劉新華，晏玉平，謝建新

（北京科技大學(xué) 新材料技術(shù)研究院，北京 100083）

應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂平行于氣孔方向壓縮變形行為與力學(xué)性能的影響

劉新華，晏玉平，謝建新

（北京科技大學(xué) 新材料技術(shù)研究院，北京 100083）

采用定向凝固法制備藕狀多孔鎂，采用GLEEBLE?1500材料模擬實(shí)驗(yàn)機(jī)和直撞式霍普金森壓桿（SHPB）實(shí)驗(yàn)設(shè)備，在10-3～1650 s?1的應(yīng)變速率范圍內(nèi)，沿平行于氣孔方向進(jìn)行壓縮變形實(shí)驗(yàn)，研究應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂壓縮變形行為和力學(xué)性能的影響及影響機(jī)理。結(jié)果表明：藕狀多孔鎂沿平行于氣孔方向的壓縮變形過程主要包含線彈性變形階段、局部坍塌變形階段、低應(yīng)力平臺變形階段和密實(shí)化階段4個(gè)階段，其中平臺變形階段較寬（應(yīng)變在0.2～0.7之間）。平行于氣孔方向壓縮時(shí)，應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂的變形行為影響顯著，在應(yīng)變速率ε.＜60 s?1條件下變形時(shí)，主要以孔壁首先發(fā)生局部剪切斷裂，然后孔壁向孔隙內(nèi)塌陷的方式變形，而在較高應(yīng)變速率ε.=450～1650 s?1條件下變形時(shí)，主要以孔壁首先發(fā)生整體偏轉(zhuǎn)，然后產(chǎn)生彎曲折斷的方式變形；應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂的坍塌應(yīng)力和平臺應(yīng)力有較明顯的影響，其影響機(jī)制主要是由于不同應(yīng)變速率時(shí)孔壁的變形方式發(fā)生變化，而受沖擊波效應(yīng)的影響不明顯。

藕狀多孔鎂；應(yīng)變速率；變形行為；力學(xué)性能；變形機(jī)制

多孔金屬是一類新型的工程材料，具有密度低、壓縮應(yīng)力平臺較寬、表面積大、滲透性好等特殊性能［1?3］。特別是低密度和獨(dú)特的壓縮應(yīng)力響應(yīng)特性，使多孔金屬可作為輕量化、能量吸收和安全防護(hù)材料廣泛用于交通工具、航空航天、軍事裝備等高技術(shù)領(lǐng)域。藕狀多孔金屬是一種具有圓柱形氣孔取向分布于金屬基體之中類似蓮藕狀特殊結(jié)構(gòu)的新型多孔材料［4］，這一結(jié)構(gòu)特點(diǎn)使其具有與氣孔隨機(jī)分布的泡沫金屬不同的性能，引起了廣泛的研究興趣［5?9］。

鎂具有密度低（1.74 g/cm3）、比強(qiáng)度高、減震性能好等優(yōu)點(diǎn)，多孔鎂材料可望兼具超輕和強(qiáng)吸能減震特性，在航空航天、汽車工業(yè)、高速交通等高技術(shù)領(lǐng)域具有重要應(yīng)用前景。因此，高性能多孔鎂的制備研究受到高度重視，開發(fā)出了泡沫鎂等多孔鎂材料［10?13］。研究表明，泡沫鎂具有較長的應(yīng)力平臺和優(yōu)良的能量吸收性能［13］。但由于泡沫鎂不規(guī)則的孔隙結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，壓縮時(shí)應(yīng)力集中比較嚴(yán)重，力學(xué)性能較低。藕狀多孔鎂的孔隙結(jié)構(gòu)具有取向分布的特點(diǎn)，這種規(guī)則結(jié)構(gòu)的多孔金屬在壓縮時(shí)的變形行為和力學(xué)性能是值得研究的重要問題。

另一方面，在用作輕質(zhì)結(jié)構(gòu)和能量吸收部件時(shí)，多孔金屬往往不只是發(fā)生靜態(tài)變形，也常發(fā)生動(dòng)態(tài)變形。把握多孔金屬材料在較大應(yīng)變速率范圍載荷作用下的力學(xué)特性可為吸能結(jié)構(gòu)和安全防護(hù)元件的材料選擇和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供重要參考，因而受到研究人員高度關(guān)注，在此方面開展了大量的研究工作［14?18］。在前期研究中，本課題組研究發(fā)現(xiàn)藕狀多孔銅在準(zhǔn)靜態(tài)壓縮變形時(shí)沒有表現(xiàn)出明顯的應(yīng)變速率敏感性，但在應(yīng)變速率較高時(shí)應(yīng)變速率效應(yīng)明顯［19?20］。然而，純鎂是典型的密排六方金屬，塑性變形能力與面心立方結(jié)構(gòu)的純銅存在明顯差異，應(yīng)變速率對藕狀鎂的變形行為是否產(chǎn)生明顯影響需進(jìn)一步研究。

本文作者以藕狀多孔鎂為對象，在10?3～1650 s?1的較大應(yīng)變速率范圍內(nèi)，沿平行于氣孔方向進(jìn)行壓縮變形，研究應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂壓縮變形行為和力學(xué)性能的影響，探討影響的機(jī)理。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)材料

采用自制的定向凝固裝置制備藕狀多孔鎂，裝置結(jié)構(gòu)如圖1所示。實(shí)驗(yàn)材料采用純度為99.9%的鎂錠。實(shí)驗(yàn)時(shí)，先確保裝置密封良好，避免氣體泄露，然后對凝固裝置抽真空，當(dāng)真空度達(dá)到1.0 Pa后充入約0.1 MPa氫氣。開啟加熱裝置熔化金屬，至760 ℃時(shí)保溫0.5 h，使氣體在金屬液中充分溶解達(dá)到飽和。采用陶瓷鑄型，內(nèi)徑50 mm、外徑為60 mm、高170 mm。當(dāng)熔化溫度和時(shí)間達(dá)到設(shè)定值時(shí)提起石墨塞棒，使金屬液在漏斗的導(dǎo)引下注入預(yù)熱的鑄型中進(jìn)行定向凝固，獲得藕狀多孔鎂棒料，形貌如圖2所示。

圖1 藕狀多孔金屬定向凝固制備裝置示意圖Fig. 1 Schematic diagram of unidirectional solidification processing for fabricating lotus-type porous metals

采用電火花線切割將制備所得藕狀多孔鎂棒料加工成尺寸為15 mm×15 mm×15 mm的立方體試樣，試樣的4個(gè)側(cè)面與氣孔方向平行，兩個(gè)端面與氣孔方向垂直，切割時(shí)力求保證良好的平行度和垂直度。將切割后的立方體試樣經(jīng)超聲波清洗，去除加工過程中殘留其中的雜質(zhì)。之后通過稱量質(zhì)量和計(jì)算體積的方法確定相對密度和孔隙率，分別按式（1）和式（2）進(jìn)行計(jì)算：

式中：rρ為藕狀多孔鎂試樣的相對密度；m為藕狀多孔鎂試樣的質(zhì)量，g；V為藕狀多孔鎂試樣的相應(yīng)的體積，cm3；sρ為致密純鎂的密度，取1.74 g/cm3；P為孔隙率，%。

采用Image J軟件對壓縮試樣的孔隙結(jié)構(gòu)特征進(jìn)行分析。結(jié)果表明：藕狀多孔鎂壓縮試樣的平均孔徑為0.7～1.7 mm，孔隙率為45%～64%。

圖2 藕狀多孔鎂棒料截面形貌Fig. 2 Section morphologies of lotus-type porous copper bar: （a） Transverse； （b） Longitudinal

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

選用孔隙比較均勻的藕狀多孔鎂試樣，分別在較低應(yīng)變速率和高應(yīng)變速率下對其進(jìn)行壓縮實(shí)驗(yàn)。所有壓縮實(shí)驗(yàn)均保持壓縮方向平行氣孔方向，如圖3所示。

1.2.1 較低應(yīng)變速率時(shí)的壓縮實(shí)驗(yàn)方法

在室溫下，采用GLEEBLE?1500材料模擬實(shí)驗(yàn)機(jī)進(jìn)行較低應(yīng)變速率壓縮實(shí)驗(yàn)，應(yīng)變速率采用10?3、10?1、1.0、30.0和60.0 s?1，變形量控制在80%以上。實(shí)驗(yàn)獲得載荷和位移數(shù)據(jù)，利用試樣原始面積除載荷數(shù)據(jù)得到工程應(yīng)力，利用原始高度除位移數(shù)據(jù)獲得工程應(yīng)變。

1.2.2 高應(yīng)變速率時(shí)的壓縮實(shí)驗(yàn)方法

分離式霍普金森壓桿（Split Hopkinson pressure bar，簡稱 SHPB） 是研究材料在高應(yīng)變速率下的力學(xué)特性的重要方法。但多孔材料通常需要研究較寬的應(yīng)變范圍（彈性階段、屈服階段和密實(shí)階段），而分離式霍普金森壓桿則無法實(shí)現(xiàn)如此大的應(yīng)變范圍，特別是對于強(qiáng)度較大、孔隙率較高的多孔金屬材料更加困難。在分離式霍普金森壓桿基礎(chǔ)上發(fā)展的直接撞擊式霍普金森壓桿實(shí)驗(yàn)技術(shù)可以獲得較大的應(yīng)變范圍，其原理如圖4所示。本研究采用直接撞擊式霍普金森壓桿實(shí)驗(yàn)技術(shù)進(jìn)行動(dòng)態(tài)壓縮實(shí)驗(yàn)，應(yīng)變速率分別為450、950 和1650 s?1，獲得的典型信號數(shù)據(jù)如圖5所示，最大應(yīng)變控制在0.8以上。

1.2.3 變形過程分析方法

為了分析孔隙結(jié)構(gòu)的變化，研究變形過程，采用變形量控制的方法，即當(dāng)壓縮進(jìn)行到某一變形量時(shí)停止壓縮變形，取出壓縮后的試樣，沿壓縮的軸向?qū)⒃嚇悠书_，分析孔隙結(jié)構(gòu)的變化情況。根據(jù)實(shí)驗(yàn)獲得的完整應(yīng)力?應(yīng)變曲線的特點(diǎn)，分別選取 15%、30%、 45%、60%和 70%左右的變形量作為觀察點(diǎn)。在較低應(yīng)變速率壓縮時(shí)，通過GLEEBLE?1500材料模擬試驗(yàn)機(jī)自動(dòng)控制變形量；而在高應(yīng)變速率壓縮時(shí)，由于SHPB試驗(yàn)裝置無法自動(dòng)控制壓縮變形量，實(shí)驗(yàn)時(shí)采用設(shè)置不同高度的限位環(huán)的方法精確控制變形量，當(dāng)壓桿與限位環(huán)接觸后受到限位環(huán)支撐而停止對試樣的壓縮作用，其原理如圖3（b）所示。同時(shí)，在高應(yīng)變速率壓縮變形時(shí)，為了分析變形的動(dòng)態(tài)過程，探索變形機(jī)理，采用高速攝像機(jī)記錄典型應(yīng)變速率下的壓縮變形過程。

圖3 壓縮實(shí)驗(yàn)方法示意圖Fig. 3 Schematic diagrams of compression experiments: （a） Lower strain rates； （b） High strain rates （setting up a spacing ring）

圖 5 利用直接撞擊式霍普金森壓桿實(shí)驗(yàn)技術(shù)獲得的典型信號Fig. 5 Typical signal obtained by direct-impact split Hopkinson pressure bar

2 結(jié)果與討論

2.1 壓縮變形過程

圖6所示為實(shí)驗(yàn)獲得的藕狀多孔鎂包含壓縮變形全過程的典型應(yīng)力?應(yīng)變曲線。純鎂是典型的密排六方金屬，塑性變形能力較差，致密純鎂在壓縮時(shí)會在不大的壓縮變形量時(shí)即會沿與壓縮方向呈 45°左右的滑移面發(fā)生斷裂失效，所以壓縮變形量一般較小，但從圖6可以看出，藕狀多孔鎂的壓縮曲線并不同于致密純鎂的，而是可以發(fā)生變形量在80%以上的連續(xù)變形，這顯然與藕狀多孔鎂材料存在大量孔隙有關(guān)。

從藕狀多孔鎂的壓縮應(yīng)力?應(yīng)變曲線可以看出，壓縮變形過程包含明顯不同的4個(gè)階段：在壓縮變形第一階段，隨壓縮變形量增加，應(yīng)力線性快速增大，在應(yīng)變約為0.15左右時(shí)達(dá)到一個(gè)較小的峰值，該階段為線彈性變形階段。當(dāng)壓縮變形量進(jìn)一步增加時(shí)，變形進(jìn)入第二個(gè)階段，試樣發(fā)生局部坍塌變形，壓縮應(yīng)力快速回落。之后，變形進(jìn)入第三階段即平臺變形階段，特點(diǎn)是盡管壓縮變形量不斷增大，但在較大的應(yīng)變范圍內(nèi)（0.2～0.7）基本上保持穩(wěn)定不變的低應(yīng)力狀態(tài)。直到壓縮變形量大小達(dá)到約為試樣的孔隙率時(shí)，變形進(jìn)入第4個(gè)階段，應(yīng)力又急劇增大，此時(shí)實(shí)際上壓縮變形進(jìn)入密實(shí)化階段。從上述壓縮變形特點(diǎn)可以看出，當(dāng)平行于氣孔方向壓縮時(shí)，藕狀多孔鎂具有很寬的應(yīng)力平臺，這一特點(diǎn)預(yù)示藕狀多孔鎂在平行于氣孔方向壓縮時(shí)具有十分優(yōu)良的吸能性能，可以作為較理想的吸能材料。

圖6 藕狀多孔金屬鎂壓縮變形典型應(yīng)力?應(yīng)變曲線Fig. 6 Typical compressive stress?strain curve of lotus-type porous magnesium

圖7 應(yīng)變速率為10?3s?1時(shí)藕狀多孔鎂變形過程的應(yīng)力與應(yīng)變的關(guān)系Fig. 7 Relationship between stress and strain in deformation process of lotus-type porous magnesium at strain rate of 10?3s?1in direction parallel to pores

圖8 圖7中不同應(yīng)變下多孔鎂的縱截面形貌Fig. 8 Longitudinal-sectional morphologies of porous magnesium deformed at different strains in Fig.7: （a） 0； （b） 0.17； （c） 0.30；（d） 0.44； （e） 0.60； （f） 0.70

2.2 應(yīng)變速率對壓縮變形行為的影響

2.2.1 較低應(yīng)變速率（10?3～60 s?1）條件下的變形過程圖7所示為應(yīng)變速率ε.=10?3s?1條件下平行于氣孔方向壓縮時(shí)藕狀多孔鎂的變形過程。圖8所示為圖7中壓縮曲線上所對應(yīng)的不同變形階段的壓縮試樣的縱截面形貌。從圖8可知，在整個(gè)壓縮變形過程中，藕狀多孔鎂并未發(fā)生整體斷裂失效，而是在壓縮過程在發(fā)生彎曲等塑性變形的同時(shí)，逐步發(fā)生局部斷裂，最后斷折的孔壁逐步充填孔隙部位，實(shí)現(xiàn)密實(shí)化。當(dāng)藕狀多孔鎂壓縮變形量為17%時(shí)，有一部分孔壁發(fā)生了明顯的彎曲變形（見圖 8（b）），也有一部分孔壁已經(jīng)發(fā)生局部剪切斷裂，但尚有一部分孔壁未彎曲和斷裂。當(dāng)變形量達(dá)到30%時(shí)，發(fā)生剪切斷裂的孔壁明顯增加，已經(jīng)發(fā)生斷裂的孔壁插入到氣孔中沿著氣孔向下滑移（見圖8（c）），而之前尚未彎曲的孔壁也開始彎曲。由于該階段藕狀多孔鎂的變形過程主要是孔壁不斷向氣孔中塌陷的過程，所以變形抗力較小，對應(yīng)于壓縮應(yīng)力?應(yīng)變曲線上的應(yīng)力也降低到最小。圖8（d）所示為變形量44%時(shí)的變形形貌，從圖8（d）中可以看到，當(dāng)壓縮變形量較大時(shí)，孔壁在向下滑移的過程中也發(fā)生橫向傾斜，并進(jìn)而發(fā)生折疊斷裂，這個(gè)階段的變形抗力基本和變形量為30%左右應(yīng)力相當(dāng)，這個(gè)變形階段對應(yīng)應(yīng)力應(yīng)變曲線上的平臺區(qū)。當(dāng)繼續(xù)變形時(shí)，孔壁繼續(xù)發(fā)生斷裂并插入氣孔中。當(dāng)變形量達(dá)到60%左右時(shí)，孔隙部位已經(jīng)逐步被斷折的孔壁充滿，進(jìn)一步壓縮時(shí)試樣進(jìn)入密實(shí)化階段，變形抗力快速增加（見圖8（e）和（f））。

2.2.2 高應(yīng)變速率（450～1650 s?1）條件下的變形過程

圖 9所示為在應(yīng)變速率ε.=950 s?1條件下壓縮時(shí)藕狀多孔鎂經(jīng)過不同變形量后的應(yīng)力?應(yīng)變曲線，其孔隙結(jié)構(gòu)形貌如圖10所示。從圖10（b）可以看出，藕狀多孔鎂在變形量較?。?0.6%）時(shí)，孔壁并沒有發(fā)生斷裂，只是試樣沿壓縮方向發(fā)生一定角度的偏轉(zhuǎn)，使壓縮載荷與氣孔方向形成一定的夾角，從而形成一定的力矩。因此當(dāng)壓縮變形量進(jìn)一步增加時(shí)，孔壁會在試樣的中部發(fā)生彎曲和折斷（見圖10（c））。隨著變形的繼續(xù)進(jìn)行，孔壁折斷部位繼續(xù)橫向伸展，并發(fā)生“L”形彎曲并折斷（見圖10（d））。從圖10（f）可以看出，有的孔壁并沒有發(fā)生斷裂，只發(fā)生了橫向滑移。如前所述，盡管中低速率下壓縮過程中孔壁也會發(fā)生一些橫向傾斜和滑移，但是相比之下，高應(yīng)變速率下這個(gè)變形方式更容易發(fā)生。

圖9 應(yīng)變速率為950 s?1時(shí)藕狀多孔鎂變形過程的應(yīng)力?應(yīng)變曲線Fig. 9 Stress-strain curve in deformation process of lotustype porous magnesium at a strain rate of 950 s?1in direction parallel to pores

2.3 應(yīng)變速率對壓縮力學(xué)性能的影響

2.3.1 應(yīng)變速率對壓縮應(yīng)力?應(yīng)變曲線的影響

圖 11所示為應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂（孔隙率為63%）平行于氣孔方向壓縮時(shí)應(yīng)力?應(yīng)變曲線的影響。由圖11（a）可知，應(yīng)變速率不同時(shí)藕狀多孔鎂的應(yīng)力?應(yīng)變曲線變化規(guī)律相似，即在應(yīng)變范圍0.1～0.15內(nèi)，藕狀多孔鎂壓縮應(yīng)力?應(yīng)變曲線上會出現(xiàn)一個(gè)應(yīng)力峰值（本研究中定義為坍塌應(yīng)力，以σco表示），然后應(yīng)力回落，進(jìn)入應(yīng)力隨應(yīng)變緩慢增長的階段即應(yīng)力平臺區(qū)（應(yīng)變范圍約為0.18～0.65），當(dāng)應(yīng)變量大于0.65時(shí)，應(yīng)力急劇增大，進(jìn)入密實(shí)化區(qū)。從圖11（b）可以更清楚地看出，應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂壓縮應(yīng)力?應(yīng)變曲線影響比較顯著，應(yīng)變速率不同，應(yīng)力峰值大小和所對應(yīng)的變形量不同，應(yīng)力平臺高度也不同。根據(jù)曲線特點(diǎn)，可以將應(yīng)變速率范圍分為較低應(yīng)變速率（10?3～60 s?1）和高應(yīng)變速率（450～1650 s?1）兩個(gè)范圍。在較低應(yīng)變速率范圍內(nèi)，隨應(yīng)變速率增加，應(yīng)力峰值提高且應(yīng)力峰值所對應(yīng)的變形量增大，應(yīng)力平臺有所上升；而在高應(yīng)變速率條件下，出現(xiàn)應(yīng)力峰值所對應(yīng)的變形量減小，且應(yīng)力平臺顯著下降。

圖 11 平行于氣孔壓縮時(shí)應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂壓縮應(yīng)力?應(yīng)變曲線的影響Fig. 11 Effects of strain rates on stress?strain curves of lotus-type porous magnesium compressed in direction parallel to pores: （a） Curves at various strain rates； （b） Curves at three typical strain rates

2.3.2 應(yīng)變速率對平臺應(yīng)力、坍塌應(yīng)力和密實(shí)化起始應(yīng)變的影響

式中：）（εω為吸能效率；）（εσ為壓縮應(yīng)力；ε為壓縮應(yīng)變。

平臺應(yīng)力plσ 按式（4）計(jì)算:

式中：plσ 為平臺應(yīng)力；0ε為起始應(yīng)變；cdε為起始密實(shí)化應(yīng)變。

圖12 能量法確定藕狀多孔鎂密實(shí)化起始應(yīng)變示意圖Fig. 12 Schematic diagram of energetic method used to calculate densification initial strain of lotus-type porous magnesium

表1所列為平行于氣孔方向壓縮時(shí)應(yīng)變速率對孔隙率為63%的藕狀多孔鎂的平臺應(yīng)力、坍塌應(yīng)力和密實(shí)化起始應(yīng)變的影響。參考泡沫金屬材料研究中的處理方法，以不同應(yīng)變速率下的平臺應(yīng)力相對應(yīng)變速率為10?3s?1時(shí)的平臺應(yīng)力數(shù)值增加20%作為判斷藕狀多孔鎂是否具有應(yīng)變速率敏感性的依據(jù)。從表1可以看出，較低應(yīng)變速率（應(yīng)變速率為10?3～60 s?1）與高應(yīng)變速率（應(yīng)變速率為450～1650 s?1）時(shí)，應(yīng)變速率對平臺應(yīng)力的影響規(guī)律有所不同。在較低應(yīng)變速率時(shí)，雖然總體上平臺應(yīng)力隨應(yīng)變速率增加而增大，但在 10?3～60 s?1的應(yīng)變速率內(nèi)增加的幅度較小，并沒有明顯的應(yīng)變速率敏感性。但當(dāng)應(yīng)變速率達(dá)到1 s?1以上時(shí)，應(yīng)變速率對平臺應(yīng)力的影響開始變得明顯，例如應(yīng)變速率從10?3s?1增加到60 s?1時(shí)，平臺應(yīng)力由31.2 MPa增加到46.3 MPa，增幅為48.4%，表現(xiàn)出顯著的應(yīng)變速率敏感性。與較低應(yīng)變速率時(shí)相反，在高應(yīng)變速率時(shí)，平臺應(yīng)力隨應(yīng)變速率增加總體上表現(xiàn)出降低的趨勢，例如應(yīng)變速率為 950 s?1時(shí)，平臺應(yīng)力會下降到 18.6 MPa，比應(yīng)變速率為10?3s?1時(shí)的降低了48.4%。綜上所述，壓縮方向平行于氣孔方向時(shí)，在不同的應(yīng)變速率范圍，藕狀多孔鎂分別表現(xiàn)出應(yīng)變速率軟化和應(yīng)變速率硬化效應(yīng)，總體上表現(xiàn)出應(yīng)變速率敏感性。

從表1可以看出與應(yīng)變速率為10?3s?1時(shí)的相比，當(dāng)應(yīng)變速率增大時(shí)，總體上坍塌應(yīng)力增大，特別是當(dāng)ε.≥1 s?1時(shí)，坍塌應(yīng)力表現(xiàn)出明顯的應(yīng)變速率硬化效應(yīng)，而應(yīng)變速率在30～60 s?1時(shí)應(yīng)變速率硬化效應(yīng)最顯著。

表1所列為沿平行于氣孔方向壓縮時(shí)應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂的密實(shí)化起始應(yīng)變的影響。由表1可以看出，在平行于氣孔方向壓縮時(shí)孔隙率為63%的藕狀多孔鎂的起始密實(shí)應(yīng)變值都較大，約為0.7。多孔金屬材料的壓實(shí)應(yīng)變，理論上應(yīng)當(dāng)?shù)扔谄淇紫堵?，即?=P。一般而言，密實(shí)化起始應(yīng)變的實(shí)際值往往比理論值略低。然而從表1可知，在平行于氣孔方向壓縮時(shí)，藕狀多孔鎂的密實(shí)化起始應(yīng)變接近或略大于理論值，由上述可知，這與藕狀多孔鎂的變形機(jī)制有關(guān)。另一方面，從表1也可以看出，應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂的密實(shí)化起始應(yīng)變影響較小，密實(shí)化起始應(yīng)變的變化在5%以內(nèi)，可以認(rèn)為密實(shí)化起始應(yīng)變不具有明顯的應(yīng)變速率敏感性。

綜上所述，應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂的平臺應(yīng)力和坍塌應(yīng)力影響比較顯著，但對密實(shí)化起始應(yīng)變的影響較小。

表1 應(yīng)變速率對平行于氣孔方向壓縮時(shí)藕狀多孔鎂的平臺應(yīng)力、坍塌應(yīng)力和密實(shí)化起始應(yīng)變的影響Table 1 Effects of strain rates on plateau stresses， collapse stresses and densification initial strains of lotus-type porous magnesium （Porosity is about 63%）

2.4 分析與討論

從上述壓縮變形過程中孔隙結(jié)構(gòu)的變化過程可知，在壓縮變形過程中，藕狀多孔鎂的孔壁受力狀態(tài)主要有圖13所示的幾種情況。當(dāng)應(yīng)變速率較低時(shí)，藕狀多孔金屬主要的受力狀態(tài)如13（a）所示，這種受力狀態(tài)會導(dǎo)致當(dāng)變形量達(dá)到一定值時(shí)孔壁發(fā)生剪切斷裂。但在應(yīng)變速率很高時(shí)，由于變形協(xié)調(diào)困難以及壓頭與試樣間存在摩擦等原因，變形過程中會導(dǎo)致孔壁橫向偏轉(zhuǎn)，從而孔壁會出現(xiàn)如圖13（b）所示的受力狀態(tài)，此時(shí)除了受到軸向應(yīng)力外，還受到垂直孔壁的應(yīng)力，使孔壁發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，當(dāng)某一部位受到阻力時(shí)，從而導(dǎo)致如圖 13（c）所示，孔壁從中部斷裂。試樣也會出現(xiàn)如圖13（d）所示的受力狀態(tài)，這個(gè)階段多發(fā)生在藕狀多孔鎂密實(shí)化階段。

由于上述幾種受力狀態(tài)的作用，壓縮方向平行于氣孔方向時(shí)孔壁主要表現(xiàn)出3種典型的變形方式，即孔壁發(fā)生“局部剪切斷裂—塌陷滑移—再次斷裂”的變形方式、“剪切斷裂—橫向偏轉(zhuǎn)—倒塌折疊”的變形方式以及試樣“整體偏轉(zhuǎn)—‘L’形彎折—倒塌折疊”的變形方式，3種方式分別如圖14（a）～（c）所示。不同應(yīng)變速率下，藕狀多孔鎂在壓縮過程中都會發(fā)生孔壁的剪切斷裂，對應(yīng)于壓縮應(yīng)力?應(yīng)變曲線上的應(yīng)力峰值。

圖13 孔壁的不同受力狀態(tài)的示意圖Fig. 13 Schematic diagrams of several main stress states of pore walls during compression deformation

圖14 藕狀多孔鎂沿平行于氣孔方向壓縮變形時(shí)孔壁的3種主要變形方式示意圖Fig. 14 Schematic diagrams of three deformation modes of pore walls in lotus-type porous magnesium during compressive deformation in direction parallel to pores: （a） Shearing fracture， sliding and collapsing in holes， fracturing again； （b） Shearing fracture， deflecting， collapsing； （c） Deflecting and bending， L-shaped buckling， collapsing

從上述不同應(yīng)變速率下不同變形量藕狀多孔鎂變形形貌可以看出，在較低應(yīng)變速率下，孔壁主要發(fā)生如圖14（a）和（b）所示的變形機(jī)制。當(dāng)變形速率很低（如10?3s?1）時(shí)，孔壁受到壓縮而產(chǎn)生裂紋，裂紋有充足的時(shí)間擴(kuò)展，斷裂的孔壁有充足的時(shí)間填充氣孔，導(dǎo)致低速率下壓縮時(shí)平臺應(yīng)力較低。當(dāng)變形速率增加到較大值時(shí)，變形協(xié)調(diào)較低應(yīng)變速率時(shí)困難，孔壁容易發(fā)生偏轉(zhuǎn)，由于孔壁之間的相互作用增大，從而使孔壁更容易發(fā)生多次斷裂，一定程度上提高了壓縮時(shí)的平臺應(yīng)力。相比而言，在高應(yīng)變速率下，圖 14（b）和（c）兩種變形機(jī)制更容易發(fā)生，并且以圖 14（c）種方式為主，這是因?yàn)楫?dāng)應(yīng)變速率很大時(shí)，壓縮變形過程在很短時(shí)間內(nèi)完成，孔壁通過多次斷裂來協(xié)調(diào)變形的難度較大，傾向于通過整體偏轉(zhuǎn)的方式來協(xié)調(diào)變形，這樣一旦發(fā)生了整體偏轉(zhuǎn)，孔壁便可通過彎曲等方式進(jìn)行進(jìn)一步變形，因此高應(yīng)變速率時(shí)變形抗力最低。

在研究高應(yīng)變速率對變形行為的影響時(shí)，往往還需要考慮沖擊波效應(yīng)的作用。多孔金屬材料在高速沖擊變形過程中，沖擊波傳播效應(yīng)通常會使多孔材料的變形集中在波后，在與撞擊桿接觸的試樣端面附近首先形成局部變形帶，并且隨著變形量的增加而逐漸推進(jìn)，引起試樣的不均勻變形。為了分析高應(yīng)變速率時(shí)沖擊波對藕狀多孔鎂變形行為的影響，本研究利用高速攝像技術(shù)記錄了藕狀多孔鎂的變形過程，主要變形階段如圖15所示。從圖15中藕狀多孔鎂不同階段的變形特征可以看出，變形過程中并未發(fā)現(xiàn)在沖擊桿端部出現(xiàn)局部變形帶，而是觀察到在較快的變形速度下，試樣發(fā)生一定角度的整體偏轉(zhuǎn)，然后從試樣中部附近產(chǎn)生彎折。因此，在本研究的應(yīng)變速率范圍內(nèi)沖擊波效應(yīng)不是引起應(yīng)變速率敏感性的主要原因。

綜上所述，藕狀多孔鎂壓縮曲線的平臺應(yīng)力在應(yīng)變速率增加到一定值時(shí)表現(xiàn)出應(yīng)變速率敏感性的機(jī)制主要是由于在較低應(yīng)變速率和高應(yīng)變速率條件下孔壁的變形方式發(fā)生了變化，而受沖擊波效應(yīng)影響不明顯。

圖15 撞擊過程不同變形階段的高速攝影Fig. 15 Compressive deformation process of lotus-type porous magnesium at a strain rate of 950 s-1recorded by a high-speed camera with shooting speed of 50000 frames per second at different compressive deformation degrees: （a） 0； （b）10%； （c） 18%； （d）30%； （e） 39%； （f） 50%； （g） 62%； （h） 73%； （i） 85%

3 結(jié)論

1） 藕狀多孔鎂沿平行于氣孔方向的壓縮變形過程主要包含線彈性變形階段、局部坍塌變形階段、低應(yīng)力平臺變形階段和密實(shí)化階段4個(gè)階段，其中平臺變形階段較寬（應(yīng)變在0.2～0.7之間），預(yù)示其具有十分優(yōu)良的吸能性能。

2） 平行于氣孔方向壓縮時(shí)應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂的變形行為影響顯著，在應(yīng)變速率ε.＜60 s?1條件下變形時(shí)，主要以孔壁首先發(fā)生局部剪切斷裂，然后孔壁向孔隙內(nèi)塌陷的方式變形，而在較高應(yīng)變速率ε.= 450～1650 s?1條件下變形時(shí)主要以孔壁首先發(fā)生整體偏轉(zhuǎn)，然后產(chǎn)生彎曲折斷的方式變形。

3） 應(yīng)變速率對藕狀多孔鎂的坍塌應(yīng)力和平臺應(yīng)力有較明顯的影響，應(yīng)變速率為30～60 s?1時(shí)，應(yīng)變速率硬化效應(yīng)最顯著，其影響機(jī)制主要是由于不同應(yīng)變速率時(shí)孔壁的變形方式發(fā)生了變化，而受沖擊波效應(yīng)的影響不明顯。

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（編輯 王 超）

Effect of strain rate on compressive deformation behavior and mechanical properties of lotus-type porous magnesium in direction parallel to pores

LIU Xin-hua， YAN Yu-ping， XIE Jian-xin
（Institute for Advanced Materials and Technology， University of Science and Technology Beijing， Beijing 100083， China）

Lotus-type porous magnesium was fabricated by unidirectional solidification， and compressive experiments were subsequently conducted in the strain rate range of 10?3?1650 s?1in the compressive direction parallel to the pores. A GLEEBLE?1500 materials simulation system and a split Hopkinson pressure bar （SHPB） were used to investigate the effect of strain rate on the compressive deformation behaviors and mechanical properties of lotus-type porous magnesium，and the influence mechanism of the strain rate was also analyzed. The results show that the compressive deformation process of lotus-type porous magnesium consists of a linear elastic stage， a collapse stage， a plateau stage and a densification stage at various strain rates， and the plateau stage has a quite wide range between 0.2?0.7 of the strain. The strain rates have significant effects on compressive deformation behaviors of lotus-type magnesium. When compressed at a lower strain rate less than 60 s?1， lotus-type magnesium deforms mainly in the way that pore wall firstly suffers a shear fracture in a local place of sample， and then， collapses into the hole. However， compressed at high strain rates between 450?1650 s?1， the main deformation way of lotus-type magnesium is that pore wall firstly deflects， and then buckles and broke during compressive deformation. The strain rates have obvious influence on the plateau stress and collapse stress，and the main mechanism is the deformation way of pore wall at a lower strain rate which is different from that at a high strain rate， but the shockwaves effect is not obvious.

lotus-type porous magnesium； strain rate； deformation behaviors； mechanical property； deformation mechanism

Project（50904004） supported by the National Natural Science Foundation of China

date： 2015-05-29； Accepted date： 2015-10-13

XIE Jian-xin； Tel: +86-10-62332254； E-mail: jxxie@mater.ustb.edu.cn

TG146；TG115

A

1004-0609（2016）-04-0747-11

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（50904004）

2015-05-29；

2015-10-13

謝建新，教授，博士；電話：010-62332254；E-mail: jxxie@mater.ustb.edu.cn