0 引言
目前,泡沫铝、橡胶等因其良好的吸能性能而得到广泛应用,对这些材料动态力学性能的研究大多基于分离式霍普金森压杆(SHPB)试验。Amaro等[1]研究了冲击速度和相对密度对泡沫铝动态力学性能的影响,结果表明,Al6082-T4泡沫具有优异的动态力学性能。Li等[2]研究了高阻尼橡胶在SHPB高速冲击下的动态力学性能和吸能特性,结果表明,高阻尼橡胶具有良好的吸能性能。然而泡沫铝的弹性变形小,当其受到大载荷作用时,易发生脆性破坏而永久变形,不能有效地承受多次冲击载荷;橡胶在高低温等极限环境下稳定性差,易老化。因此,有必要开发一种性能全面的新型抗冲击材料。
金属橡胶材料是一种以高弹性细金属丝为原料,经过螺旋成型、定螺距拉伸、缠绕铺层、模压成型及后续处理等工艺最终形成的一种高弹性、大阻尼材料,被广泛地用作减振缓冲材料[3]。其独特的成型工艺使金属橡胶具有其他多孔材料无法比拟的特殊力学特性,如高阻尼、高弹性、刚度可设计、环境适应性强(耐高低温、抗老化、不挥发)等[4]。
目前,对金属橡胶以及金属橡胶构件的研究主要集中在变形机理研究、本构模型建立、准静态和动态力学特性分析。
Zhang等[5]通过计算机断层扫描分析金属橡胶的微观结构,发现螺旋卷之间呈勾连、咬合和挤压状态。在承受压缩载荷时,弹簧卷之间以分离、滑移和黏着3种接触状态为主,这种微观组织结构的接触状态转换是造成金属橡胶宏观力学性能发生变化的最直接原因[6],金属橡胶的减振吸能性能主要通过滑移状态来实现。
Ulanov等[7]改进了小曲梁模型,该模型能很好地模拟金属橡胶在单向受压状态下的应力-应变关系。曹凤利等[8]基于变长度悬臂曲梁,推导出精度更高的本构模型,模型考虑了金属丝直径、弹性模量、螺旋卷直径、材料相对密度等基本的材料结构参数对金属橡胶迟滞特性的影响,能够较为准确地描述金属橡胶材料承受压缩载荷时加载和卸载阶段的力学特性[9]。
诸多学者[10-14]研究了结构参数对金属橡胶静态力学性能的影响规律:相对密度或者丝径越大,金属橡胶弹性模量越大,弹簧卷外径越大,金属橡胶弹性模量越小。彭云强等[15]利用金属减振器横向和轴向准静态力学性能数据,成功拟合确定了5种金属橡胶减振器的横向和轴向载荷-位移曲线平均值和性能边界,为金属橡胶减振器的选型和安全性、可靠性评定提供了重要基础数据。
金属橡胶的动态特性分析主要包括振动和抗冲击两大研究主题。在振动特性研究方面,Yang等[16]对金属橡胶进行循环动载荷试验,提出了用截面畸变表示的几何系数来评估循环动载荷后的振动可靠性。Chandrasekhar等[17]通过研究金属橡胶动态刚度和阻尼对载荷条件的敏感性,总结出减振性能在很大程度上取决于预压缩和动态振幅。
金属橡胶构件抗冲击性能研究是金属橡胶技术研究领域的一个重要的研究方向,目前多以低速冲击(冲击速度范围2～8 m/s)为主。闫辉等[18]通过冲击台对金属橡胶进行低速负载冲击试验,试验结果表明,金属橡胶能有效地降低冲击对系统的影响。鲍继轩等[19]借助综合振动台试验设备对金属橡胶减振器进行跌落式冲击试验,提出了一种金属橡胶减振器的冲击数值模拟方法,与试验数据吻合度较高。李上洲[20]使用自研落锤装置开展了低速冲击试验,研究表明,在冲击速度较低时金属橡胶的主要耗能方式为干摩擦,在冲击速度较高时,耗能方式不仅有干摩擦,还伴随着空气阻尼和塑性变形。
金属橡胶主要应用于减振抗冲击领域,其在高速冲击载荷下的动态特性研究尤为重要,然而目前对金属橡胶在高速冲击(冲击速度≥10 m/s)下的抗冲击性能研究甚少。本文中通过霍普金森压杆试验探究金属橡胶的动态压缩性能,发现高速冲击下(应变速率范围为680 s-1～1 300 s-1)的动态应力-应变规律与准静态试验条件下[21]及低速冲击试验条件下的应力-应变规律[20]有较大不同,可见金属橡胶是一种应变速率敏感材料[20-22]。继而分析了高应变速率动态压缩时的能量吸收性能以及理想吸能效率,结果表明,在金属橡胶在高速冲击下仍具有良好的吸能减振性能,是一种优良的冲击防护材料。
通过高应变速率压缩试验方法测试金属橡胶动态压缩力学特性并探讨其吸能特性,对于金属橡胶在高速冲击防护领域的应用有极大的促进作用。
1 金属橡胶高速冲击试验
1.1 金属橡胶试件
金属橡胶试件为图1所示的圆柱实心体,直径约为28 mm,厚度约为16 mm,相对密度约为0.3。材质为304不锈钢丝(06Cr19Ni10),选用丝径为0.3 mm,其基本参数见表1。选用的螺旋卷外径分别为:D=2 mm、D=3 mm、D=4 mm、D=5 mm。
表1 试件材料参数
Table 1 Material parameters of specimen
丝材密度/(g·cm-3)抗拉强度/MPa屈服强度/MPa弹性模量/GPa06Cr19Ni107.93≥520≥210194.02
图1 金属橡胶试件外形尺寸
Fig.1 Dimensions of metal rubber specimens
金属橡胶试件成型过程如下:
1) 制备不同外径的弹簧卷,如图2,从左至右试件所用弹簧卷外径数据依次为D=2 mm、D=3 mm、D=4 mm、D=5 mm。
图2 弹簧卷外径尺寸
Fig.2 The outside diameter of the spring coil
2) 将弹簧卷定螺距拉伸后缠制好的毛坯放入设计好的冲压模具中进行冷冲压成型,成型后的金属橡胶试件见图3。
图3 多卷径金属橡胶试件
Fig.3 Metal rubber specimen with multiple coil diameters
1.2 分离式霍普金森压杆试验
分离式霍普金森压杆(SHPB)试验是研究材料动态力学性能的重要试验方法,高应变速率(102～104 s-1)下金属橡胶的压缩性能反映了其在动态压缩载荷下的塑性流动、应变速率效应等力学特征,是金属橡胶用于抗冲击结构设计、优化和制造中的关键材料参数,是建立金属橡胶动态本构模型的重要参量。
SHPB试验装置示意见图4,主要由气枪、子弹(撞击杆)、入射杆、透射杆、吸收杆、阻尼器及数据采集系统等组成。子弹、入射杆、透射杆、吸收杆的长度分别是1 000、2 000、2 000、1 000 mm,其参数见表2。数据采集系统主要由应变片、动态应变仪、示波器等部分组成,用于测试和记录试验过程中波导杆上的入射波、反射波和透射波信号。
表2 SHPB压杆参数
Table 2 SHPB pressure bar parameters
波导杆材质弹性模量/GPa直径/mm铝合金7330
图4 SHPB试验装置示意图
Fig.4 Diagram of SHPB test device
SHPB试验装置实物见图5,入射杆上粘贴普通电阻应变片,透射杆上粘贴精度更高的半导体应变片,且应变片距试件距离相等。
图5 SHPB试验装置
Fig.5 SHPB test device
试验时在待测试件表面涂抹凡士林,并用反射杆和透射杆将待测试件夹持,夹持方式见图6。
图6 试件夹持方式
Fig.6 Clamping mode of specimen
通过实验采集脉冲信号入射波、反射波和透射波,基于一维弹性应力波和试样应力、应变分布均匀性假定,采用被广泛使用的二波法[23]进行试件的应力、应变与应变速率计算,转化公式为:
(1)
式(1)中:
为应变速率,ε为应变,σ为应力,c为杆的弹性波速,l为金属橡胶试件成型方向高度,εR为透射波信号,εT为透射波信号,E为波导杆所用材料的弹性模量,A为波导杆横截面积,A0为试件成型方向截面积。
试验通过设置气枪气压来控制应变速率,试验气压设置为0.2、0.3 、0.4、0.5 MPa,具体试验参数见表3。
表3 金属橡胶试件动态压缩试验参数
Table 3 Dynamic compression test parameters of metal rubber specimens
组别弹簧卷外径D/mm气压/MPa速度/(m·s-1)应变速率/s-1120.210.98 680120.312.82 800120.416.521 020120.520.731 288230.211.12 681230.312.65 792230.416.211 018230.520.981 300340.211.02 689
续表(表3)
组别弹簧卷外径D/mm气压/MPa速度/(m·s-1)应变速率/s-1340.312.44 790340.415.78 992340.521.021 311450.211.22 700450.312.31 784450.416.471 030450.521.111 318
1.3 试验结果
试验生成的入射信号、反射信号和透射信号的典型原始波形曲线见图7,金属橡胶受高速冲击时能依靠自身形变暂时将部分能量储存,因而透射波信号相较于反射波信号出现一定的相位滞后。
图7 试验典型波形
Fig.7 Typical waveform diagram of test
4种弹簧卷外径金属橡胶试件经最大气压冲击后的形变情况见图8。通过观察发现4种试件发生不同程度的膨胀破坏,随着弹簧卷外径增大,试件膨胀的程度越大。这是因为弹簧卷外径越大,线匝与线匝间的勾连现象就越少,线匝间互相约束的作用就越弱,最终导致更大卷径的金属橡胶抗形变能力更差一些,承载能力也更弱一些。
图8 试件形变情况
Fig.8 Deformation of the specimen
2 动态压缩特性分析
2.1 动态应力-应变曲线
动态压缩试验金属橡胶动态应力-应变曲线见图9。在动态压缩早期,金属橡胶变形较小,弹簧卷匝之间尚未产生有效的滑动摩擦,此时处于弹性形变阶段,应力与应变为线性关系。
图9 动态应力-应变曲线
Fig.9 Dynamic stress-strain curve
随着应力的增大,金属橡胶进一步变形,部分弹簧卷匝开始互相滑移、挤压,金属橡胶中具有弹性的弹簧结构开始被破坏,产生局部塑性变形,弹性模量开始减小。并且随应力的继续增大,更多的弹簧卷匝发生滑移、摩擦,金属橡胶塑性变形加剧。但是由于金属橡胶内部仍存在较多未发生塑性形变的弹簧卷匝,同时金属橡胶线匝间的勾连咬合,使得金属橡胶仍具有承载能力。
当应力增大至金属橡胶内大部分弹簧结构已被破坏时,此时金属橡胶达到承载极限,应力达到最大值。之后金属橡胶开始进入到破坏阶段,承载能力降低,应力开始减小。
2.2 应变速率对动态压缩特性的影响
金属橡胶动态弹性模量与应变速率的关系以及拟合曲线见图10。
图10 动态弹性模量-应变速率曲线
Fig.10 Dynamic elastic modulus-strain rate curve
由拟合曲线趋势可见金属橡胶动态弹性模量随着应变速率增加而线性增加,这是因为加载速率比较大时,金属橡胶形变反应时间短,来不及产生大的形变,因此整体表现的更“硬”,而且加载速率越大,金属橡胶的这种变“硬”现象更加明显,即表现出典型的应变速率效应。相比于组3和组4,组1和组2中金属橡胶的弹簧卷外径较小,线匝数量多,线匝与线匝间的接触点多,基于变长度悬臂曲梁理论[8],接触点分割的悬臂曲梁长度更短,数量更多,其硬特性特征明显,动态弹性模量更大,应变速率效应更为明显,因而图中组1和组2的拟合线斜率更大。
金属橡胶动态峰值应力与应变速率的关系以及拟合曲线见图11。金属橡胶动态峰值应力随应变速率的增加而线性增加,仍表现出应变速率效应。由拟合线斜率得金属橡胶弹簧卷外径对动态峰值应力-应变速率的变化趋势几乎无影响。推测其可能的原因为:对于不同弹簧卷外径的金属橡胶,尽管其小曲梁的数量随弹簧卷外径增加而减少,但是由于金属橡胶试件的相对密度一致,在发生局部塑性形变到完全塑性形变过程中,不同卷径的弹簧卷匝因滑移挤压使弹簧结构失效的占比变化规律是相似的。因此在峰值应力处对于不同卷径的金属橡胶而言,未失效的弹簧结构所占比例也是大致相同的,这可能最终导致动态峰值应力-应变速率的变化趋势对弹簧卷外径并不敏感。
图11 动态峰值应力-应变速率曲线
Fig.11 Dynamic peak stress-strain rate curve
2.3 弹簧卷外径对动态压缩特性的影响
金属橡胶动态弹性模量与弹簧卷外径的关系以及拟合曲线见图12。
图12 动态弹性模量-弹簧卷外径曲线
Fig.12 Dynamic elastic modulus-spring diameter curve
金属橡胶动态弹性模量随弹簧卷外径的增大而减小,由于线匝直径增大使得线匝数量减少,线匝间的接触点变少,悬臂曲梁的长度增加,因此软特性特征愈加明显,使动态弹性模量减小。从拟合曲线走向得动态弹性模量随弹簧卷外径增大的变化趋势是先平缓下降,继而陡峭,最终再趋于平缓。对于丝径为0.3 mm、外径为2 mm的弹簧卷,中径为1.7 mm,其弹簧指数为5.67,弹簧指数较小,使得弹簧卷的绕制较为不易;对于外径为5 mm的弹簧卷,其弹簧指数为15.67,弹簧指数较大,会使绕制的弹簧卷结构稳定性下降。此外,弹簧卷外径值一般控制在金属丝直径的5～15倍[4],这2种弹簧卷外径尺寸较为靠近边界值的情况使得金属橡胶动态弹性模量的边际效应加剧,即当弹簧卷外径尺寸过小或者过大时,高速冲击下金属橡胶的动态弹性模量均向两端趋于稳定。此外可以预测的是,弹簧卷外径处于3～4 mm之间时,金属橡胶动态弹性模量随弹簧卷外径有较大变化,且随着应变速率的增加,这种趋势愈加明显。
金属橡胶动态峰值应力与弹簧卷外径的关系以及拟合曲线见图13。动态峰值应力随弹簧卷外径的增大而减小,且逐渐趋于平缓。这是因为随弹簧卷外径增大,金属橡胶的弹簧线匝数量减少,线匝间接触点变少,导致悬臂曲梁数量减少、长度增加,这使得金属橡胶的软特性特征就越明显,此外,弹簧卷外径越大,线匝与线匝间的勾连、约束作用就越弱,承载能力也会下降,最终导致其动态峰值应力减小。动态峰值应力是金属橡胶破坏变形前达到的最大应力值,当弹簧卷外径较大时,丝与丝均紧密贴合并互相挤压,金属橡胶结构达到最致密状态,此时大外径弹簧卷的形状结构几近失效,已无法对金属橡胶的动态峰值应力性能造成过多的影响,因此当弹簧卷增大时,动态峰值应力逐渐趋于平稳。
图13 动态峰值应力-弹簧卷外径曲线
Fig.13 Dynamic peak stress-spring diameter curve
3 能量吸收特性
使用能量吸收和理想吸能效率来表征金属橡胶的吸能性能。
能量吸收指金属橡胶在一定应变压缩时单位体积内吸收的能量,用来评价材料的能量吸收能力,即动态应力-应变曲线下的面积值,由曲线积分计算得到,能量吸收能力Q公式[24]如下:
Q=
σdε
(2)
式(2)中: εi表示任意时刻应变。
理想吸能效率是指材料实际吸收的能量与理想条件下材料吸收的能量之比。理想吸能效率η[25]定义如下:
(3)
式(3)中: εi为任意时刻应变,σmax为峰值应力。
3.1 应变速率对吸能特性的影响
图14为不同应变速率下金属橡胶的能量吸收曲线。由图可知能量吸收随应变增大而增大,这是因为金属橡胶就是一种依靠自身形变来吸收冲击能量的材料,在其被破坏之前,形变越大,吸能就越多。在应变初始阶段,金属橡胶变形量小,能量吸收缓慢,不同应变速率下金属橡胶能量吸收性能差异不大;随着应变增大,不同应变速率下金属橡胶能量吸收性能的差异开始显现,具体表现为在相同应变值下,金属橡胶的能量吸收性能随应变速率的增加而变好。这是因为试验气压越高,入射杆获得的动能就越大,相同应变下金属橡胶吸收的冲击能量也越多。
图14 能量吸收曲线
Fig.14 Energy absorption curve
图15为不同应变速率下金属橡胶的理想吸能效率曲线。理想吸能效率随应变增大而逐渐增高,最后在最大值处趋于平稳。随着形变量的增加,金属橡胶吸收的能量越多,因而理想吸能效率也一直处于上升趋势。在破坏阶段后期,金属橡胶性能逐渐接近极限,理想吸能效率趋于饱和。
图15 理想吸能效率曲线
Fig.15 Ideal energy absorption efficiency curve
从图15可看出不同应变速率下的理想能量吸收率的饱和值较为集中,即理想吸能效率受应变速率影响很小,可见饱和理想吸能效率是金属橡胶材料的固有属性。此外,由于0.2 MPa气压下金属橡胶吸收能量最慢,因而在理想能量吸收率上升阶段,0.2 MPa气压下理想能量吸收率的值略低于其他气压下的值,但是最终都趋向同一水平。
3.2 弹簧卷外径对吸能特性的影响
为探究弹簧卷外径对吸能特性的影响规律,提取图14中能量吸收曲线的稳定斜率值(即应变大于0.015时)来表征金属橡胶吸收能量的性能,绘制能量吸收速率与弹簧卷外径关系趋势图,见图16。由图得弹簧卷外径越小,能量吸收性能越好,即相同应变时吸能更多。这是因为金属橡胶弹簧卷外径越小,线匝间接触点越多,整体结构越“致密”,线匝间滑移摩擦现象发生的就更为频繁,摩擦耗能的速率就更大。
图16 能量吸收速率-弹簧卷外径
Fig.16 Energy absorption rate-spring diameter
图17为理想吸能效率的饱和值(即理想吸能效率最终趋于平稳的值)与金属橡胶弹簧卷外径的关系。
图17 理想吸能效率饱和值-弹簧卷外径
Fig.17 Saturation value of ideal energy absorption efficiency-spring diameter
由图17可见,不同弹簧卷外径金属橡胶的理想吸能效率的饱和值均大于0.75,处于较高效率水平,这说明金属橡胶材料是一种优良的吸能材料,有着很好的抗冲击性能。特别地,弹簧卷外径为3 mm时金属橡胶理想吸能效率的饱和值最大,最大值为0.88,其次是2 mm和4 mm,弹簧卷外径为5 mm时最小。这表明理想吸能效率与弹簧卷外径的关系并非简单地递增或递减,而是在3 mm处达到理想吸能效率的峰值。
4 结论
为探讨金属橡胶在高速冲击环境下的动态力学性能,制备了多种弹簧卷外径的金属橡胶试件,使用霍普金森压杆开展了金属橡胶的动态压缩试验。分析了金属橡胶的动态应力-应变关系、能量吸收规律和理想能量吸收效率规律。主要结论如下:
1) 金属橡胶在动态压缩条件下的动态应力-应变曲线分为弹性形变阶段、局部塑性变形阶段和破坏阶段。
2) 金属橡胶的动态弹性模量和动态峰值应力均表现出应变速率效应,且均随弹簧卷外径的增大而减小。
3) 能量吸收随应变速率增大而增大。在应变初始阶段,金属橡胶能量吸收性能随应变速率变化不明显。随着应变增大,应变速率越大,能量吸收性能越好;能量吸收性能随弹簧卷外径的减小而逐渐变好。
4) 理想吸能效率随应变增大而逐渐增高,最后趋于饱和,其值均大于0.75,表明金属橡胶材料有良好的吸能抗冲击性能,理想吸能效率是金属橡胶材料的固有属性,受应变速率影响很小;弹簧卷外径为3 mm时金属橡胶的理想吸能效率最优,其次是2 mm和4 mm,最后是5 mm。
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