施春英，徐松林，單俊芳，王鵬飛，胡時(shí)勝

(中國(guó)科學(xué)技術(shù)大學(xué)中國(guó)科學(xué)院材料力學(xué)行為和設(shè)計(jì)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 合肥 230027)

縱向沖擊壓縮下LY12鋁合金圓環(huán)的塑性失穩(wěn)*

施春英，徐松林，單俊芳，王鵬飛，胡時(shí)勝

(中國(guó)科學(xué)技術(shù)大學(xué)中國(guó)科學(xué)院材料力學(xué)行為和設(shè)計(jì)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 合肥 230027)

通過(guò)對(duì)鋁合金圓環(huán)的縱向沖擊壓縮研究發(fā)現(xiàn)，一定條件下在試件的宏觀塑性硬化階段會(huì)出現(xiàn)明顯的應(yīng)力降過(guò)程。為揭示此應(yīng)力降的發(fā)生機(jī)制，對(duì)潤(rùn)滑、細(xì)磨、粗磨3種端面粗糙條件下，外徑、內(nèi)徑和高度比值為6∶3∶2的LY12鋁合金圓環(huán)進(jìn)行系統(tǒng)的Hopkinson壓桿縱向沖擊實(shí)驗(yàn)。結(jié)果表明：應(yīng)力降主要發(fā)生在較大的應(yīng)變和較高的應(yīng)變率條件。進(jìn)一步對(duì)實(shí)驗(yàn)樣品的金相觀察發(fā)現(xiàn)：應(yīng)力降產(chǎn)生的內(nèi)在機(jī)制為絕熱剪切帶的形成和發(fā)展，此現(xiàn)象是一種動(dòng)態(tài)塑性失穩(wěn)的過(guò)程。以上結(jié)果為金屬材料在沖擊條件下絕熱剪切帶產(chǎn)生的研究提供了參考。

沖擊壓縮；Hopkinson壓桿；金相分析；剪切帶；塑性失穩(wěn)

金屬材料大量應(yīng)用于工程領(lǐng)域中，研究其動(dòng)態(tài)塑性失穩(wěn)機(jī)制對(duì)工程結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性設(shè)計(jì)具有很高的應(yīng)用價(jià)值。作為一種典型的硬鋁合金，LY12鋁合金是硬鋁中用量最大的。鋁合金圓環(huán)的動(dòng)態(tài)壓縮性能對(duì)研究硬鋁構(gòu)件的材料和結(jié)構(gòu)性能及材料表面摩擦等具有重要意義，因而引起了廣泛關(guān)注。

金屬圓環(huán)的準(zhǔn)靜態(tài)縱向壓縮可用于測(cè)試界面的摩擦因數(shù)。自20世紀(jì)60年代以來(lái)，已經(jīng)進(jìn)行了較系統(tǒng)的理論[1-2]和實(shí)驗(yàn)[3-4]研究，關(guān)于其應(yīng)用的研究也已經(jīng)相當(dāng)成熟。由于縱向沖擊壓縮下，圓環(huán)的力學(xué)特性較復(fù)雜，涉及的物理現(xiàn)象較多，研究難度很大。為得到圓環(huán)特性與摩擦特性的關(guān)系，R.S.Hartley等[5]利用分離式霍普金森壓桿(split Hopkinson pressure bar, SHPB)實(shí)驗(yàn)研究了較小軸向變形下內(nèi)徑的相對(duì)變化與軸向變形率的關(guān)系；M.Alves等[6]利用黃銅、鋁合金、低碳鋼3種材料的SHPB實(shí)驗(yàn)研究了圓環(huán)件形狀與端面摩擦效應(yīng)的關(guān)系；為消除橫向慣性效應(yīng)，B.Song等[7]利用SHPB實(shí)驗(yàn)裝置將豬肉組織試件做成中空?qǐng)A柱來(lái)減小橫向慣性效應(yīng)，并研究其動(dòng)態(tài)壓縮響應(yīng)。然而，目前有關(guān)圓環(huán)變形細(xì)觀機(jī)制的研究卻并不多見(jiàn)。楊茨等[8-9]在對(duì)鋁合金圓環(huán)的縱向沖擊壓縮實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)了應(yīng)力降現(xiàn)象并進(jìn)行了有限元模擬；G.Liu等[10]對(duì)鋁合金圓環(huán)壓縮過(guò)程的變形機(jī)制進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究；胡忠等[11]采用大變形彈塑性有限元理論對(duì)圓環(huán)在不同摩擦因數(shù)條件下的鐓粗過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬研究。但是，由于沒(méi)有引入恰當(dāng)?shù)奈锢砹W(xué)機(jī)制，因此數(shù)值模擬結(jié)果并不理想，無(wú)法模擬出圓環(huán)在基體材料硬化過(guò)程中的應(yīng)力降現(xiàn)象。

對(duì)沖擊作用下金屬材料動(dòng)態(tài)失穩(wěn)機(jī)制的研究具有重要意義。為揭示其機(jī)制，需要更深入地認(rèn)識(shí)金屬材料在沖擊作用下的動(dòng)態(tài)失穩(wěn)。盧維嫻等[12]對(duì)β-Ti合金在高應(yīng)變率下的絕熱剪切現(xiàn)象研究發(fā)現(xiàn)：應(yīng)變率和應(yīng)變是影響剪切帶擴(kuò)展并導(dǎo)致絕熱剪切破壞的兩個(gè)主要因素。徐天平等[13]利用SHPB實(shí)驗(yàn)技術(shù)與金相觀察相結(jié)合的方法研究了高應(yīng)變率下鈦合金Ti-6Al-4V的熱-黏塑性本構(gòu)關(guān)系和絕熱剪切變形。尹嘉明等[14]利用Gleeble3500熱模擬裝置和SHPB實(shí)驗(yàn)方法對(duì)80%冷變形5A06鋁合金柱形試樣的動(dòng)態(tài)力學(xué)行為和微觀結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究。尚兵等[15]利用SHPB裝置對(duì)不銹鋼圓柱試件進(jìn)行動(dòng)態(tài)沖擊實(shí)驗(yàn)，分析其絕熱剪切破壞。魏志剛等[16]采用斜圓柱試件研究了沖擊載荷作用下鎢合金材料的絕熱剪切帶形成機(jī)理。徐永波等[17]總結(jié)評(píng)述了近年來(lái)金屬與合金變形局部化的形成、微結(jié)構(gòu)演化與剪切斷裂方面作者和相關(guān)的研究工作成果。這些研究表明，沖擊作用下金屬材料的動(dòng)態(tài)失效在很大程度上與剪切帶的形成和發(fā)展有關(guān)。為得到變形帶和剪切帶的發(fā)展過(guò)程，這些實(shí)驗(yàn)中試樣都需要采用特殊的構(gòu)型(如斜圓柱[16]、帽型[17]等)，剪切帶僅能在樣品的一些特殊部位得到觀察。應(yīng)用金屬圓環(huán)試件研究剪切帶的報(bào)導(dǎo)十分少見(jiàn)。由于圓環(huán)內(nèi)部的應(yīng)力和變形情況較簡(jiǎn)單，若能夠得到剪切帶，相應(yīng)的狀態(tài)較好分析。

基于此，本文中，利用SHPB裝置對(duì)LY12鋁合金圓環(huán)試樣進(jìn)行3種端面摩擦條件、不同應(yīng)變率下的動(dòng)態(tài)壓縮實(shí)驗(yàn)，對(duì)具有應(yīng)力降的鋁合金圓環(huán)的回收試件利用金相顯微鏡進(jìn)行觀察，分析其微觀組織的結(jié)構(gòu)變化，以期揭示應(yīng)力降產(chǎn)生的內(nèi)在機(jī)制。

1 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 材料與試件

實(shí)驗(yàn)材料為L(zhǎng)Y12鋁合金，主要由Al、Cu、Mg組成，質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為92.51%、4.22%、1.36%，其他組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為1.91%。圓環(huán)試件的尺寸如下：外徑為12 mm，內(nèi)徑為6 mm，高度為4 mm。分別采用360、1 200和3 000號(hào)的砂紙對(duì)試件表面進(jìn)行打磨，以形成具有粗磨、細(xì)磨和潤(rùn)滑3種表面特性的試件，其中潤(rùn)滑試件的表面還要使用凡士林進(jìn)行潤(rùn)滑處理。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，與試樣接觸的桿的表面也進(jìn)行同樣的表面粗糙處理。

1.2 實(shí)驗(yàn)設(shè)備與實(shí)驗(yàn)技術(shù)

實(shí)驗(yàn)在中國(guó)科學(xué)技術(shù)大學(xué)沖擊動(dòng)力學(xué)實(shí)驗(yàn)室直徑為37 mm的SHPB實(shí)驗(yàn)裝置上進(jìn)行。子彈和入射桿、透射桿均為鋼材，其中子彈長(zhǎng)度為400 mm，入射桿、透射桿長(zhǎng)度均為2 000 mm。實(shí)驗(yàn)裝置見(jiàn)圖1。

圖1 SHPB實(shí)驗(yàn)裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of SHPB device

圖2 典型測(cè)試波形Fig.2 Typical recorded wave profiles

實(shí)驗(yàn)時(shí)，通過(guò)氣槍中的壓縮空氣推動(dòng)撞擊桿；撞擊桿以一定的速度撞擊入射桿，產(chǎn)生入射壓縮脈沖；當(dāng)入射波到達(dá)入射桿與圓環(huán)試件的交界面時(shí)，入射波作用于試件上并在試件與入射桿和透射桿的兩個(gè)交界面上多次反射與透射；與此同時(shí)，入射桿和透射桿中分別傳播反射波和透射波。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，由入射桿上的應(yīng)變片記錄入射脈沖的應(yīng)力和加載時(shí)間，由透射桿上的應(yīng)變片記錄透射脈沖的應(yīng)力和加載時(shí)間。輸出信號(hào)采用美國(guó)Tektronix公司生產(chǎn)的TDS5034B示波器進(jìn)行記錄。整個(gè)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的實(shí)驗(yàn)誤差約為5%。為確保數(shù)據(jù)的可靠性，每種情況進(jìn)行3～5次重復(fù)性實(shí)驗(yàn)。圖2為利用SHPB實(shí)驗(yàn)記錄的典型圓環(huán)受沖擊壓縮過(guò)程的入射波、反射波和透射波數(shù)據(jù)。從透射波波形上可以看到，透射應(yīng)力幅值在局部出現(xiàn)了明顯的下降，此即為應(yīng)力降。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 同種應(yīng)變率不同端面摩擦條件下圓環(huán)的動(dòng)態(tài)壓縮特性實(shí)驗(yàn)

2.1.1 圓環(huán)縱向壓縮變形分析

圖3為粗磨、細(xì)磨和潤(rùn)滑3種表面情況下，試件在較高應(yīng)變率(1 800 s-1)沖擊壓縮后回收樣品前、后表面的外觀照片，其中原始試件作為對(duì)比。在此應(yīng)變率條件下，3種表面情況的試件的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線中均出現(xiàn)了應(yīng)力降現(xiàn)象。由圖3可知：(1) 在應(yīng)變率1 800 s-1沖擊壓縮后試件表面在內(nèi)徑和外徑附近出現(xiàn)了多個(gè)圈狀的變形紋路，這表明試件表面沿徑向的變形并不均勻。(2) 定義圓環(huán)與入射桿接觸的表面為前端面，與透射桿相接觸的表面為后端面?？梢园l(fā)現(xiàn)，沖擊壓縮后試件前、后端面的變形情況存在較大差異?；厥諛悠泛蠖嗣娴耐鈴窖由毂惹岸嗣娲?，同時(shí)內(nèi)徑從前端面至后端面逐漸縮小呈現(xiàn)階梯狀，并有肉眼可見(jiàn)的圈狀褶皺。其原因在于試件前、后端面的應(yīng)力和端面摩擦條件在沖擊壓縮的過(guò)程中實(shí)時(shí)變化，相互作用、相互促進(jìn)。(3) 不同端面摩擦條件下，沖擊壓縮后試件表面的變化也不相同。對(duì)前端面而言，潤(rùn)滑表面的試件在內(nèi)徑和外徑毗鄰處相對(duì)其他地方光滑明亮，且在內(nèi)徑附近有一個(gè)特別明顯深刻的圈狀凹痕；粗磨和細(xì)磨表面的試件表面變化基本一致，但與潤(rùn)滑端面摩擦條件下的正好相反，試件在內(nèi)徑和外徑毗鄰處比較粗糙暗淡，其他地方相對(duì)高亮，且內(nèi)徑附近的圈狀變形紋較平滑，并不明顯。對(duì)后端面而言，潤(rùn)滑表面的試件在外徑附近一圈相對(duì)其余地方光滑高亮；粗磨和細(xì)磨表面的試件的表面變化基本一致，但與潤(rùn)滑端面摩擦條件下的試件相比，表面的明暗過(guò)渡并不明顯。

圖3 原始試件和3種端面粗糙條件下動(dòng)態(tài)壓縮試件的對(duì)比Fig.3 Comparison of surfaces of initial specimen and recovery specimens with three roughness conditions

2.1.2 圓環(huán)縱向沖擊壓縮過(guò)程

圖4為粗磨、細(xì)磨和潤(rùn)滑3種表面情況下圓環(huán)試件的縱向應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線，應(yīng)變率分別為1 800和3 000 s-1。圖4顯示：(1) 當(dāng)應(yīng)變率為3 000 s-1時(shí)，圓環(huán)縱向應(yīng)力-應(yīng)變曲線大致可分為彈性(OA段)、塑性硬化(AB段)、塑性失穩(wěn)(應(yīng)力降階段，BC段)、再次塑性強(qiáng)化(CD段)4個(gè)階段。(2) 塑性失穩(wěn)階段，即應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線上的應(yīng)力降階段，粗磨、細(xì)磨和潤(rùn)滑3種表面情況對(duì)應(yīng)的幅值變化具有相似的趨勢(shì)。潤(rùn)滑表面的試件壓縮過(guò)程應(yīng)力降的幅值最大，粗磨的最小。其原因在于：粗磨表面對(duì)應(yīng)的端面摩擦因數(shù)較大，導(dǎo)致圓環(huán)端面受到的約束力大，圓環(huán)試件從內(nèi)徑處產(chǎn)生的塑性流動(dòng)受到這種端面約束的限制，產(chǎn)生的應(yīng)力降最??；反之，潤(rùn)滑表面的試件端部約束小，塑性流動(dòng)所受到的限制也小，易于發(fā)展，從而產(chǎn)生更大幅度的應(yīng)力降。

由兩種應(yīng)變率條件下的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線可見(jiàn)：(1) 當(dāng)應(yīng)變率為1 800、3 000 s-1時(shí)，材料的屈服極限分別為414、528 MPa，表明LY12鋁合金材料具有一定的應(yīng)變率效應(yīng)。(2) 當(dāng)應(yīng)變率為1 800 s-1時(shí)，粗磨、細(xì)磨和潤(rùn)滑3種表面情況的圓環(huán)試件進(jìn)入塑性屈服時(shí)所對(duì)應(yīng)的真實(shí)應(yīng)變分別為0.085、0.120和0.130；當(dāng)應(yīng)變率為3 000 s-1時(shí)，粗磨、細(xì)磨和潤(rùn)滑3種表面情況的圓環(huán)試件進(jìn)入塑性屈服時(shí)所對(duì)應(yīng)的真實(shí)應(yīng)變分別為0.082、0.086和0.093。同時(shí)，隨著端部摩擦因數(shù)的增大，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線上應(yīng)力降發(fā)生的起始位置對(duì)應(yīng)的應(yīng)變值具有逐漸減小的趨勢(shì)。其原因在于更大的端部摩擦力對(duì)于塑性流動(dòng)效應(yīng)具有更大的約束作用。(3) 當(dāng)應(yīng)變率為1 800 s-1時(shí)，粗磨、細(xì)磨和潤(rùn)滑3種表面情況的應(yīng)力降幅值分別為63.3、54.5和107.8 MPa；當(dāng)應(yīng)變率為3 000 s-1時(shí)，3種表面情況的應(yīng)力降幅值分別為76.0、62.2和145.3 MPa。由此可見(jiàn)：隨著應(yīng)變率的增大，出現(xiàn)應(yīng)力降所需的應(yīng)變明顯減?。粦?yīng)力降的幅值隨著應(yīng)變率的增大而增大?？紤]到預(yù)處理鋁合金圓環(huán)時(shí)所選用的粗、細(xì)砂紙的型號(hào)，可以認(rèn)為存在一個(gè)臨界的摩擦因數(shù)，使得圓環(huán)在動(dòng)態(tài)塑性失穩(wěn)階段的行為發(fā)生突變。

圖4 不同端面摩擦條件下的圓環(huán)壓縮過(guò)程Fig.4 Compression processes of rings under different roughness conditions

2.2 不同應(yīng)變率同種端面摩擦條件下圓環(huán)的動(dòng)態(tài)壓縮特性實(shí)驗(yàn)

2.2.1 圓環(huán)縱向壓縮變形分析

圖5為細(xì)磨表面試件在不同應(yīng)變率時(shí)的外觀照片。其中高應(yīng)變率下試件的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線出現(xiàn)了應(yīng)力降，而低應(yīng)變率下試件的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線則沒(méi)有出現(xiàn)應(yīng)力降。對(duì)比照片可知：高應(yīng)變率和低應(yīng)變率下沖擊壓縮后的試件除圓環(huán)高度明顯不同外，內(nèi)外徑的變化趨勢(shì)也不盡相同。與原始試件相比，高應(yīng)變率下壓縮后的試件前端面的外徑明顯增大，后端面的內(nèi)徑明顯減小，且高度大大降低，而低應(yīng)變率下的試件前后端面的內(nèi)外徑大小和高度與原始試件相比沒(méi)有明顯的變化。這說(shuō)明圓環(huán)縱向沖擊壓縮應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線出現(xiàn)應(yīng)力降的兩個(gè)必要條件是大應(yīng)變和高應(yīng)變率，即圓環(huán)在一定的高應(yīng)變率下形變到一定程度時(shí)才能產(chǎn)生應(yīng)力降。

圖5 原始試件和3種應(yīng)變率下動(dòng)態(tài)壓縮試件的對(duì)比Fig.5 Comparison of original and dynamic compression specimens at three strain rates

2.2.2 圓環(huán)縱向沖擊壓縮過(guò)程

圖6為應(yīng)變率為1 000、1 200、1 600和2 200 s-1情況下細(xì)磨表面的圓環(huán)的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線。從圖6中可以看出：(1) 當(dāng)應(yīng)變率為1 200 s-1時(shí)，圓環(huán)試件出現(xiàn)開(kāi)始應(yīng)力降現(xiàn)象，即試件的臨界應(yīng)變率約為1 200 s-1。(2) 當(dāng)應(yīng)變率低于臨界應(yīng)變率時(shí)，即應(yīng)變率為1 000 s-1時(shí)，圓環(huán)的沖擊壓縮過(guò)程可分為彈性壓縮和塑性強(qiáng)化兩個(gè)階段。隨著應(yīng)變率的增大，塑性強(qiáng)化段的應(yīng)力增加幅值不斷增大。超過(guò)臨界應(yīng)變率時(shí)，圓環(huán)的沖擊壓縮過(guò)程可分為彈性壓縮、塑性強(qiáng)化、塑性失穩(wěn)和再次強(qiáng)化4個(gè)階段。上述結(jié)果進(jìn)一步表明，圓環(huán)在縱向沖擊壓縮下出現(xiàn)應(yīng)力降需要較高的應(yīng)變率。

圖6 不同應(yīng)變率下圓環(huán)壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.6 Stress-strain curves of rings atdifferent strain rates

3 圓環(huán)的塑性失穩(wěn)機(jī)制分析

對(duì)3種端面摩擦條件下縱向沖擊壓縮后的圓環(huán)試件沿直徑方向線切割，經(jīng)過(guò)粗磨、精磨、拋光、腐蝕等一系列加工之后，采用金相顯微鏡對(duì)圓環(huán)剖面進(jìn)行觀察。針對(duì)圓環(huán)在縱向沖擊壓縮后前、后端面以及內(nèi)外徑的形態(tài)變化，觀察位置主要集中在圓環(huán)試件前后端面的邊界及內(nèi)徑表面，如圖7所示。

圖7 圓環(huán)金相觀察位置Fig.7 Metallographic observation position of ring

3種端面摩擦條件下的圓環(huán)金相如圖8所示。圖8(a)～圖8(c)分別為潤(rùn)滑、粗磨和細(xì)磨3種表面條件下沖擊壓縮后出現(xiàn)應(yīng)力降現(xiàn)象的圓環(huán)試件的金相。可以看出，不同端面摩擦條件下，圓環(huán)結(jié)構(gòu)內(nèi)部均產(chǎn)生了剪切帶，并且剪切帶呈現(xiàn)出兩種形態(tài)：一種是處于變形階段的形變帶(deformation band)，另一種是白色高亮的剪切帶(shear band)。圖8(a)為潤(rùn)滑表面情況下圓環(huán)的金相剖面，在剪切帶內(nèi)產(chǎn)生了長(zhǎng)直裂紋，剪切帶的寬度為34 μm。圖8(b)為粗磨表面情況下圓環(huán)的金相剖面，在剪切帶內(nèi)產(chǎn)生了很小的空洞，并出現(xiàn)了明顯的局部化變形，剪切帶的寬度為45 μm，最大剪應(yīng)變約為3.59。圖8(c)為細(xì)磨表面情況下圓環(huán)的金相剖面，顯示出局部化變形，剪切帶的寬度為22.5 μm。圖9為臨界應(yīng)變率條件下圓環(huán)試件的金相，此時(shí)圓環(huán)結(jié)構(gòu)內(nèi)部已經(jīng)隱約出現(xiàn)變形局部化。圖10為應(yīng)變率1 600 s-1時(shí)，沖擊后圓環(huán)試件內(nèi)部剪切帶所在位置和內(nèi)表面的金相圖。觀察可知，內(nèi)徑的圈狀褶皺寬度約為75 μm，說(shuō)明在較低應(yīng)變率情況下，圓環(huán)內(nèi)部縱向塑性流動(dòng)相對(duì)比較均勻。

高應(yīng)變率下產(chǎn)生的剪切帶在形態(tài)上可分為形變帶和相變帶(或白色帶)[7]。剪切帶的形成一般認(rèn)為是塑性失穩(wěn)的結(jié)果。Y.L.Bai[18]認(rèn)為動(dòng)態(tài)載荷下材料塑性失穩(wěn)的條件除應(yīng)變外還應(yīng)當(dāng)包括應(yīng)變率；盧維嫻等[12]指出應(yīng)變和應(yīng)變率是形成剪切帶的兩個(gè)主要因素。Y.B.Xu等[19]在跟蹤記錄Al-Li動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變響應(yīng)時(shí)發(fā)現(xiàn)只有當(dāng)應(yīng)變達(dá)到一定大小時(shí)才出現(xiàn)形變帶和白色帶；Y.B.Xu等[20]在研究鈦合金時(shí)發(fā)現(xiàn)到達(dá)某一應(yīng)變率時(shí)先形成形變帶，進(jìn)一步增大應(yīng)變率至一定值時(shí)出現(xiàn)白色帶。本文從實(shí)驗(yàn)方面驗(yàn)證了這些結(jié)論。

圖8 3種端面摩擦條件下的圓環(huán)金相Fig.8 Metallography of rings under three roughness conditions

圖9 臨界應(yīng)變率條件下圓環(huán)試件的金相Fig.9 Metallographic phase of ring at critical strain rate

圖10 沖擊后圓環(huán)試件內(nèi)部剪切帶所在位置和內(nèi)表面的金相圖Fig.10 Position of shear zone and metallographyof inner surface of ring

由此可以對(duì)LY12鋁合金圓環(huán)結(jié)構(gòu)內(nèi)部剪切帶的產(chǎn)生原因進(jìn)行初步總結(jié)。在縱向沖擊壓縮過(guò)程中，圓環(huán)經(jīng)過(guò)彈性壓縮階段進(jìn)入塑性狀態(tài)，其應(yīng)變和應(yīng)變率隨之發(fā)生變化。同時(shí)，由于受到端面摩擦效應(yīng)和泊松效應(yīng)的共同作用，圓環(huán)內(nèi)部將產(chǎn)生橫向的應(yīng)力和變形，此時(shí)圓環(huán)試件處于一個(gè)復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)。在此狀態(tài)下，當(dāng)應(yīng)變達(dá)到一定值時(shí)，圓環(huán)內(nèi)徑部分最先開(kāi)始塑性失穩(wěn)并產(chǎn)生形變帶。在內(nèi)徑附近進(jìn)入屈服狀態(tài)后，圓環(huán)內(nèi)部的狀態(tài)可分為塑性失穩(wěn)狀態(tài)和非失穩(wěn)狀態(tài)。對(duì)于圓環(huán)而言，整個(gè)沖擊壓縮過(guò)程中所受到的外部載荷總是由非失穩(wěn)狀態(tài)部分承受，這意味著縱向沖擊壓縮的接觸面積從某一時(shí)刻開(kāi)始減小，其宏觀表現(xiàn)就是圓環(huán)壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線上應(yīng)力開(kāi)始下降。當(dāng)沖擊載荷繼續(xù)增大，圓環(huán)的塑性失穩(wěn)狀態(tài)由內(nèi)徑逐漸向外擴(kuò)展時(shí)，接觸面積繼續(xù)減小，圓環(huán)試件的宏觀承載力持續(xù)下降，同時(shí)圓環(huán)試件的應(yīng)變和應(yīng)變率也在不斷增大。當(dāng)應(yīng)變率增大到某一臨界值時(shí)，圓環(huán)結(jié)構(gòu)內(nèi)部出現(xiàn)白色帶。最后，當(dāng)圓環(huán)結(jié)構(gòu)內(nèi)部全部處于塑性失穩(wěn)狀態(tài)后，縱向沖擊壓縮的接觸面積反而增大，對(duì)應(yīng)于應(yīng)力-應(yīng)變曲線上應(yīng)力下降至最低后又開(kāi)始上升。觀察圓環(huán)結(jié)構(gòu)內(nèi)部剪切帶所在的位置，結(jié)合楊茨等[8]對(duì)圓環(huán)縱向壓縮過(guò)程的分析，不難猜測(cè)剪切帶是沖擊壓縮過(guò)程中圓環(huán)內(nèi)部塑性失穩(wěn)區(qū)域和非失穩(wěn)區(qū)域的分界面。

4 結(jié) 論

基于SHPB實(shí)驗(yàn)裝置，對(duì)LY12鋁合金圓環(huán)在潤(rùn)滑、粗磨和細(xì)磨3種表面情況進(jìn)行了縱向沖擊壓縮實(shí)驗(yàn)，研究了圓環(huán)縱向壓縮應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線中的應(yīng)力降現(xiàn)象。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，應(yīng)力降的產(chǎn)生是大應(yīng)變和高應(yīng)變率同時(shí)作用的結(jié)果。圓環(huán)縱向壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線有無(wú)應(yīng)力降最直觀的外在表現(xiàn)在于圓環(huán)試件前后端面內(nèi)外徑的變化。此外，潤(rùn)滑端面摩擦條件下的圓環(huán)壓縮變形與粗糙端面摩擦條件下的圓環(huán)壓縮變形形態(tài)并不一致。

為明確應(yīng)力降的形成機(jī)制，對(duì)縱向壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線中出現(xiàn)應(yīng)力降的圓環(huán)進(jìn)行了金相分析。結(jié)果顯示，壓縮后的圓環(huán)試件結(jié)構(gòu)內(nèi)部均出現(xiàn)了剪切帶。這說(shuō)明應(yīng)力降現(xiàn)象的產(chǎn)生是由于在縱向沖擊載荷作用下圓環(huán)結(jié)構(gòu)發(fā)生了動(dòng)態(tài)塑性失穩(wěn)，是應(yīng)變和應(yīng)變率綜合作用的結(jié)果。本文為沖擊壓縮下金屬中絕熱剪切帶的研究提供了較可靠的實(shí)驗(yàn)方法。

[1] Avitzur B. Forging of hollow disk[J]. Israel Journal of Technology, 1964,2(3):295-304.

[2] Hill R. The mathematical theory of plasticity[M]. Oxford: Oxford University Press, 1950.

[3] Male A T, Depierre V. The validity of mathematical solutions for determining friction from the ring compression test[J]. Journal of Tribology, 1970,92(3):389.

[4] Male A T, Cockcroft M G. A method for the determination of the coefficient of friction of metals under conditions of bulk plastic deformation[J]. Journal of the Institute of Metals, 1964,93:38-46.

[5] Hartley R S, Cloete T J, Nurick G N. An experimental assessment of friction effects in the split Hopkinson pressure bar using the ring compression test[J]. International Journal of Impact Engineering, 2007,34(10):1705-1728.

[6] Alves M, Karagiozova D, Micheli G B, et al. Limiting the influence of friction on the split Hopkinson pressure bar tests by using a ring specimen[J]. International Journal of Impact Engineering, 2012,49(6):130-141.

[7] Song B, Chen W, Ge Y, et al. Dynamic and quasi-static compressive response of porcine muscle.[J]. Journal of Biomechanics, 2007,40(13):2999-3005.

[8] 楊茨,徐松林,易洪昇.沖擊載荷下圓環(huán)縱向壓縮力學(xué)行為研究[J].實(shí)驗(yàn)力學(xué),2014,29(1):18-25. Yang Ci, Xu Songlin, Yi Hongsheng. Research on mechanical behaviors of ring under longitudinal impact load[J]. Journal of Experimental Mechanics, 2014,29(1):18-25.

[9] 楊茨,徐松林,易洪昇.沖擊載荷下圓環(huán)壓縮變形特性研究[J].振動(dòng)與沖擊,2015,34(11):128-132. Yang Ci, Xu Songlin, Yi Hongsheng. Research on deformation properties of ring under longitudinal impact load[J]. Vibration and Impact, 2015,34(11):128-132.

[10] Liu G, Wang L L, Liu Z Q, et al. Compressive formability of 7075 aluminum alloy rings under hydrostatic pressure[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2006,16(5):1103-1109.

[11] 胡忠,朱利華,李家慶.圓環(huán)壓縮過(guò)程的有限元模擬:一種標(biāo)定摩擦系數(shù)理論曲線的新方法[J].金屬學(xué)報(bào),1997,33(4):337-344. Hu Zhong, Zhu Lihua, Li Jiaqing. Simulation of ring compression by FEM: A new way to calibrate theoretical curves of friction coefficient[J]. Acta Metallurgica Sinica, 1997,33(4):337-344.

[12] 盧維嫻,王禮立,陸在慶.β-Ti合金在高應(yīng)變率下的絕熱剪切現(xiàn)象[J].金屬學(xué)報(bào),1986,22(4):39-42. Lu Weixian, Wang Lili, Lu Zaiqing. Adiabatic shearing phenomenon ofβ-Ti alloy at high strain rates[J]. Acta Metallurgica Sinica, 1986,22(4):39-42.

[13] 徐天平,王禮立,盧維嫻.高應(yīng)變率下鈦合金Ti-6Al-4V的熱-粘塑性特性和絕熱剪切變形[J].爆炸與沖擊,1987,7(1):1-8. Xu Tianping, Wang Lili, Lu Weixian. The thermo-viscoplasticity and adiabatic shear deformation for a titanium alloy Ti-6Al-4V under high strain rates[J]. Explosion and Shock Waves, 1987,7(1):1-8.

[14] 尹嘉明,李伯龍,韓鵬,等.動(dòng)態(tài)壓縮下5A06鋁合金剪切變形局部化[J].科學(xué)技術(shù)與工程,2012,12(17):4119-4123. Yin Jiaming, Li Bolong, Han Peng, et al. Shear localization deformation in 5A05 aluminum alloy during compressive deformation[J]. Science Technology and Engineering, 2012,12(17):4119-4123.

[15] 尚兵,胡時(shí)勝,王虎.0Cr17Mn5Ni4Mo3Al不銹鋼絕熱剪切破壞分析[J].實(shí)驗(yàn)力學(xué),2008,23(4):339-344. Shang Bing, Hu Shisheng, Wang Hu. Analysis of adiabatic shear band failure of 0Cr17Mn5Ni4Mo3Al stainless steel[J]. Journal of Experimental Mechanics, 2008,23(4):339-344.

[16] 魏志剛,李永池,李劍榮,等.沖擊載荷作用下鎢合金材料絕熱剪切帶形成機(jī)理[J].金屬學(xué)報(bào),2000,36(12):1263-1268. Wei Zhigang, Li Yongchi, Li Jianrong, et al. Formation mechanism of adiabatic shear band in tungsten heavy alloys[J]. Acta Metallurgica Sinica, 2000,36(12):1263-1268.

[17] 徐永波,白以龍.動(dòng)態(tài)載荷下剪切變形局部化、微結(jié)構(gòu)演化與剪切斷裂研究進(jìn)展[J].力學(xué)進(jìn)展,2007,37(4):496-516. Xu Yongbo, Bai Yilong. Shear localization, microstructure evolution and fracture under high-strain rate[J]. Advances in Mechanics, 2007,37(4):496-516.

[18] Bai Y L. Thermo-plastic instability in simple shear[J]. Journal of the Mechanics and Physics of Solids, 1982,30(4):195-207.

[19] Xu Y B, Zhong W L, Chen Y J, et al. Shear localization and recrystallization in dynamic deformation of 8090 Al-Li alloy[J]. Materials Science and Engineering A, 2001,299(1/2):287-295.

[20] Xu Y B, Yu J Q, Shen L T, et al. Thermoplastic shear localization in titanium alloys[J]. Materials Science and Technology, 2000,19:609-611.

(責(zé)任編輯 王玉鋒)

Plastic instability of LY12 aluminum alloy ring under longitudinal impact compression

Shi Chunying, Xu Songlin, Shan Junfang, Wang Pengfei, Hu Shisheng

(CASKeyLaboratoryforMechanicalBehaviorandDesignofMaterials,UniversityofScienceandTechnologyofChina,Hefei230027,Anhui,China)

Research on the longitudinal impact compression of an aluminum alloy ring found that an obvious stress-drop process will appear in the macro plastic hardening stage of the specimen under certain conditions. In order to reveal the mechanism of this stress-drop process, we conducted the longitudinal impact compression experiment on LY12 aluminum alloy ring specimens whose ratio of OD, ID and height was 6∶3∶2 using the split Hopkinson pressure bar (SHPB) under the three end face roughness conditions: lubrication, fine grinding and rough grinding. The experiment results show that the stress-drop process occurs mainly in the large strain and high strain rate loading conditions. Moreover, the results of the metallurgical analysis of the aluminum alloy ring specimens show that the formation and development of the adiabatic shear band is the intrinsic mechanism of the stress-drop process, which is a dynamic plastic instability. This study can serve as a reference for the study of the heat insulation shear band in metal materials under impact.

impact compression; split Hopkinson pressure bar (SHPB); metallurgical analysis; shear band; plastic instability

10.11883/1001-1455(2017)03-0471-08

2015-12-16；

2016-04-29

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(11272304,11472264)

施春英(1991- )，女，碩士研究生； 通信作者： 徐松林，slxu99@ustc.edu.cn。

O347 國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼： 1301555

A