高孔率泡沫金屬材料疲勞表征模型及其實驗研究

劉培生，馬曉明

（1北京師范大學 射線束技術與材料改性教育部重點實驗室，北京100875；2清華大學 核能與新能源技術研究院，北京100084）

高孔率泡沫金屬材料疲勞表征模型及其實驗研究

劉培生1，馬曉明2

（1北京師范大學 射線束技術與材料改性教育部重點實驗室，北京100875；2清華大學 核能與新能源技術研究院，北京100084）

多孔金屬材料具有廣泛的工程應用［1－7］，其力學性能受到高度重視，并得到大量研究［1，8－20］。該類材料具有大量孔隙，彈性內耗大，小能量沖擊性能好，在能量不大的沖擊和循環負荷下使用，能獲得滿意的結果［21］。由有機基體沉積金屬法［1－6，22］和高壓滲流鑄造法［1－6，23］等工藝制備出的高孔率泡沫金屬，孔隙連通，孔率高（百分之七十幾到百分之九十幾之間），結構均勻，是上述用途的好材料。但在這些應用場合，會遇到疲勞（材料在大小或方向隨時間而變化的交變應力作用下發生的失效［24］）或類疲勞的問題。如作震動裝置的減震緩沖材料，會受到震源的反復沖擊；作噪音裝置的消音濾音器、噴射工程中的吸音材料，會受到聲波的聲壓起伏變化作用，可能出現聲疲勞。作電池多孔電極的基體，在過充電過程中會產生應力和疲勞［25］。在活性物質灌注過程中，產生的初始應力也引起疲勞，其疲勞性能直接影響電極性能，影響電極長期使用過程中的容量衰減［26］等等。疲勞性能強烈地依賴于材料的塑性，從而也像塑性一樣強烈地依賴于多孔體的孔率［21］；而且多孔體在循環應力條件下的應用不斷增多，故疲勞－孔率的關系變得越來越重要［8］。本工作根據高孔率開口泡沫金屬的結構特點，建立其結構－性能綜合分析模型，將該材料的疲勞性能與孔率聯系起來，嘗試找到了一條用孔率和孔徑來表征其疲勞指標的新途徑。在該模型的基礎上，以電沉積法所得泡沫鎳（一種典型的三維網狀多孔金屬）為例，對高孔率開口泡沫金屬的疲勞性能進行了實驗研究。運用此模型提出的泡沫金屬疲勞性能衡量指標，通過實驗數據很好地描述了此類材料在壓－壓循環載荷作用下的類應力疲勞性能與孔率的關系，以及在彎曲循環載荷作用下的類應變疲勞性能與孔率的關系。這些結果較好地證明了理論分析所得疲勞性能衡量指標的實用性。

1 高孔率泡沫金屬疲勞－孔率關系推演和分析

1.1 高孔率泡沫金屬的結構－疲勞綜合分析模型

高孔率開口泡沫金屬（三維網狀多孔金屬）系由金屬孔棱（孔筋）相互交錯聯結而形成三維網狀結構。其中孔棱的連接錯綜復雜，取向各異。在各向同性的多孔體內，對于某一個固定的方向，孔棱與之呈0～90o之間任意角度的幾率相等，平均綜合效果是（0°＋90°）/2＝45°角。孔棱相互聯結構成的孔隙形狀也各式各樣，其截面形貌可呈類圓形、類橢圓形、多邊形和無規則形等。對處于孔隙橫截面內的某一固定方向，除圓形和正多邊形外的其他有長短尺寸的孔隙截面，其長（或短）尺寸方向也可與之夾任意角度，故可將其整體綜合效果視為某一尺寸的正多邊形。為簡單和方便起見，即視為正方形，因此，可將高孔率材料當作方孔篩網的疊合體，從而最后設定的結構－疲勞模型如下：

各向同性的高孔率三維網狀多孔金屬材料，系由大量金屬孔棱按立方體對角線方式聯結而成，亦即大量體心立方晶格式的八面體孔隙單元集合（見圖1）。這種結構方式，可使多孔體在具代表性的前后、左右、上下三個垂直方位等同［16，17］。單元八面體的正投影為側置正方形，該正方形即是單元八面體的綜合體現，其各邊與中心對稱軸夾45o角。不管多孔體所受載荷是循環拉壓還是循環彎曲，總可歸于其單元八面體在各自軸向的往復拉壓（其中循環彎曲作用時多孔構件中性軸兩側的單元八面體拉壓正好相對），亦即金屬孔棱具有產生繞結點的來回轉動或具有繞結點來回轉動的趨勢。而多孔體的反復扭轉也由其內金屬孔棱繞結點的往復轉動來實現，更是易于直接理解，因此，多孔體的循環負荷性能，最終可由金屬孔棱所受的反復彎曲力行為來體現。對于結構均勻的孔棱，可能彎曲位置為緊靠結點處。而對于結構不均勻的孔棱，可能彎曲位置應優先發生在其較薄弱的地方。但對同種工藝條件制備的同種材質多孔體，這種薄弱環節產生的幾率、分布狀態和相對于均勻棱體的薄弱程度，都應該是大致相同的。所以，在作疲勞性能比較時，對同工藝同材質的多孔體，可簡單地統一考慮其均勻棱體所受的彎曲力，最終歸結為彎曲力使棱體產生的最大應力。即在同樣循環外加載荷作用下，同質棱體產生的最大應力幅值越高，多孔體的疲勞性能趨于越差。

圖1 各向同性三維網狀多孔材料的單元八面體結構模型簡圖Fig.1 Schematic diagram of the unit－octahedron structural model for isotropic open－cell three－dimensional reticulated porous materials

1.2 類應力疲勞

眾所周知，根據循環應力的特性可將疲勞分為應力疲勞（高周疲勞）和應變疲勞（低周疲勞）［27］：前者的作用應力值小于屈服應力，發生破壞時所經歷的應力循環周次（疲勞壽命）較高；后者的最大循環應力值大于屈服應力，其應變變化較大，應力變化相對較小，發生破壞時具有較少的循環周次數，因此，可將高周疲勞、高循環疲勞和應力疲勞視為同等概念［28］。本工作中的“類應力疲勞”，則僅指多孔金屬整體所受外加循環載荷為應力幅控制，不考慮“高周”或“高循環”的其他含義。

1.2.1 關系推演

文獻［11，16，18］給出多孔金屬材料抗拉強度σ與對應致密金屬抗拉強度σ0的量值關系為

式中：K和m為取決于多孔體制備工藝和材質的材料常數，其中m＝1～1.5；θ為多孔體的孔率。

式（2）表明，對多孔體所施外加名義應力為σ時，金屬棱體（具體位置為棱體表面）產生的最大應力為σ0。在循環載荷作用下，若外加應力幅值為σMAX，則由式（2）知孔棱表面產生的最大應力幅值σmax應為：

式中：Fσ為取決于多孔體制備工藝、材質和孔率的因素，Kσ＝1/K是與孔率無關而取決于多孔體制備工藝和材質的材料常數。結合式（3）和式（4）得

因為式（1）是根據彈性區推導的，故式（3）～（5）均只適于彈性應變區。

1.2.2 對Fσ的分析

對于同工藝制備的同質多孔泡沫金屬，在同等循環載荷的作用下，如果其孔棱所受往復應力幅值σmax越大，則多孔體的疲勞損傷會越嚴重。在彈性區內，根據式（5），外加載荷幅值σMAX一定，則Fσ越大的材料其棱體受力幅值σmax越大，多孔體越易產生疲勞。所以，Fσ可作為衡量多孔體類應力疲勞性能高低的指標，不妨稱之為應力疲勞因子。當然，如果對應于多孔體的致密材質具有疲勞極限，則當σmax小于該疲勞極限時，多孔體不會發生類似疲勞的破壞，材料的疲勞性能與σmax的具體值無關，從而也與Fσ無關。

當σmax達到彈性極限，這時σMAX值若增加，則金屬棱體應變逐漸進入塑性區，公式（5）不再適用。但是，對于同工藝同材質制備的多孔材料，在同一循環載荷條件下，若多孔體的Fσ越大，則其應變超出彈性極限的距離也應該越大，故其疲勞性能會越差。因此，在塑性區內，Fσ仍然可以作為比較材料疲勞性能的指標。

可見，只要多孔體發生受應力幅控制的疲勞現象，其疲勞性能總可用Fσ來作比較性的表征，從而把疲勞性能與材料的孔率聯系在一起。由相應表達式可看出，同工藝同材質制備的多孔體，孔率越高，Fσ值越大，越易產生類應力疲勞。

值得指出的是，由于Kσ＝1/K為取決于多孔體制備工藝和材質的材料常數，與孔率無關，可見Fσ/Kσ能夠起到與上述Fσ同樣的疲勞表征作用。

1.3 類應變疲勞

類似于上文，也可將低周疲勞、低循環疲勞和應變疲勞視為同等概念［28］，而本工作中的“類應變疲勞”則僅指作用在多孔體上的外加循環載荷受應變幅控制，不考慮“低周”或“低循環”的其他含義。

1.3.1 關系推演

對于承受一定應變幅循環載荷的多孔體，其內不同位置的金屬孔棱彎曲程度可以各不相同（等同位置的金屬棱彎曲程度當然相同），但各金屬棱的軸線角度偏轉幅總是保持各自不變的量值。而對于具有一定軸線偏轉幅的金屬孔棱，如果棱體越粗，其彎曲處可以產生的最大伸縮量也會越大（該位置在棱體的表面處），可能導致的應力幅值也會越高，故在同等循環載荷作用下多孔體越易疲勞。如前所述，若對應多孔體的密實材質具有疲勞極限，則當棱體彎曲形變導致的應力幅值小于該疲勞極限時，多孔體不發生疲勞。所以，在多孔體存在類應變疲勞問題時，從孔棱的粗細出發，可以找出衡量其疲勞性能的指標。

為便于計算，將單元八面體的孔棱視為圓柱形，并設多孔體的孔率為θ。又設包容單元八面體的立方體邊長為a，則根據立體幾何及體積比關系結合圖1與圖2可得孔棱半徑為［11，14，17］：

根據第2.1節中的理論模型由來和圖1，孔體形狀為側置正方形，如圖2（該圖是圖1單元八面體的正向投影）所示。

圖2 孔徑分析圖Fig.2 Diagram for analyzing pore diameter

按圖2，單元八面體的投影正方形邊長為

由式（6）和式（7），孔體邊長

設等效圓孔孔徑為d，則應

結合式（8），即得

將式（10）代入式（6）整理得：

對于不同工藝同種材質制備的泡沫金屬，孔棱形狀偏離圓柱體的程度各不相同，故對應同樣的軸線偏轉幅會出現不同的最大形變幅，從而導致不同的最大應力幅。而對于不同材質制備的多孔體，就算工藝以及棱體的形狀和大小均一樣，且軸線偏轉幅度相同，產生的最大應力也會不同。因此，最大應力幅值應該是隨Kεr（其中Kε是一個取決于多孔體制備工藝和材質的常數）而變。

令

則多孔體的Fε越大，同一循環載荷作用下越易產生類應變疲勞。不妨將Fε稱為應變疲勞因子，由其得出過程可知，Fε是取決于多孔體制備工藝和材質以及孔率、孔徑的常數。

1.3.2 對Fε的分析

當多孔金屬的孔棱處于彈性應變區，最大應力幅與最大應變幅成比例，這時只要產生的最大應力幅大于對應致密金屬的疲勞極限，就可以用式（12）表達的Fε來表征多孔體的類應變疲勞性能。

當多孔體孔棱的最大應變幅處于塑性區，應力和應變的關系就比較復雜。但對同一方法制備的同質多孔材料，Fε較大時其孔棱尺寸也較大（由式（12）），從而使同樣的外加循環應變作用產生的最大塑變幅度也較大，孔棱較易疲勞，整個多孔體也隨之較易疲勞。所以，Fε仍可衡量多孔體的類應變疲勞性能。

總之，只要多孔體發生類應變疲勞，其疲勞性能的相對優劣就可用Fε來表征。由相應表達式可知，Fε與孔率和孔徑都有關系，當然還與材質和工藝有關。孔徑越大，孔率越小，則Fε值越大，多孔體越易產生類應變疲勞。

2 理論的應用及檢驗

2.1 疲勞表征模型

2.1.1 類應力疲勞

本文中的第1.2節給出了衡量多孔體類應力疲勞性能高低的指標：

式中：Fσ為應力疲勞因子，取決于多孔體的制備工藝和材質以及孔率；Kσ和m都是取決于多孔體制備工藝和材質的材料常數（其中m＝1～1.5），與孔率無關；θ為多孔體的孔率。

無論是在彈性區還是在塑性區，Fσ都可以作為比較材料疲勞性能的指標，即在同一循環載荷作用下Fσ越大的泡沫金屬越易產生疲勞。只要多孔體發生受應力幅控制的疲勞現象，其疲勞性能總可用Fσ來作為比較性的表征，從而把疲勞性能與材料的孔率聯系在一起。在相同的外部環境和相同的循環應力條件下，對于同工藝同材質制備的泡沫金屬，其孔率越大，Fσ值也就越大，即其此時的疲勞性能越差。

2.1.2 類應變疲勞

本文中的第1.3節給出了衡量多孔體類應變疲勞性能高低的指標：

式中：Fε為應變疲勞因子，取決于多孔體的制備工藝和材質以及孔率和孔徑；Kε為取決于多孔體制備工藝和材質的常數；d為等效孔隙直徑。

無論是在彈性區還是在塑性區，Fε都可以作為比較材料疲勞性能的指標，即在同一循環載荷作用下Fσ越大的泡沫金屬越易產生疲勞。只要多孔體發生受應變幅控制的疲勞現象，其疲勞性能總可用Fε來作為比較性的表征，從而把疲勞性能與材料的孔率聯系在一起。在相同的外部環境和相同的循環應變條件下，對于同工藝同材質制備的泡沫金屬，其孔率越大，孔徑越小，Fε值也就越小，即其此時的疲勞性能越好。

2.2 疲勞實驗方法

測定一般金屬材料的疲勞壽命，需要采用規定的試樣，通過彎曲、回轉彎曲以及拉、壓等操作，在正弦變化應力作用下，求出試樣至斷裂時的應力往復數與應力振幅的關系曲線，有時也在一定的應變振幅下進行疲勞實驗［29］。對于電沉積等方法制備的泡沫金屬產品，要獲得規定尺寸的試樣［28］很困難，要進行通常完整意義上的高、低周疲勞實驗也難以實現。因此，為了只比較材料的疲勞性能，參考文獻［26］（其疲勞實驗是循環彎曲實驗）的做法，本工作采用同種電沉積工藝制備的泡沫鎳板（厚度在2～3mm之內）制成10mm寬的條狀試樣，進行循環加壓的類應力疲勞實驗和雙點循環彎曲的類應變疲勞實驗，測出這兩種實驗中試樣各自在同一確定次數循環后的電阻率相對變化，當作各自疲勞性能的比較指標。所有實驗（含測試）的環境溫度均為20℃。

2.2.1 類應力疲勞

類應力疲勞實驗具體操作如下：平放試樣，如圖3所示，在工作臺上用硬橡膠夾持固定AB部分，其中AB部分長度為20mm。對AB部分施加壓力為2?0kg的循環載荷，循環周期為2.4s（對應頻率為25次/min）。于是試樣在AB部分就得到周期性的等應力循環加壓。測量原樣品和循環負載1000次后AB段各自的電阻率ρ和ρ′，換算出各樣品循環負載后電阻率對循環前的相對變化百分比Δρ/ρ（其中Δρ＝ρ′－ρ）。每種孔率的樣品各做3件，取該百分比的平均值。電阻率相對升高值Δρ/ρ越大的試樣，其類應力疲勞性能越差。

圖3 循環加壓實驗裝置簡圖Fig.3 Experimental installation diagram for cyclic pressing samples

2.2.2 類應變疲勞

類應變疲勞實驗具體操作如下：平放試樣，如圖4所示，用夾具夾牢兩端A和B，其中A，B距離為1 0cm。接觸面用軟質的橡皮保護，以免接觸性的機械損傷。夾緊力保持一致（同人同手感并夾牢為度），以利于平行對比。A端固定，B端作上下往復運動，振幅為5mm，循環周期為2.4s（對應頻率為25次/min），其中MA和BN兩段總保持水平。于是試樣在A，B兩點得到周期性循環彎曲，AB段內各處則受到不同幅值的等應變循環拉壓。測量原樣品和循環1000次后AB段各自的電阻率ρ和ρ′，換算出各樣品循環后電阻率對循環前的相對變化百分比Δρ/ρ（其中Δρ＝ρ′－ρ）。每種孔率的樣品各做4件，取該百分比的平均值。電阻率相對升高值Δρ/ρ越大的試樣，其類應變疲勞性能越差。

圖4 循環彎曲實驗裝置簡圖Fig.4 Experimental installation diagram for cyclic bending samples

2.3 結果與分析

2.3.1 類應力疲勞

將類應力疲勞實驗中各樣品的有關測試和換算數據列于表1，對應于表1數據直觀地給出類應力疲勞因子隨孔率的變化趨勢如圖5所示。

表1 不同孔率的泡沫鎳類應力疲勞性能比較Table 1 Comparison of similar stress fatigue properties for nickel foams with different porosities

這些樣品是由同工藝同材質制備，故式（13）中的材料常數Kσ值是相同的。因此，表1中的Fσ/Kσ值，即反映了它們類應力疲勞性能的相對好壞。Fσ/Kσ值越大，多孔體的類應力疲勞性能越低。

多孔體在循環彎曲中所受損害越大，AB段的電阻率相對增幅就會越大，即Δρ/ρ值越大。而表1中數據表明，由式（13）計算所得的Fσ/Kσ值（除5＃樣品出現奇異數據外），與測量換算所得的Δρ/ρ值，兩者在隨樣品的孔率變化方面具有一致的走向規律或趨勢。這就證明了，式（13）表達的類應力疲勞因子，能夠正確反映出高孔率開口泡沫金屬的類應力疲勞抗力，它可以作為多孔體類應力疲勞性能的比較性指標。至于不同工藝不同材質之間的多孔體比較，可通過有關實驗結果，換算出Fσ表達式中不同Kσ值的相當量，代入式（13）計算所得Fσ即可用于比較。因此可以說，Fσ的表達式（13）較成功地將多孔材料的類應力疲勞性能與其孔率聯系起來了。

圖5 泡沫鎳類應力疲勞因子與孔率的關系曲線Fig.5 Relation between similar stress fatigue factor and porosity for nickel foams

2.3.2 類應變疲勞

將類應變疲勞實驗中各樣品的有關測試和換算數據列于表2，對應于表2數據直觀地給出類應變疲勞因子隨孔率的變化趨勢如圖6所示。

這些樣品是由同工藝同材質制備，故式（14）中的Kε值是相同的。因此，表2中的Fε/Kε值，即反映了它們類應變疲勞性能的相對好壞。Fε/Kε值越大，多孔體的類應變疲勞性能越低。

表2 不同孔率和孔徑的泡沫鎳類應變疲勞性能比較Table 2 Comparison of similar strain fatigue properties for nickel foams with different porosity and pore diameter

圖6 泡沫鎳類應變疲勞因子與孔率的關系曲線Fig.6 Relation between similar strain fatigue factor and porosity for nickel foams

多孔體在循環彎曲中所受損害越大，AB段的電阻率相對增幅就會越大，即Δρ/ρ值越大。而表2中數據表明，由式（14）計算所得的Fε/Kε值，與測量換算所得的Δρ/ρ值，兩者在隨樣品的孔率孔徑變化方面具有一致的走向規律或趨勢。這就證明了，式（14）表達的類應變疲勞因子，能正確反映出高孔率開口泡沫金屬的類應變疲勞抗力，它可以作為多孔體類應變疲勞性能的比較性指標。至于不同工藝不同材質之間的多孔體比較，可通過有關實驗結果，換算出Fε表達式中不同Kε值的相當量，代入式（14）計算所得Fε即可用于比較。因此可以說，Fε的表達式（14）較成功地將多孔材料的類應變疲勞性能與其孔率聯系起來了。

3 討論

上述Fσ和Fε是不同類型疲勞性能的衡量指標，式（4），（12）把該兩項指標與孔率聯系在一起，從而得出了疲勞與孔率的某種對應關系。但上述關系式并不是對疲勞性能值的一種計算，而只是反映疲勞性能隨孔率的一種變化趨勢，可應用于判斷疲勞性能隨孔率的走向以及疲勞性能的相互比較等場合。

粉末燒結多孔材料的疲勞裂紋源首先從帶銳角的孔隙產生，孔隙是斷裂源，是材料疲勞強度低的主要原因［21］。因為孔隙提高應力，使得多孔材料的疲勞數據很分散［8］。對于傳統的多孔金屬，孔率較低，孔隙孤立，孔隙是引起應力集中和產生疲勞裂紋源的場所，人們趨于認為提高孔率將降低材料的疲勞性能。然而從所閱文獻來看，雖有人從事過孔隙對疲勞影響方面的工作，卻未曾發現疲勞和孔率關系的理論性研究，也未見到明確地對疲勞和孔率關系的條理性描述。但人們早已認識到，這種關系不易獲取，卻十分重要［8］。因為疲勞等特性可較好地說明動負荷狀態下的多孔材料使用性能，人們在力學性能對孔的依賴關系方面了解得還不夠。

后期發展的高孔率泡沫金屬［1－7］，相對于傳統的粉末燒結多孔金屬來說，是一種新型的多孔材料，本工作對其疲勞－孔率的研究表明，這種關系依疲勞類型而大不相同。對于受應力幅控制的循環載荷，多孔體的疲勞性損傷隨孔率增大而增大。而相應的類應變疲勞性能卻隨孔率增大和孔徑減小而變好。這些主要都是因為高孔率泡沫金屬對傳統的孔率較低的多孔材料而言，具有較獨特的結構特征所致。

高孔率開口泡沫金屬的孔率高，孔徑大，孔隙連通，它不能再被視為引起應力集中的“缺陷”或“夾雜物”，而是一個廣闊的“環境”。裂紋源的形成主要不在于孔隙，而在于孔棱本身所能產生的最大應力。當然，孔棱的表面狀況和內部缺陷，如表面溝紋、內部夾雜物和亞孔（孔棱中存在的比主體孔隙小得多的微細孔隙）等，都會強烈影響孔棱所能產生的最大應力，它們可以造成應力集中和形成裂紋源。但這些可統一納入公式（4），（12）的常數項Kσ和Kε之中，故該兩式利用孔率孔徑可方便地進行高孔率開口泡沫金屬疲勞性能的有關比較。這對于不同應用場合的選材和設計是很有利的。

疲勞破壞經歷裂紋形成、擴展和瞬斷三個階段。疲勞裂紋源一般總是出現在應力最高的部位［28］。對于受彎曲或扭轉，表層應力最高，故裂紋源大多在表面層的峰值應力處。本理論對Fσ和Fε的推演，都正是建立在表層產生最大應力的前提下，因而它的出發點是合理的。

當材料承受高于疲勞極限的應力時，每一循環都使材料產生一定量的損傷，這種損傷是能累積的［28］。損傷累積達到臨界值時，材料即發生破壞。因此，只要同條件循環載荷作用某一次數后的損傷可測（如本工作是以電阻率的相對提高來表征或反映疲勞損傷），即可進行材料在該條件下的疲勞性能比較。

影響疲勞強度的因素很多［27，28］，包括材料本質、材料狀態和工作條件。材料本質方面有化學成分、金相組織、纖維方向和表面及內部缺陷等，材料狀態方面有應力集中系數、尺寸系數、表面處理系數等，這兩方面都可體現在Fσ和Fε表達式中的常數項Kσ和Kε上。至于工作條件的載荷特性、環境介質和使用溫度等，只要保持一致，高孔率開口泡沫金屬的疲勞性能就仍可用式（4），（12）表達的Fσ和Fε計算值來比較，當然這方面還應作進一步的實驗工作。

4 結論

（1）在受應力幅控制的循環載荷作用下，高孔率開口泡沫金屬的疲勞性能可由類應力疲勞因子來表征，其類應力疲勞性能隨孔率增大而降低；在受應變幅控制的循環載荷作用下，高孔率開口泡沫金屬的疲勞性能可由類應變疲勞因子來表征，其類應變疲勞性能隨孔率增大和孔徑減小而提高。

（2）泡沫鎳作為高孔率開口泡沫金屬的典型代表，其在受應力幅控制的壓－壓循環載荷作用下表現出來的疲勞性能即是隨孔率增大而降低，而在受應變幅控制的彎曲循環載荷作用下表現出來的疲勞性能即是隨孔率增大和孔徑減小而提高。

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Fatigue Model for Foamed Metals with High Porosity and Corresponding Experimental Study

LIU Pei－sheng1，MA Xiao－ming2
（1Key Laboratory of Beam Technology and Material Modification of Ministry of Education，Beijing Normal University，Beijing 100875，China；2Institute of Nuclear and New Energy Technology，Tsinghua University，Beijing 100084，China）

通過基于高孔率開口泡沫金屬材料結構特點的簡化結構模型和受力狀態分析，建立了此類材料在循環載荷作用下的負載結構－疲勞模型，分析得出了對應疲勞性能的衡量指標。在上述模型的基礎上，運用由該模型得出的高孔率開口泡沫金屬疲勞性能的衡量指標，以電沉積法所得泡沫鎳為例，對此類材料的疲勞性能進行了相關的實驗研究。通過壓－壓循環和彎曲循環兩種載荷作用的實驗，驗證了理論分析所得疲勞性能衡量指標的可行性。結果表明：泡沫鎳在壓－壓循環載荷作用下的類應力疲勞性能隨孔率增大而降低，而在彎曲循環載荷作用下的類應變疲勞性能則隨孔率增大和孔徑減小而提高。

多孔金屬；泡沫金屬；疲勞性能；疲勞模型

In the light of the simplified structural model of open－cell foamed metals with high porosity，the bearing structure－fatigue model was established for this type of materials under cyclic loading by force analysis，and the evaluating index was derived for the corresponding fatigue property.Based on the above mentioned model，the fatigue property of this type of materials was experimentally studied with the index from this model to evaluate the fatigue property of the nickel foam with open－cell structure.Using two sorts of loading experiments of pressing－pressing and bending cycles，the obtained index weighing the fatigue property was validated to be feasible.The results show that the similar stress fatigue property decreases when the porosity increases for the nickel foam under loading cycle of pressing－pressing，but the similar strain fatigue property is improved when the porosity increases and the pore diameter decreases for this experimental material under cyclic bending loading.

porous metal；foamed metal；fatigue property；fatigue model

TB383

A

1001－4381（2012）05－0047－07

中央高校基本科研業務費專項基金（2009SD－26）；北京師范大學測試基金（C11）

2011－04－18；

2012－03－12

劉培生（1969－），男，教授，從事多孔材料及相關方面的研究工作，聯系地址：北京師范大學核科學與技術學院（100875），E－mail：Liu996@263.net