一種新式壓/拉一體式Hopkinson 桿裝置研究?

王 凡，陳龍洋，趙思晗，吳 倩，郭偉國

（西北工業大學航空學院 西安，710072）

1 問題的引出

工程結構常會受到爆炸、高速撞擊等沖擊載荷而發生變形甚至破壞，因此材料在短時（毫、微秒量級）、高載荷峰值（引起材料破壞）［1］沖擊載荷下的力學行為一直是研究的重點。為了解材料在沖擊加載下的特性和變形機制，高應變率加載技術和裝置成為關鍵［2］。Hopkinson 桿技術是應用最廣的材料動態力學性能表征試驗方法。分離式Hopkinson 壓桿（split Hopkinson press bar，簡稱SHPB）主要用于表征材料在動態加載下的變形及損傷機制，建立材料本構關系；分離式Hopkinson 拉桿（split Hopkinson tension bar，簡稱SHTB）常常用于測試材料拉伸變形、拉伸損傷及破壞機制，建立材料的失效判據。從實際工程結構損傷和破壞的角度來說，SHTB 試驗更能反映工程材料的變形與破壞規律。

20 世紀60 年代，直接拉伸式SHTB 裝置［3-5］相繼被研發并成功用于材料動態拉伸性能的表征。由于加載的應力波脈沖會在加載桿中來回衰減傳播，為了準確控制材料在沖擊加載下的拉伸應變，發展了更為先進的單次直接拉伸式SHTB［6］。直接拉伸式SHTB 通過撞擊管對入射桿端的法蘭進行撞擊，在入射桿中形成拉伸加載波。由于撞擊管要沿著入射桿加速滑動達到預定的速度，同時還要貼應變計準確測試完整的加載脈沖和反射脈沖，往往拉伸入射桿會比較長，例如直徑為20 mm 的入射桿的長度可達3 m。若拉伸入射桿直徑增加，長度也要增加，例如對于混凝土和泡沫結構等材料要采用直徑為100 mm 的入射桿，僅入射桿長度就會超過6 m。這就使得SHTB 比SHPB 裝置加工裝配要求更高，其成本高，操作和使用復雜，空間占用大。因此，研究人員希望在SHPB 的基礎上，通過改造實現動態拉伸的功能。Chen 等［7］通過在支架平臺的一端設置一套電磁發射空心撞擊管裝置，另一端設置另一套電磁發射撞擊桿裝置，可對處于這2 套發射裝置中間的直徑為4 或6 mm 拉桿或壓桿分別加載，實現對材料的拉伸或者壓縮加載，把拉伸和壓縮功能整合在一個臺架上。Mancini 等［8］借助液壓加載機構，在入射桿前端設置過渡加載桿，通過預拉或者預壓的方式儲存能量，然后瞬間釋放能量在入射桿中產生一個拉伸或壓縮加載脈沖，實現對試樣的拉伸或壓縮加載，此套裝置加載桿直徑為18 mm，整個裝置長度為14.5 m。Kadhane 等［9］將電磁驅動改為氣動驅動模式，使用2 個獨立發射氣缸和發射裝置，進行拉/壓試驗，其桿直徑為16 mm，總長為3.4 m，實現對生物軟材料的拉伸或壓縮加載。Cadoni 等［10］對混凝土材料進行動態性能測試時，使用液壓系統對預加載桿進行加載，通過破壞脆性材料來實現能量的釋放，建立了大尺寸（200 mm×200 mm）方桿的拉/壓一體加載裝置 。陳柏生等［11］通過發射撞擊桿或套筒，構件了一種拉/壓一體試驗裝置，在加載桿產生壓縮波或者拉伸波，實現對金屬材料的壓縮或拉伸加載。

套管式SHTB 原理如圖1 所示，將試驗桿放置在圓形套筒內，并在桿端增加1 個法蘭，以恒定速度對套管加載，套管中的壓縮脈沖傳入法蘭，并在自由端面反射生成拉伸波，再作用在試樣上對試樣拉伸加載。王鵬飛等［12］在此基礎上做了改進，通過撞擊桿直接撞擊外圍的套管在入射桿產生拉伸波，進而對試樣進行拉伸加載，并通過試驗進行了可行性驗證。

圖1 套管式SHTB 原理示意圖Fig.1 Schematic diagram of tubing type SHTB

隨著試驗裝置中加載桿直徑和長度的增加，用封閉套管完全包裹入射桿和透射桿的方式會導致加工、裝配和觀測難度增大，同時也不能為試樣在線的高、低溫環境箱提供空間，不便于彈性桿上應變片的信號輸出。為了改善套管的封閉性帶來的這些不足，筆者將封閉的外圍套管簡化為2 根側桿，這2 根側桿和入射桿、透射桿之間留有一定距離以確保試驗裝配方便，同時高、低溫環境箱也可以在線使用，側桿式SHTB 原理如圖2 所示。該裝置不僅保留原來的SHPB 加載模式，還可通過前端構件、雙側桿及后端構件等實現試樣的拉伸加載，在入射桿中產生理想拉伸脈沖。本研究借助ABAQUS 軟件仿真分析應力波在曲桿（或折桿）的傳播規律，對輔助構件的形式和尺寸進行優化設計，以獲得理想的加載脈沖，并通過試驗進行了可行性驗證。

圖2 側桿式SHTB 原理示意圖Fig.2 Schematic diagram of side bar type SHTB

2 基于SHPB 實現拉伸的方法

基于傳統的SHPB［13-14］和直接拉伸式SHTB［15-17］的工作原理，在SHPB 裝置基礎上，通過增加前端構件、側桿和后端構件，實現動態拉伸的功能。其中，發射裝置、撞擊桿、透射桿和入射桿等可以與SHPB裝置共用（但拉伸試樣需要螺紋等連接）。該裝置在進行材料動態壓縮試驗時，采用傳統的SHPB 方法；在進行材料動態拉伸試驗時，借助圖2 所示的輔助構件，實現動態拉伸。為了區分壓縮和拉伸試驗時的入射桿和透射桿承擔的作用，分別用壓縮入射桿、壓縮透射桿來表示動態壓縮試驗時的2 根桿，分別用拉伸透射桿和拉伸入射桿表示進行動態拉伸試驗時的2 根桿。進行壓縮試驗時，撞擊桿撞擊壓縮入射桿，通過試樣將透射信號傳遞到壓縮透射桿中，應變片對桿中應變信號進行測量，得到試樣的應力-應變曲線。進行動態拉伸試驗時，撞擊桿首先撞擊前端構件，產生的應力脈沖主要以壓縮波的形式傳遞到側桿中，經由后端構件轉化為拉伸波，傳遞到拉伸入射桿，從而對試樣進行拉伸加載。

為了便于構件的加工和裝配，筆者以方截面的側桿作為研究對象。文獻［18-21］對不同直徑、不同角度的彎曲桿中彈性波的傳播規律進行了分析，隨著彎折角度的增加，梯形壓縮波會出現平臺段后部下降，并在卸載后出現反向拉伸應力。根據彈性波傳播分析，筆者將前、后端構件設計成Y 型的形式，而后端構件使用帶有法蘭的Y 型構件，將壓縮加載波轉換為拉伸加載波，并傳遞到拉伸加載桿中。實現動態拉伸方法的輔助構件形式如圖3 所示，以撞擊桿的運動速度方向為x軸的正方向，垂直于x軸的為y方向。

圖3 實現動態拉/壓方法的構件形式示意圖Fig.3 Schematic diagram of auxiliary components to realize dynamic tensile or compression

3 拉伸輔助構件的優化

3.1 前端構件的分析與優化

前端構件涉及分岔和彎折問題，并且需考慮前端構件與側桿的端面配合。筆者利用ABAQUS 軟件對彈性波在前端構件中的傳播規律進行仿真計算，模擬中所有構件均不設約束條件，采用7075 鋁合金，其彈性模量為71 GPa，密度為2.7 g/cm3，泊松比為0.3。

前端構件尺寸如圖4 所示。為避免壓縮波在右自由端反射，影響對前端構件中應力波傳播規律的分析，取L1=400 mm，L2=800 mm，其中N點距離彎折處50 mm，截面邊長為a。在前端構件輸入一幅值為300 MPa、脈寬為160 μs、上升沿和下降沿均為10 μs 的梯形壓縮應力脈沖。為避免彎折后在橫截面中出現應力集中，輸出點與彎折處需要一定距離進行過渡，使截面應力均勻。另一方面，為了避免桿中彌散效應的影響，輸出點距離彎折處不宜過遠。因此，取距離彎折處50 mm 的N點為輸出位置（本研究其他輸出點與變截面處距離都為50 mm）。前端構件尺寸對于應力波傳播的影響如圖5 所示。

圖4 前端構件尺寸示意圖Fig.4 Diagram of dimension of front component

圖5 前端構件尺寸對于應力波傳播的影響Fig.5 Influence of sizes of front component on stress wave propagation

圖5（a，b，c）分別表示截面邊長a為2.5，10，100 mm、側桿間距D=6a時彎曲桿夾角θ對波形的影響，其中每種截面下θ分別取10°，30°和120°。

1）a=2.5 mm。當θ=30°時，壓縮波的平均應力約為200 MPa，反射拉伸波的應力峰值約為150 MPa；當θ=10°時，壓縮波平均應力約為280 MPa，反射拉伸波的應力峰值為100 MPa；當θ=120°時，波形失真嚴重，其脈沖幅值僅為100 MPa，脈寬約為300 μs，約為入射脈沖的2 倍。

2）a=10 mm。當θ=30°時，壓縮波的平均應力約為260 MPa，反射拉伸波的應力峰值約為100 MPa；當θ=10°時，壓縮波平均應力約為300 MPa，反射拉伸波的應力峰值為60 MPa，此時輸出點的應力波的脈寬和幅值已經與入射波幾乎相同；當θ=120°時，波形失真嚴重，其脈沖平均應力幅值為150 MPa，脈寬約為300 μs。

3）a=100 mm。當θ=30°時，壓縮波的平均應力約為290 MPa，反射拉伸波的應力峰值約為30 MPa；當θ=10° 時，壓縮波平均應力約為300 MPa，反射拉伸波的應力峰值為20 MPa；當θ=120°時，波形失真嚴重。

綜上可知：①前端構件導致的波形失真主要表現為平臺段的幅值出現前高后低的變化，且幅值最大值與入射波幅值幾乎相同，均為300 MPa，在壓縮脈沖結束后，都存在拉伸的應力；②如果用失真程度來表示輸入脈沖和輸出脈沖平均幅值的差值，或者脈沖結束后的拉伸波峰值，則在相同的夾角θ下，截面尺寸越大，波形失真越小，失真程度與截面邊長a存在近似負指數關系；③在相同截面條件下，彎曲角度越大，波形的失真越嚴重；④模擬結果中，在3 種情況下的失真較小，即a=10 mm 和θ=10°，a=100 mm 和θ=30°，a=100 mm 和θ=10°。因此，為了后續分析和驗證，前端構件選用截面尺寸a=10 mm，θ=10°。

圖5（d，e，f）曲線表明在相同夾角情況下，截面尺寸a和間距D對于波形傳播的影響，分別取D=6a，20a和60a。為使影響更加突出，取夾角θ=30°。

1）當a=2.5mm 時，D=15 和50 mm 這2 種前端構件輸出應力波形在幅值和脈寬上幾乎相同，但D=150 mm 時出現了較大的波形失真。

2）當a=10 或100 mm 時，D取值在6a～60a之間的輸出波形幾乎相同，因此可以認為在a=10 或100 mm 時，間距D對于輸出的應力波基本沒有影響。

因此，只有在截面邊長較小、間距較大時（a=2.5mm，D=150mm），波形才會發生較大的失真。對于中、大截面（a=10，100 mm）來說，間距D取值在6a～60a之間變化對應力波傳播基本沒有影響。不同夾角的前端構件上N點脈沖與側桿截面邊長的關系如圖6 所示。

圖6 不同夾角的前端構件上N點脈沖與側桿截面邊長的關系Fig.6 Stress pulse at point N with different angle and section length of side bar

前端構件選用N處截面邊長a=10 mm，可以有更靈活的間距，便于根據試驗要求增加加載桿在線的環境箱，且裝置不至于太大。根據圖5 中的仿真結果以及分析，選用夾角θ=10°，可以保證應力波在經過前端構件后波形失真程度較低。在此基礎上，考慮前端構件中的L2和間距D對于側桿中波形的影響。模擬采用的長度L2=1，50，100 mm，間距D=15，30，60 mm，側桿長度均取1 000 mm 以避免應力波在側桿端面反射，影響應力輸出，應力輸出位置為距離前端構件和側桿的接觸面50 mm 處橫截面的中心。

不同尺寸的前端構件傳遞到側桿中的應力波如圖7 所示。當前端構件L2=1 mm 時，側桿上采集的應力波平臺段的幅值略低于L2為50 和100 mm 時的應力幅值，該幅值差值約為5 MPa，而間距D在15～60 mm 范圍內的改變對于應力波形的影響不大。這說明前端構件間距D和長度L2對x方向的壓縮脈沖的傳播影響很小，可以根據具體的使用條件，靈活設計前端構件的尺寸。

圖7 不同尺寸的前端構件傳遞到側桿中的應力波Fig.7 Stress waves in side bars of different sizes of front component

x方向的壓縮波在經過前端構件分岔和彎折后，會產生額外的彎曲應力和剪力。在壓縮脈沖從前端構件傳至側桿的過程中，前端構件的右端面會產生y方向的位移，側桿的左端面受彎矩作用也可能存在y方向位移，但兩者存在一定的端面位移差?y。在實際使用中，過大的?y可能會影響端面的配合，并引起應力集中問題。脈沖傳遞過程產生的端面位移差如圖8 所示，通過對5 種不同尺寸的前端構件進行比較，輸出壓縮脈沖傳播過程中前端構件與側桿的端面位移差，其中豎虛線對應的是壓縮波傳遞的結束時間。壓縮波傳遞后，端面的位移差仍會增加，但并不會對脈沖的傳播造成影響。

圖8 脈沖傳遞過程產生的端面位移差Fig.8 Displacement difference of different sizes of front component

1）當D=30 mm 時，L2=50 mm 的端面位移差?y最小，為0.35 mm；L2=1 mm 的端面位移差?y最大，為2.25 m；L2=100 mm 的端面位移差?y為0.52 mm，介于最大值和最小值之間。

2）當L2=50 mm 時，間距D=15，30，60 mm，?y均為0.35 mm，即D不會影響端面的配合情況。

在前端構件的L2段中，存在3 種應力：①沿x方向傳播、截面均勻分布的x方向壓應力；②彎矩的存在會導致在構件中產生沿x方向傳播、在截面上不均勻分布的x方向彎曲應力；③剪力的存在會導致構件中存在沿x方向傳播、質點沿y方向運動產生的剪切應力。其中，剪力和彎矩在傳播過程中會相互耦合，使L2段出現振動，導致?y和L2產生非線性關系。采用模擬結果中?y取最小值時，L2=50 mm。間距D在波形傳播時的影響可以忽略，只需保證加載桿與側桿之間留下環境箱的空間即可，取D=60 mm。

3.2 后端構件對波傳遞的影響

后端構件將側桿傳入的壓縮波轉換為拉伸波，并傳遞到拉伸入射桿之中，該過程與壓縮波從前端構件傳播到側桿的過程相反。后端構件需要進行分析的尺寸主要有法蘭厚度L3和后段長度L4。壓縮波轉化為拉伸波的過程主要與法蘭厚度L3有關，拉伸波傳遞到后端構件的斜桿段的過程主要與L4長度有關。

后端構件尺寸如圖9 所示，尾端外側帶法蘭。根據一維應力波理論，法蘭的截面積是側桿的2 倍，使側桿與后段構件L4段的截面積相同，滿足波阻抗匹配的要求。將圖6 中D=60 mm，L2=50 mm 輸出點處的脈沖輸入到側桿中，側桿與后端構件L4段之間預留0.5 mm 的間隙，以避免振動和彎曲變形引起的側面碰撞。輸出點M位于后端構件距離開口50 mm 的矩形截面中心，M點x方向正應力見圖10。

圖9 后段構件尺寸示意圖Fig.9 Diagram of dimension of back component

圖10 不同尺寸的后端構件M 點的拉伸加載波Fig.10 Tensile wave at M point of different sizes of back component

1）當L4=1 mm 時，M點拉伸波的平臺段出現凹坑，下降幅值約為15 MPa～30 MPa，因此尾段長度L4不可取為1 mm。當L3=10 mm 時，尾端長度L4=50 和200 mm 的拉伸波幾乎相同，此時拉伸波平均幅值約為200 MPa，為入射壓縮波脈沖的67%，且平臺段的應力幅值會出現前低后高的現象，這種在平臺段緩慢上升的加載脈沖波更有利于實現遞減硬化材料的恒應變率加載。

2）當L3=5，10，50 mm 時，平均應力幅值分別為180，200，250 MPa。M點的拉伸波幅值均會小于輸入的壓縮波幅值（300 MPa），且隨著法蘭厚度的增加，拉伸波幅值會略微增加。

3）對于法蘭厚度L3=50 mm 的后端構件，M點輸出波形在上升沿出現抖動。這是由于在較厚的法蘭受到沖擊時，一部分能量從后端構件的撞擊界面以拉伸波的形式向左傳播，剩下的能量在法蘭中以壓縮波的形式向右傳播，并在自由端反射成拉伸波向左傳播。這2 種拉伸波在到達M點時存在較大時間差，兩者疊加導致的M點應力波形的上升沿出現抖動。

因此，L3過大會導致波形上升沿抖動，L3過小會導致強度和應力幅值降低，需要適中的法蘭厚度，取L3=10 mm。L4過小會導致波形平臺段出現下凹，過大的L4又會增加裝置的長度，因此取L4=50 mm。

3.3 構件間的接觸討論

3.3.1 撞擊桿和前端構件

拉伸/壓縮波傳遞界面和尺寸如圖11 所示。圖11（a）中的前端構件前段為10 mm×20 mm 的矩形截面，矩形截面的撞擊桿在沿炮管滑行加速時容易發生旋轉，導致碰撞時撞擊端面不能完全重合，可能會產生扭轉現象。因此，考慮使用φ=10 mm 的撞擊桿，且與前端構件同軸。當材料相同時，撞擊時撞擊桿速度為v1，根據撞擊截面位移連續和力平衡的條件，在Y 型構件中產生的質點速度v2和應力σ滿足

圖11 拉伸/壓縮波傳遞界面和尺寸Fig.11 Tensile/compression wave transfer interfaces and dimensions

其中：ρ0為材料密度；c0為材料一維波速；A1為撞擊桿截面積；A2為前端構件截面積；v1為撞擊桿的宏觀速度。

對于本研究中使用的撞擊桿和前端構件形式，有

3.3.2 前端構件和側桿、側桿和后端構件

根據對前端構件和側桿接觸面上位移差?y的分析，加載過程中，前端構件和側桿端面會存在0.35 mm 左右橫向偏差。為了保證裝配和脈沖傳遞時的接觸質量，在構件的接觸面中心處設置深為10 mm、直徑為2 mm 的定位孔，如圖11（b）所示，并使用鋼制定位銷進行定位。

3.3.3 后端構件和拉伸入射桿

側桿間距D=60 mm，截面邊長a=10 mm，則后端構件在y方向的高度為80 mm，而拉伸入射桿直徑僅為16 mm。因此，后端構件和拉伸入射桿加工成一體會存在更大的加工誤差，并造成材料浪費。另外，常用的SHTB 試樣為骨棒形式［17］，通過螺紋連接到入射桿和透射桿中，圓截面的拉伸桿更有利于試驗操作，且可以避免矩形截面對信號采集造成的影響。如圖11（c）所示，使用一端帶有螺柱的圓截面直桿，與后端構件左端面的內螺紋緊密連接。為保證截面的波阻抗相同，拉伸入射桿的圓截面與后端構件矩形截面的面積相同。

3.3.4 進行動態壓縮時使用的墊塊

拉伸入射桿和拉伸透射桿端面中心存在內螺紋孔，用來進行動態拉伸試驗。在進行動態壓縮試驗時，為避免螺孔的影響，需要使用帶有螺紋的墊塊，墊塊的截面、材料與加載桿相同，通過螺紋緊密連接到2 根加載桿中，如圖11（d）所示。

本研究的裝置示意圖和實物圖對照見圖12。

圖12 示意圖與實物圖的對照圖Fig.12 Schematic diagram and physical diagram of equipment

4 拉/壓一體拉伸特性的可行性驗證

4.1 應力脈沖在構件上的傳播分析

在實際使用中，撞擊桿和前端構件端面的接觸可能會存在誤差，撞擊端的裝配誤差如圖13 所示，偏心撞擊導致兩側應力不同。當兩側桿上傳播的應力脈沖不同時，輸入到后端法蘭構件的應力不對稱，會導致拉伸入射桿中存在彎矩，影響材料性能的測試結果。距離自由端均為20 mm 的應變片在A，B和C處輸出應變信號，比較在兩側桿上脈沖的對稱性，前端構件上的應變原始信號如圖14 所示。撞擊產生的壓縮脈沖在經過前端構件傳播到L2段的過程中，波形幾乎沒有變化。通過比較B，C處的應變可知，前端構件兩側上的壓縮波起止時間、幅值等相同，可認為壓縮波可以對稱傳播到2 根側桿之中，不會在拉伸入射桿中產生額外的偏心載荷。

圖13 撞擊端的裝配誤差Fig.13 Assembly error at impact end

圖14 前端構件上的應變原始信號Fig.14 Original signals of front component

壓縮脈沖傳播時構件上采集的原始信號如圖15 所示。由于前端構件與側桿存在y方向的端面位移差，使用定位銷可以減小該位移差，但是此過程會引入額外的約束。分別采集圖12（a）中A點與側桿的中部位置D點的應變信號，比較脈沖在構件中過渡時的失真，輸出信號見圖15（a）。結果表明，進行尺寸分析優化后的前端構件可以減小應力波的傳播失真，保證應力波穩定地傳播到側桿之中。同時，定位銷可以提高端面配合的穩定性，不會對應力波的傳播造成很大影響。

圖15 壓縮脈沖傳播時構件上采集的原始信號Fig.15 Original signals in the process of wave propagation and transformation

后端構件和拉伸入射桿采用圖11（c）的螺紋連接方式，拉伸加載波通過螺紋從后端構件傳遞到拉伸入射桿中，該傳遞過程存在截面的變化，因此需要分析該過渡形式對于拉伸波傳播的影響。分別采集圖12（a）中后端構件E點和拉伸加載桿F點的應變，輸出信號見圖15（b）。結果表明，應力波在波阻抗相同的截面之間過渡時，使用螺紋進行連接會導致拉伸入射波上升沿變緩，平臺段存在上升趨勢，但是總體的脈寬和幅值基本保持不變。

不同發射氣壓下前端構件和拉伸入射桿的應力如圖16 所示。圖16（a）為前端構件A處的輸入壓縮波信號，圖16（b）為拉伸入射桿上F點的拉伸加載波信號。當撞擊桿速度加大后，接觸端面y方向位移差增大，構件之間接觸面可能會出現夾角，從而使拉伸加載波的平臺段出現輕微抖動。在撞擊桿發射速度較小時，拉伸加載波的上升沿較緩，有利于脆性材料早期應力平衡。在撞擊桿發射速度較大時，平臺段內的抖動也會加大，其數值約為±10 MPa。整體來說，加載波仍具有較為平緩的平臺段，且平臺段幅值有抬高趨勢。3 種發射氣壓下，拉伸加載波的幅值均小于前端構件上的輸入壓縮波幅值，約為壓縮波幅值的65%～70%，這與圖10 中對于透射桿應力輸出的模擬結果相吻合。根據試驗結果并結合式（3），可大致推斷出拉伸加載波的應變幅值和撞擊桿速度的關系，有

圖16 不同發射氣壓下前端構件和拉伸入射桿的應力Fig.16 Stress of front component and tensile incident bar under different emission pressure

其中：E為桿材料的彈性模量；εI為拉伸加載波引起桿中的應變。

4.2 材料試驗驗證

本研究采用鉛材試樣進行動態壓縮驗證，使用7075 鋁合金進行拉伸試驗驗證。試驗共用一套數據采集、數據處理設備和相同的應變計，通過雙應變計半橋接法，分別采集拉伸透射桿G處和拉伸入射桿F處的應變信號。動態壓縮試樣為4 mm×4 mm×3 mm 的鉛材，動態拉伸試驗采用的是標距段長為2 mm、直徑為2 mm 的骨棒狀7075 鋁合金試樣，存在1 mm 倒角。2 種材料進行動態試驗驗證的原始信號及應力-應變曲線分別如圖17，18 所示。結果表明，該裝置可以對不同材料進行不同應變率下的動態拉伸、壓縮試驗，并具備滿足試驗要求加載的波形，驗證了該試驗裝置的有效性。

圖17 2 種材料進行動態試驗驗證的原始信號Fig.17 Original signals of dynamic experiments verification of two materials

圖18 2 種材料的應力-應變曲線Fig.18 Stress-strain curves of two materials

5 結 論

1）該裝置總長為2 500 mm，比常規的SHPB 設備稍長。該裝置包括平臺支架、撞擊桿、發射裝置、加載桿和測試系統等，通過裝卸前端構件，可分別實現材料的動態拉伸和壓縮試驗功能。

2）梯形波經過Y 型前端構件，平臺段的幅值會出現前高后低的變化，并存在拉伸的拖尾應力。前端構件彎曲角度θ越大（Y 型的夾角）、截面尺寸越小，則彎曲導致的波形失真越小。失真程度與截面邊長a存在負指數關系，當a=10 mm，θ<10°或a=100 mm，θ<30°或a>10 mm，θ=10°時，波形幾乎無失真。a=10 或100 mm 時，側桿間距對應力波的傳播幾乎沒有影響。后端構件的法蘭厚度為10 mm，拉伸加載波幅值約為撞擊產生的壓縮波的67%，且隨著法蘭厚度的增加，拉伸加載波幅值略微增加。

3）該裝置產生的拉伸加載波上升沿較緩，有利于試驗早期的應力平衡；平臺段幅值前低后高，有利于面心立方晶格、六方最密堆積晶格和黏彈性等遞減硬化材料的恒定應變率加載。該裝置可以滿足不同材料、不同應變率的動態性能測試。