射气压：0.2MPa)Fig.2Fragmentation process of a PMMA ring(projectile launch pressure:0.2MPa)在膨胀环实验中,采用DISAR 激光干涉测速仪实时记录了试件的径向膨胀速度历史,图3给出了同一撞击速度(子弹发射气压0.4MPa)下的三组PMMA 圆环外表面粒子速度时程(v -t )曲线.与韧性金属膨胀环的v -t 曲线不同,图3所给出的曲线没有明显的自由膨胀阶段[5,14].这是由于准脆性的PMMA 材料断裂应变较小,圆环试件在加载阶段即发生了断(碎)裂,断裂后的碎片被液体驱动继续加速飞行,因此膨胀环的断裂时刻难以确定.针对玻璃等脆性圆环的数值模拟结果表明[15],理想的脆性膨胀环在动态拉伸碎裂过程中,其外表面粒子的径向速度会出现明显跳动,正好对应于环试件中微裂纹形成时刻.而在PMMA 试件的实验中,虽然观察到了PMMA 圆环外表面粒子速度时程曲线上的跳动,但是这种跳动呈现出无规律特征,如图3所示,在10∼40μs 之间,径向膨胀速度发生多次跳动,对应的膨胀速度在5∼40m/s 区间.这表明,准脆性的PMMA 试件中的拉伸裂纹在相当长的加载时间随机产生,干扰了DISAR 速度测量数据,所以实验上难以通过粒子速度曲线精确的判断试件的断裂时刻.在PMMA 圆环试件上粘贴应变片,以获取其在动态拉伸过程中的断裂时刻和断裂应变,图4给出应变片测试位置,应变导线通过测试孔引出.图5给出了一个PMMA 圆环上的应变测试信号,此时裂纹第4期李天密等：PMMA 膨胀环动态拉伸碎裂实验研究823恰好在应变片粘贴位置发生,应变信号发生突跃,表明应变片已经破坏,难以反映PMMA 圆环的整体表观断裂情况.在后续实验中,在PMMA 圆环上粘贴两个应变片,分别通过两个测试孔和应变通道测量PMMA 圆环的断裂信息,能减少应变片断裂导致测试失败的发生,获得PMMA 圆环的周向应变的有效信息.图3典型PMMA 圆环的径向膨胀速度的时程曲线(子弹发射气压:0.4MPa)Fig.3Typical radial velocity history curves of PMMA rings(projectile launch pressure:0.4MPa)图4贴有应变片的PMMA 环Fig.4PMMA ring with straingauge图5应变片发生破坏的情况Fig.5The strain signals recorded by a strain gage that was broken duringthe test图6给出了PMMA 圆环试件在不同的冲击载荷作用下的周向应变时程曲线.图6(a)为SHPB 子弹发射气压为0.05MPa 时,PMMA 圆环试件上记录的应变信号,此时试件未发生断裂,整个膨胀环处于弹性振动状态,周向受到往复的拉压载荷作用,作为一个结构响应,整个加卸载时间较长.在高冲击压力下,子弹以高速撞击活塞,产生高压,试件发生断裂.当子弹发射气压为0.2MPa,0.3MPa,0.4MPa 时,PMMA 圆环试件均发生了断(碎)裂,图6(b)为记录的试件周向应变信号.随着冲击载荷的增大,应变片测得的应变增长也越快,即试件受到的拉伸应变率越大.将图6的应变信号的显著上升段进行线性拟合,其斜率即为膨胀环拉伸断裂过程的平均应变率,分别为180s −1,290s −1,440s −1.相应地,圆环发生断裂(碎裂)时刻的局部应变为0.6%∼0.8%,远低于静态拉伸断裂应变(约2%),反映了材料的“动脆”特性.图6(b)所示的曲线还表明,一旦圆环试件断裂,周向拉伸应变立刻下降,这是因为断口处产生的稀疏波迅速将周围的拉伸应力卸载.由于PMMA 是一种黏弹性材料,黏弹性波在断裂后的碎片中来回传播直至完全耗散.由于PMMA 圆环中的裂纹随机出现,而应变片获得的信号极大的受裂纹位置影响,是试件中的拉伸应力和裂纹卸载相互作用的共同结果.如图6(b)中0.2MPa 的应变时程曲线,在t =20μs 有一个显著的应变回落,即是周边裂纹卸载所致,但是此裂纹又未及时发展至断裂,故而拉伸应变继续增大.(a)子弹发射气压0.05MPa,圆环试件未断裂(a)At 0.05MPa projectile launch pressure,the PMMA ringwas not broken图6PMMA 圆环试件的周向应变时程曲线Fig.6Circumferential strain profiles of the PMMA rings at differentloading levels824力学学报2018年第50卷(b)子弹发射气压0.2∼0.4MPa时,圆环试件发生断裂(b)At0.2∼0.4MPa projectile launch pressure,the PMMA ringswere broken图6PMMA圆环试件的周向应变时程曲线(续)Fig.6Circumferential strain profiles of the PMMA rings at differentloading levels(continued)2碎片断口形貌分析对同种材质的PMMA哑铃型标准试件进行准静态拉伸实验,拉伸断裂后的形貌分析表明PMMA 材料的拉伸断裂更接近于脆性断裂,断裂处没有明显的颈缩现象,如图7(a)所示.典型的PMMA的拉伸断口形貌可大致分为镜面区(裂纹源区)、雾状区(低速扩展区)和肋带区(高速扩展区)三个特征区域[16],从图7(a)的断口形貌能够推测拉伸断裂在断面上发生的方向和过程.图7(b)和图7(c)分别为PMMA圆环在较低和较高速膨胀速度下的碎片断口形貌,从图中可以看出:膨胀环试件发生的断裂展现出典型的拉伸断口特征;且随着膨胀环的膨胀速率的增大,断口的粗糙度也越大;相对而言,在高速膨胀断裂过程中,镜面区(裂纹源区)的面积所占断口总面积的比例很小,几乎消失;这表明膨胀环发生的断裂(从起裂到断口完全切断)所需要时间更短.如果不采用软回收方式,PMMA圆环碎片可能会撞击刚壁舱壁发生折断,典型的弯曲破坏断口如图7(d)所示:断口具有拉应力区和压应力区,拉应力区(图中断口上部)会出现拉伸断口的起裂和高速传播的特征区域,而在压应力区(下部)呈现高低不平的光滑条纹.经过改进回收措施后,回收得到的碎片中未发现此类断口形貌,说明优化后的液压膨胀环实验装置能较好的实现脆性材料的动态拉伸断(碎)裂.在PMMA圆环膨胀碎裂过程中,所产生的部分碎片还包含未贯穿试件的裂纹如图8所示.这是由于PMMA圆环在膨胀过程中形成了大量的微裂纹,微(a)圆柱形PMMA试件的准静态拉伸断口全貌(a)Appearance of quasi-static tensial fracturesurface(b)低速膨胀环碎片拉伸断口(b)Appearance of a low loading rate expanding ring fracturesurface(c)高速膨胀环碎片拉伸断口(c)Appearance of a high loading rate expanding ring fracture surface图7PMMA断口及形貌特征Fig.7Morphologies of fracture surface in PMMA specimen第4期李天密等：PMMA 膨胀环动态拉伸碎裂实验研究825(d)弯曲断口(d)Appearance of a bending fracture surface图7PMMA 断口及形貌特征(续)Fig.7Morphologies of fracture surface in PMMAspecimen(continued)(a)包含内部止裂裂纹的典型PMMA 碎片(a)A typical fragment with arrested internalcracks(b)碎片内部裂纹细节(b)Details of internal cracks 图8PMMA 环的典型拉伸断裂碎片Fig.8The typical tensile fragments of the PMMA expanding ring裂纹生长形成宏观裂纹,而部分宏观裂纹最终发展成为断口.一旦断裂,断口处的稀疏波将周围的拉伸应力卸载,从而抑制其他裂纹的进一步发展,而稀疏波传播的距离将控制膨胀环膨胀过程中产生的碎片尺寸.PMMA 材料的透明性使得观察这种碎片内部残余微裂纹成为可能,这也揭示了高速拉伸碎裂过程中微裂纹相互作用的特征.3实验结果分析对PMMA 圆环在膨胀过程中产生的全部碎片回收并进行了复原,如图9所示.冲击载荷作用越大,试件经历的拉伸应变率越大,PMMA 圆环的碎片尺寸越小.在较低的子弹发射气压(0.2∼0.3MPa)加载下,圆环试件受拉伸载荷作用,碎断成多个碎片;在较高的弹发射气压(0.4MPa)加载下,PMMA 圆环虽然也碎裂成了多个碎片,同时也有若干碎片的边角由于复杂的应力波相互作用而进一步破坏形成了更小的碎片.可在高应变率拉伸载荷(子弹发射气压0.4MPa 以上,应变率超过400s −1)作用下,PMMA 圆环碎片的周向长度可能小于横向尺寸.图9典型PMMA 圆环碎片的复原图子弹发射气压0.2∼0.4MPaFig.9Fragments of PMMA specimen after the expanding ring tests,projectile launch pressure between 0.2∼0.4MPa.采用不同的子弹发射气压进行实验,获得了160∼500s −1应变率范围的试件碎片,图10给出了PMMA 圆环的拉伸应变率与回收得到的拉伸碎片个数的关系.这里,碎片总数没有统计由于复杂应力状态产生的边角碎片,断裂应变率通过试件上的应变信号计算而得.从图10可以看出,随着拉伸应变率的提高,PMMA 圆环在膨胀过程中产生的拉伸碎片个826力学学报2018年第50卷数也增多.图10拉伸应变率和拉伸碎片总数的关系Fig.10The relationship between the tensile strain rate and the totalnumber of the tensile fragments标准拉伸碎裂模型[3]指出:在一维均匀拉伸应变率˙ε作用下,材料产生碎片的平均尺寸s 与应变率和材料参数有关;经过无量纲化后,碎片的无量纲尺寸¯s =s /s 0只依赖于无量纲应变率¯˙ε=˙ε/˙ε0.这里，特征碎片尺度s 0和特征应变率˙ε0由材料的力学参数确定,具体表述为s 0=EG c /σ2c ˙ε0=c σ3c /(E 2G c )}(1)其中,c 为试件的弹性波速,E 为试件的弹性模量,G c为试件的断裂能,σc 为试件的拉伸强度.对于韧性材料,即材料断裂发生在材料处于塑性流动,Grady-Kipp 公式[1]能较好地描述碎片平均长度,其表达式为¯s =(12/¯˙ε2)1/3(2)Zhou 等[7]采用特征线方法对11种脆性材料(断裂发生在材料处于弹性阶段)进行了不同应变率下的数值实验,获得了各材料的平均尺度与应变率的依赖曲线,并对所得数据无量纲化,得出的无量纲数据点均汇于一条主曲线,其表达式为¯s =4.51+6.0¯˙ε2/3(3)图11给出了式(2)、式(3)两种碎裂模型的¯s ∼¯˙ε曲线,从图11可以看出,经过无量纲化后,脆性材料的碎片尺度明显低于韧性材料,反映出脆性介质中传播的卸载波(弹性波)和韧性介质中卸载波(Mott 波)的本质不同.将PMMA 实验数据与现有碎裂模型进行比较.根据文献[17-20]和厂家出厂材料参数共同确定PMMA 材料的力学参数:弹性模量E =3GPa,密度ρ=1180kg/m 3,弹性波速c =√E /ρ=1594m/s,断裂能G c =1400N/m,拉伸强度σc =76MPa.根据式(1)计算材料的特征应变率和特征碎片长度s 0=0.72mm,˙ε0=5.55×104s −1.利用图10给出的数据计算碎片的平均长度s =πd (1+ε)/N ,其中d =33mm 为圆环试件的直径,ε为试件圆环的断裂应变,N 为碎片个数.将PMMA 圆环膨胀过程中产生的碎片平均尺寸与应变率无量纲化,绘制图11中,如散点所示.可以看出,无量纲化后的PMMA 圆环平均碎片尺寸介于韧性碎裂和脆性碎裂之间.在较低应变率下,更多的呈现韧性碎裂的特征,在较高应变率时,更多的呈现脆性特征.图11无量纲化碎片尺寸与应变率的关系:实验结果与理论的对比Fig.11The nondimensional fragment size and strain rate relationship,comparisons of experimental results with the theoretical formulae4结论本文在液压冲击膨胀环实验装置的基础上,对试件回收方式和测量手段进行了进一步优化,建立了一种能用于研究较脆材料的动态拉伸断(碎)裂的实验技术.碎片断口形貌分析显示,PMMA 圆环试件在膨胀过程中产生的碎片均是拉伸断裂产生的.由于PMMA 材料的断裂应变很小,DISAR 在测量试件环外表面粒子速度时精度略显不足.而通过在PMMA 圆环试件上粘贴应变片,可以更精确的得到PMMA 圆环上的断裂信息,为进一步研究典型脆性膨胀环实验奠定基础.但是脆性膨胀环实验,试件在加载过程中就发生断裂,很难实现恒应变率加载,目前可用于研究脆性动态拉伸碎裂问题,但是对于材料第4期李天密等：PMMA膨胀环动态拉伸碎裂实验研究827的应力应变关系的研究还需要进一步的优化其加载过程.针对PMMA材料进行的动态膨胀环的初步试验表明:在实验的150∼500s−1应变率范围,材料的动态断裂应变远低于准静态加载下的断裂应变,体现出“动脆”现象;随着加载应变率的提高,PMMA材料的碎片尺寸减小,无量纲化的PMMA圆环的平均碎片尺寸介于理想的Mott波控制的韧性碎裂模型和复杂弹性波控制的脆性碎裂模型的预测值之间.参考文献1Grady DE.Fragmentation of Rings and Shells.The Legacy of N.F.Mott.Springer,20062Grady DE.Local inertial effects in dynamic fragmentation.Journal of Applied Physics,1982,53(1):322-3253郑宇轩,周风华,胡时胜等.固体的冲击拉伸碎裂.力学进展,2016, 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7系铝合金的动态力学性能
7系铝合⾦的动态⼒学性能摘要材料在复杂的服役环境中可能受到各种不同载荷的作⽤，对材料在不同加载条件下⼒学⾏为的研究是完善材料开发、应⽤以及进⾏新材料及结构设计的基础。
⽬前，国内对7005 铝合⾦的研究尚处于初级阶段，对于这类新型⾼性能铝合⾦在动态加载条件下的⼒学⾏为研究仍然⼗分匮乏。
另外，作为⽬前研究材料动态⼒学⾏为最为常⽤的实验设备——分离式霍普⾦森压杆（SHPB）和分离式霍普⾦森拉杆（SHTB）。
本实验研究热处理之后的七系铝合⾦的动态⼒学性能。
⾸先对7005铝合⾦分别进⾏固溶，时效，回归，再时效等不同的热处理⼯艺在动态应变下⼒学⾏为和响应，采⽤分离式Hopkinson 压杆装置对7005铝合⾦试件分别进⾏动态压缩，利⽤光学显微镜对压缩后试件进⾏了微观组织观察。
最后结论发现试件在固溶时效。
回归温度180℃升温10min保温30min 时在应变为0.013 时才到达应⼒123.6MPa。
（应⼒随应变变化的最快，但是达到的最⼤应⼒在所有试验中时最⼩的）。
关键词动态加载; 分离式霍普⾦森压杆; 七系铝合⾦; 微观组织AbstractMaterials will be subjected by various loads in complicated application environment; so,studying the mechanical properties of the materials under different loading conditions is the basis for application and design of the materials. At present, the research on 7005 aluminum alloy is just at the starting stage in China, and the research on the mechanical behaviors of 7005 aluminum alloy under different loading conditions is still very scarce. Meanwhile, the split Hopkinson pressure bar (SHPB) and the split Hopkinson tensile bar (SHTB) are the most commonly used test equipments of dynamic mechanics. The dynamic mechanical properties of the seven-series aluminum alloy after heat treatment were studied. Firstly, 7005 aluminum alloy was subjected to different heat treatment processes, such as solid solution, aging, regression and re-aging, respectively. Under dynamic strain, the 7005 aluminum alloy specimens were dynamically compressed by separate Hopkinson bar, The microstructures were observed after compression. Finally, the specimen in solid solution, and the regression temperature 180 ℃（Warming up for ten minutes Hold for ten minutes）shows that the stress reaches 123.6MPa when the strain is 0.013 . (Stress is the fastest change with strain, but the maximum stress reached is the smallest in all trials).Key words dynamic loading; separate Hopkinson pressure bar; 7××× aluminum alloy; microstructure⽬录摘要 ........................................................................................................................... I Abstract ...................................................................................................................... II 1 绪论 (1)1.1 课题研究背景 (1)1.2 铝元素简介 (3)1.2.1 ⼀系到六系铝合⾦简介 (3)1.2.2 七系铝合⾦发展概述 (4)1.3 铝合⾦的热处理⼯艺 (4)1.3.1 铝合⾦固溶⼯艺 (5)1.3.2 铝合⾦时效⼯艺 (5)1.3.3 热处理时的沉淀顺序 (7)1.4 铝合⾦显微组织 (7)1.4.1 7xxx系铝合⾦显微表征技术 (7)1.4.2 7 xxx系铝合⾦缺陷及研究⽅向 (8)1.5 霍普⾦森杆技术综述 (8)1.5.1 霍普⾦森杆装置的构造 (8)1.5.2 霍普⾦森杆装置实验的原理 (9)1.5.3 霍普⾦森杆实验的要求 (9)1.5.4 霍普⾦森杆的国内外研究现状 (10)1.6 7xxx系铝合⾦动态⼒学性能研究的意义 (11)2 实验部分 (12)2.1实验材料的准备 (12)2.2 7005铝合⾦的热处理 (12)2.2.1固溶处理 (13)2.2.2回归再时效处理 (13)2.3 试件霍普⾦森杆实验 (14)2.3.1 实验材料的准备 (14)2.3.2 实验装置的连接 (14)2.3.3 应变⽚的粘贴与连接 (14)2.3.4 计算机上调试软件 (16)2.3.5 冲击试样和操作时注意事项 (18)2.4 波形分析的计算机操作 (18)2.4.1 波形的预处理 (18)2.4.2 软件分析波形 (19)2.5 切试件磨⾦相 (20)3 分析与讨论 (21)3.1 流动应⼒分析 (21)3.1.1 固溶和时效对动态⼒学性能的影响 (21)3.1.4回归180℃对动态⼒学性能的影响 (24)3.2 微观组织分析 (25)4 结论 (29)5 致谢 (30)参考⽂献 (31)附录A (33)附录B (40)1 绪论1.1 课题研究背景材料的⼒学性能是⼗分复杂的,它依赖于许多因素。