縱向沖擊壓縮下LY12鋁合金圓環的塑性失穩*

施春英，徐松林，單俊芳，王鵬飛，胡時勝

(中國科學技術大學中國科學院材料力學行為和設計重點實驗室，安徽 合肥 230027)

縱向沖擊壓縮下LY12鋁合金圓環的塑性失穩*

施春英，徐松林，單俊芳，王鵬飛，胡時勝

(中國科學技術大學中國科學院材料力學行為和設計重點實驗室，安徽 合肥 230027)

通過對鋁合金圓環的縱向沖擊壓縮研究發現，一定條件下在試件的宏觀塑性硬化階段會出現明顯的應力降過程。為揭示此應力降的發生機制，對潤滑、細磨、粗磨3種端面粗糙條件下，外徑、內徑和高度比值為6∶3∶2的LY12鋁合金圓環進行系統的Hopkinson壓桿縱向沖擊實驗。結果表明：應力降主要發生在較大的應變和較高的應變率條件。進一步對實驗樣品的金相觀察發現：應力降產生的內在機制為絕熱剪切帶的形成和發展，此現象是一種動態塑性失穩的過程。以上結果為金屬材料在沖擊條件下絕熱剪切帶產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

金屬材料大量應用于工程領域中，研究其動態塑性失穩機制對工程結構的穩定性設計具有很高的應用價值。作為一種典型的硬鋁合金，LY12鋁合金是硬鋁中用量最大的。鋁合金圓環的動態壓縮性能對研究硬鋁構件的材料和結構性能及材料表面摩擦等具有重要意義，因而引起了廣泛關注。

金屬圓環的準靜態縱向壓縮可用于測試界面的摩擦因數。自20世紀60年代以來，已經進行了較系統的理論[1-2]和實驗[3-4]研究，關于其應用的研究也已經相當成熟。由于縱向沖擊壓縮下，圓環的力學特性較復雜，涉及的物理現象較多，研究難度很大。為得到圓環特性與摩擦特性的關系，R.S.Hartley等[5]利用分離式霍普金森壓桿(split Hopkinson pressure bar, SHPB)實驗研究了較小軸向變形下內徑的相對變化與軸向變形率的關系；M.Alves等[6]利用黃銅、鋁合金、低碳鋼3種材料的SHPB實驗研究了圓環件形狀與端面摩擦效應的關系；為消除橫向慣性效應，B.Song等[7]利用SHPB實驗裝置將豬肉組織試件做成中空圓柱來減小橫向慣性效應，并研究其動態壓縮響應。然而，目前有關圓環變形細觀機制的研究卻并不多見。楊茨等[8-9]在對鋁合金圓環的縱向沖擊壓縮實驗中發現了應力降現象并進行了有限元模擬；G.Liu等[10]對鋁合金圓環壓縮過程的變形機制進行了實驗和數值模擬研究；胡忠等[11]采用大變形彈塑性有限元理論對圓環在不同摩擦因數條件下的鐓粗過程進行了數值模擬研究。但是，由于沒有引入恰當的物理力學機制，因此數值模擬結果并不理想，無法模擬出圓環在基體材料硬化過程中的應力降現象。

對沖擊作用下金屬材料動態失穩機制的研究具有重要意義。為揭示其機制，需要更深入地認識金屬材料在沖擊作用下的動態失穩。盧維嫻等[12]對β-Ti合金在高應變率下的絕熱剪切現象研究發現：應變率和應變是影響剪切帶擴展并導致絕熱剪切破壞的兩個主要因素。徐天平等[13]利用SHPB實驗技術與金相觀察相結合的方法研究了高應變率下鈦合金Ti-6Al-4V的熱-黏塑性本構關系和絕熱剪切變形。尹嘉明等[14]利用Gleeble3500熱模擬裝置和SHPB實驗方法對80%冷變形5A06鋁合金柱形試樣的動態力學行為和微觀結構進行研究。尚兵等[15]利用SHPB裝置對不銹鋼圓柱試件進行動態沖擊實驗，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理。徐永波等[17]總結評述了近年來金屬與合金變形局部化的形成、微結構演化與剪切斷裂方面作者和相關的研究工作成果。這些研究表明，沖擊作用下金屬材料的動態失效在很大程度上與剪切帶的形成和發展有關。為得到變形帶和剪切帶的發展過程，這些實驗中試樣都需要采用特殊的構型(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。應用金屬圓環試件研究剪切帶的報導十分少見。由于圓環內部的應力和變形情況較簡單，若能夠得到剪切帶，相應的狀態較好分析。

基于此，本文中，利用SHPB裝置對LY12鋁合金圓環試樣進行3種端面摩擦條件、不同應變率下的動態壓縮實驗，對具有應力降的鋁合金圓環的回收試件利用金相顯微鏡進行觀察，分析其微觀組織的結構變化，以期揭示應力降產生的內在機制。

1 實驗設計

1.1 材料與試件

實驗材料為LY12鋁合金，主要由Al、Cu、Mg組成，質量分數分別為92.51%、4.22%、1.36%，其他組分的質量分數為1.91%。圓環試件的尺寸如下：外徑為12 mm，內徑為6 mm，高度為4 mm。分別采用360、1 200和3 000號的砂紙對試件表面進行打磨，以形成具有粗磨、細磨和潤滑3種表面特性的試件，其中潤滑試件的表面還要使用凡士林進行潤滑處理。實驗過程中，與試樣接觸的桿的表面也進行同樣的表面粗糙處理。

1.2 實驗設備與實驗技術

實驗在中國科學技術大學沖擊動力學實驗室直徑為37 mm的SHPB實驗裝置上進行。子彈和入射桿、透射桿均為鋼材，其中子彈長度為400 mm，入射桿、透射桿長度均為2 000 mm。實驗裝置見圖1。

圖1 SHPB實驗裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of SHPB device

圖2 典型測試波形Fig.2 Typical recorded wave profiles

實驗時，通過氣槍中的壓縮空氣推動撞擊桿；撞擊桿以一定的速度撞擊入射桿，產生入射壓縮脈沖；當入射波到達入射桿與圓環試件的交界面時，入射波作用于試件上并在試件與入射桿和透射桿的兩個交界面上多次反射與透射；與此同時，入射桿和透射桿中分別傳播反射波和透射波。實驗過程中，由入射桿上的應變片記錄入射脈沖的應力和加載時間，由透射桿上的應變片記錄透射脈沖的應力和加載時間。輸出信號采用美國Tektronix公司生產的TDS5034B示波器進行記錄。整個實驗系統的實驗誤差約為5%。為確保數據的可靠性，每種情況進行3～5次重復性實驗。圖2為利用SHPB實驗記錄的典型圓環受沖擊壓縮過程的入射波、反射波和透射波數據。從透射波波形上可以看到，透射應力幅值在局部出現了明顯的下降，此即為應力降。

2 實驗結果與分析

2.1 同種應變率不同端面摩擦條件下圓環的動態壓縮特性實驗

2.1.1 圓環縱向壓縮變形分析

圖3為粗磨、細磨和潤滑3種表面情況下，試件在較高應變率(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比。在此應變率條件下，3種表面情況的試件的應力-應變關系曲線中均出現了應力降現象。由圖3可知：(1) 在應變率1 800 s-1沖擊壓縮后試件表面在內徑和外徑附近出現了多個圈狀的變形紋路，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。可以發現，沖擊壓縮后試件前、后端面的變形情況存在較大差異。回收樣品后端面的外徑延伸比前端面大，同時內徑從前端面至后端面逐漸縮小呈現階梯狀，并有肉眼可見的圈狀褶皺。其原因在于試件前、后端面的應力和端面摩擦條件在沖擊壓縮的過程中實時變化，相互作用、相互促進。(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。對前端面而言，潤滑表面的試件在內徑和外徑毗鄰處相對其他地方光滑明亮，且在內徑附近有一個特別明顯深刻的圈狀凹痕；粗磨和細磨表面的試件表面變化基本一致，但與潤滑端面摩擦條件下的正好相反，試件在內徑和外徑毗鄰處比較粗糙暗淡，其他地方相對高亮，且內徑附近的圈狀變形紋較平滑，并不明顯。對后端面而言，潤滑表面的試件在外徑附近一圈相對其余地方光滑高亮；粗磨和細磨表面的試件的表面變化基本一致，但與潤滑端面摩擦條件下的試件相比，表面的明暗過渡并不明顯。

圖3 原始試件和3種端面粗糙條件下動態壓縮試件的對比Fig.3 Comparison of surfaces of initial specimen and recovery specimens with three roughness conditions

2.1.2 圓環縱向沖擊壓縮過程

圖4為粗磨、細磨和潤滑3種表面情況下圓環試件的縱向應力-應變關系曲線，應變率分別為1 800和3 000 s-1。圖4顯示：(1) 當應變率為3 000 s-1時，圓環縱向應力-應變曲線大致可分為彈性(OA段)、塑性硬化(AB段)、塑性失穩(應力降階段，BC段)、再次塑性強化(CD段)4個階段。(2) 塑性失穩階段，即應力-應變關系曲線上的應力降階段，粗磨、細磨和潤滑3種表面情況對應的幅值變化具有相似的趨勢。潤滑表面的試件壓縮過程應力降的幅值最大，粗磨的最小。其原因在于：粗磨表面對應的端面摩擦因數較大，導致圓環端面受到的約束力大，圓環試件從內徑處產生的塑性流動受到這種端面約束的限制，產生的應力降最小；反之，潤滑表面的試件端部約束小，塑性流動所受到的限制也小，易于發展，從而產生更大幅度的應力降。

由兩種應變率條件下的應力-應變關系曲線可見：(1) 當應變率為1 800、3 000 s-1時，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變率效應。(2) 當應變率為1 800 s-1時，粗磨、細磨和潤滑3種表面情況的圓環試件進入塑性屈服時所對應的真實應變分別為0.085、0.120和0.130；當應變率為3 000 s-1時，粗磨、細磨和潤滑3種表面情況的圓環試件進入塑性屈服時所對應的真實應變分別為0.082、0.086和0.093。同時，隨著端部摩擦因數的增大，應力-應變關系曲線上應力降發生的起始位置對應的應變值具有逐漸減小的趨勢。其原因在于更大的端部摩擦力對于塑性流動效應具有更大的約束作用。(3) 當應變率為1 800 s-1時，粗磨、細磨和潤滑3種表面情況的應力降幅值分別為63.3、54.5和107.8 MPa；當應變率為3 000 s-1時，3種表面情況的應力降幅值分別為76.0、62.2和145.3 MPa。由此可見：隨著應變率的增大，出現應力降所需的應變明顯減小；應力降的幅值隨著應變率的增大而增大。考慮到預處理鋁合金圓環時所選用的粗、細砂紙的型號，可以認為存在一個臨界的摩擦因數，使得圓環在動態塑性失穩階段的行為發生突變。

圖4 不同端面摩擦條件下的圓環壓縮過程Fig.4 Compression processes of rings under different roughness conditions

2.2 不同應變率同種端面摩擦條件下圓環的動態壓縮特性實驗

2.2.1 圓環縱向壓縮變形分析

圖5為細磨表面試件在不同應變率時的外觀照片。其中高應變率下試件的應力-應變關系曲線出現了應力降，而低應變率下試件的應力-應變關系曲線則沒有出現應力降。對比照片可知：高應變率和低應變率下沖擊壓縮后的試件除圓環高度明顯不同外，內外徑的變化趨勢也不盡相同。與原始試件相比，高應變率下壓縮后的試件前端面的外徑明顯增大，后端面的內徑明顯減小，且高度大大降低，而低應變率下的試件前后端面的內外徑大小和高度與原始試件相比沒有明顯的變化。這說明圓環縱向沖擊壓縮應力-應變關系曲線出現應力降的兩個必要條件是大應變和高應變率，即圓環在一定的高應變率下形變到一定程度時才能產生應力降。

圖5 原始試件和3種應變率下動態壓縮試件的對比Fig.5 Comparison of original and dynamic compression specimens at three strain rates

2.2.2 圓環縱向沖擊壓縮過程

圖6為應變率為1 000、1 200、1 600和2 200 s-1情況下細磨表面的圓環的應力-應變關系曲線。從圖6中可以看出：(1) 當應變率為1 200 s-1時，圓環試件出現開始應力降現象，即試件的臨界應變率約為1 200 s-1。(2) 當應變率低于臨界應變率時，即應變率為1 000 s-1時，圓環的沖擊壓縮過程可分為彈性壓縮和塑性強化兩個階段。隨著應變率的增大，塑性強化段的應力增加幅值不斷增大。超過臨界應變率時，圓環的沖擊壓縮過程可分為彈性壓縮、塑性強化、塑性失穩和再次強化4個階段。上述結果進一步表明，圓環在縱向沖擊壓縮下出現應力降需要較高的應變率。

圖6 不同應變率下圓環壓縮應力-應變曲線Fig.6 Stress-strain curves of rings atdifferent strain rates

3 圓環的塑性失穩機制分析

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

圖7 圓環金相觀察位置Fig.7 Metallographic observation position of ring

3種端面摩擦條件下的圓環金相如圖8所示。圖8(a)～圖8(c)分別為潤滑、粗磨和細磨3種表面條件下沖擊壓縮后出現應力降現象的圓環試件的金相。可以看出，不同端面摩擦條件下，圓環結構內部均產生了剪切帶，并且剪切帶呈現出兩種形態：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)為潤滑表面情況下圓環的金相剖面，在剪切帶內產生了長直裂紋，剪切帶的寬度為34 μm。圖8(b)為粗磨表面情況下圓環的金相剖面，在剪切帶內產生了很小的空洞，并出現了明顯的局部化變形，剪切帶的寬度為45 μm，最大剪應變約為3.59。圖8(c)為細磨表面情況下圓環的金相剖面，顯示出局部化變形，剪切帶的寬度為22.5 μm。圖9為臨界應變率條件下圓環試件的金相，此時圓環結構內部已經隱約出現變形局部化。圖10為應變率1 600 s-1時，沖擊后圓環試件內部剪切帶所在位置和內表面的金相圖。觀察可知，內徑的圈狀褶皺寬度約為75 μm，說明在較低應變率情況下，圓環內部縱向塑性流動相對比較均勻。

高應變率下產生的剪切帶在形態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為是塑性失穩的結果。Y.L.Bai[18]認為動態載荷下材料塑性失穩的條件除應變外還應當包括應變率；盧維嫻等[12]指出應變和應變率是形成剪切帶的兩個主要因素。Y.B.Xu等[19]在跟蹤記錄Al-Li動態應力-應變響應時發現只有當應變達到一定大小時才出現形變帶和白色帶；Y.B.Xu等[20]在研究鈦合金時發現到達某一應變率時先形成形變帶，進一步增大應變率至一定值時出現白色帶。本文從實驗方面驗證了這些結論。

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

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

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

由此可以對LY12鋁合金圓環結構內部剪切帶的產生原因進行初步總結。在縱向沖擊壓縮過程中，圓環經過彈性壓縮階段進入塑性狀態，其應變和應變率隨之發生變化。同時，由于受到端面摩擦效應和泊松效應的共同作用，圓環內部將產生橫向的應力和變形，此時圓環試件處于一個復雜應力狀態。在此狀態下，當應變達到一定值時，圓環內徑部分最先開始塑性失穩并產生形變帶。在內徑附近進入屈服狀態后，圓環內部的狀態可分為塑性失穩狀態和非失穩狀態。對于圓環而言，整個沖擊壓縮過程中所受到的外部載荷總是由非失穩狀態部分承受，這意味著縱向沖擊壓縮的接觸面積從某一時刻開始減小，其宏觀表現就是圓環壓縮應力-應變曲線上應力開始下降。當沖擊載荷繼續增大，圓環的塑性失穩狀態由內徑逐漸向外擴展時，接觸面積繼續減小，圓環試件的宏觀承載力持續下降，同時圓環試件的應變和應變率也在不斷增大。當應變率增大到某一臨界值時，圓環結構內部出現白色帶。最后，當圓環結構內部全部處于塑性失穩狀態后，縱向沖擊壓縮的接觸面積反而增大，對應于應力-應變曲線上應力下降至最低后又開始上升。觀察圓環結構內部剪切帶所在的位置，結合楊茨等[8]對圓環縱向壓縮過程的分析，不難猜測剪切帶是沖擊壓縮過程中圓環內部塑性失穩區域和非失穩區域的分界面。

4 結 論

基于SHPB實驗裝置，對LY12鋁合金圓環在潤滑、粗磨和細磨3種表面情況進行了縱向沖擊壓縮實驗，研究了圓環縱向壓縮應力-應變關系曲線中的應力降現象。實驗結果表明，應力降的產生是大應變和高應變率同時作用的結果。圓環縱向壓縮應力-應變曲線有無應力降最直觀的外在表現在于圓環試件前后端面內外徑的變化。此外，潤滑端面摩擦條件下的圓環壓縮變形與粗糙端面摩擦條件下的圓環壓縮變形形態并不一致。

為明確應力降的形成機制，對縱向壓縮應力-應變曲線中出現應力降的圓環進行了金相分析。結果顯示，壓縮后的圓環試件結構內部均出現了剪切帶。這說明應力降現象的產生是由于在縱向沖擊載荷作用下圓環結構發生了動態塑性失穩，是應變和應變率綜合作用的結果。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驗方法。

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(責任編輯 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

國家自然科學基金項目(11272304,11472264)

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

O347 國標學科代碼： 1301555

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