泡沫鋁填充6082-T6鋁合金圓管構(gòu)件軸壓力學(xué)性能

翟希梅，孟令釗，王建皓

(1.結(jié)構(gòu)工程災(zāi)變與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(哈爾濱工業(yè)大學(xué))，哈爾濱 150090；2.土木工程智能防災(zāi)減災(zāi)工業(yè)和信息化部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(哈爾濱工業(yè)大學(xué))，哈爾濱 150090)

近年來(lái)，恐怖襲擊及意外事故頻發(fā)，建筑結(jié)構(gòu)在沖擊、爆炸等極端荷載下的響應(yīng)受到廣泛關(guān)注。將薄壁金屬構(gòu)件作為耗能構(gòu)件，通過(guò)其自身的變形以及屈曲耗散能量，可以有效地保護(hù)受到?jīng)_擊、爆炸等荷載作用的結(jié)構(gòu)。鋁合金具有自重輕、比強(qiáng)度高、耐腐蝕、抗疲勞、無(wú)低溫脆性等優(yōu)勢(shì)[1]，常應(yīng)用于飛行器設(shè)計(jì)[2]以及車輛工程[3]中作為吸能構(gòu)件。針對(duì)建筑用鋁合金構(gòu)件的吸能能力，國(guó)內(nèi)外學(xué)者也開展了相關(guān)研究。Marzbanrad等[4]對(duì)6060-T5和6060-T4薄壁圓形鋁管在軸向沖擊荷載下的行為進(jìn)行了數(shù)值研究，并采用加權(quán)求和法對(duì)軸向壓縮荷載下的鋁合金圓管進(jìn)行了多目標(biāo)優(yōu)化分析。孫宏圖等[5]分析了鋁合金薄壁方管軸向沖擊載荷下的吸能特性，發(fā)現(xiàn)隨著構(gòu)件的壁厚、長(zhǎng)度和沖擊速度的增加，鋁合金方管容易出現(xiàn)混合變形模式，且吸能能力有所降低。

泡沫鋁具有低密度、高孔隙率、高比強(qiáng)度、高比剛度等特性[6]，將其作為芯體填充到薄壁金屬構(gòu)件形成復(fù)合耗能構(gòu)件是近年來(lái)研究的熱點(diǎn)方向[7-8]。Reyes等[9]針對(duì)有無(wú)泡沫鋁填充方管構(gòu)件在斜向壓縮荷載下的變形模式和耗能性能開展試驗(yàn)研究，結(jié)果表明當(dāng)泡沫鋁密度高于一定值后，構(gòu)件的比吸能減小。Rajendran等[10]利用落錘沖擊試驗(yàn)研究了泡沫鋁填充管構(gòu)件的能量吸收效率，發(fā)現(xiàn)當(dāng)初始的沖擊能量相同時(shí)，相比于芯材與薄壁鋼管，泡沫鋁填充管的吸能效果最優(yōu)。Duarte等[11]將泡沫鋁填充到6060-T6鋁合金圓管中，采用三點(diǎn)彎曲沖擊試驗(yàn)研究其在動(dòng)態(tài)彎曲下的力學(xué)性能，結(jié)果表明側(cè)向沖擊荷載下，填充的泡沫材料通過(guò)變形吸收大量能量，并提高構(gòu)件的耗能性能。

已有研究結(jié)果表明泡沫鋁填充薄壁金屬構(gòu)件具有優(yōu)良的耗能性能，而目前泡沫鋁填充鋁合金圓管的研究多使用低標(biāo)號(hào)的鋁合金，針對(duì)6082-T6高強(qiáng)鋁合金圓管的耗能能力及其與泡沫鋁共同工作的性能研究有待補(bǔ)充?；谏鲜霰尘?，本文采用泡沫鋁填充6082-T6鋁合金圓管作為耗能構(gòu)件，通過(guò)軸向壓縮試驗(yàn)得到構(gòu)件的全過(guò)程響應(yīng)、破壞模式以及耗能特性，并對(duì)構(gòu)件的破壞機(jī)理進(jìn)行探究。同時(shí)建立了6082-T6鋁合金與閉孔泡沫鋁的本構(gòu)方程，通過(guò)數(shù)值方法得到不同管徑、壁厚以及高度對(duì)構(gòu)件破壞模式、耗能能力的影響規(guī)律，為構(gòu)件在實(shí)際工程中的應(yīng)用提供理論依據(jù)。

1 材性試驗(yàn)

由于泡沫鋁強(qiáng)度較低，物理切割會(huì)造成表面扭曲變形或內(nèi)部孔穴坍塌，因此在試件制作過(guò)程中使用電火花線切割法加工鋁合金管和泡沫鋁，得到的鋁合金構(gòu)件切割表面光滑并具有較高的尺寸精度，泡沫鋁芯體表面平整，泡孔結(jié)構(gòu)完整無(wú)坍塌，試件的加工過(guò)程見圖1。

圖1 試件加工過(guò)程Fig.1 Fabrication process of specimens

為得到6082-T6鋁合金的力學(xué)性能指標(biāo)，對(duì)不同截面尺寸的鋁合金圓管進(jìn)行材性試件取樣，根據(jù)規(guī)范GB/T 228—2010[12]制作了15個(gè)材性試件(5組，每組3個(gè))并進(jìn)行單軸拉伸試驗(yàn)，加載方式為位移控制，加載速度為2 mm/min。鋁合金圓管的截面尺寸及力學(xué)性能指標(biāo)見表1，表中D、t分別表示圓管的外徑以及厚度；E表示彈性模量；σy、σu分別為屈服強(qiáng)度(卸載后殘余應(yīng)變?yōu)?.2%的名義屈服強(qiáng)度)和極限強(qiáng)度；e表示伸長(zhǎng)率(e=(Lk-L0)/L0，其中L0、Lk分別為試件拉斷前、后的標(biāo)距長(zhǎng)度)。

表1 6082-T6鋁合金材料參數(shù)Tab.1 Mechanical properties of 6082-T6 aluminum alloy

本文采用的泡沫鋁孔洞形式為閉孔，孔隙率為68%～91%，利用電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)對(duì)三組泡沫鋁材性試塊(邊長(zhǎng)150 mm的立方體)進(jìn)行單軸壓縮試驗(yàn)，得到應(yīng)力-體積應(yīng)變曲線見圖2。可以看出泡沫鋁在壓縮過(guò)程中經(jīng)歷3個(gè)階段：1)彈性階段：在壓縮前期力隨位移線性增大；2)塑性變形階段：泡沫鋁孔隙不斷被壓潰，力值相對(duì)穩(wěn)定；3)致密化階段：構(gòu)件內(nèi)部孔隙完全壓實(shí)，孔壁相互接觸，壓力隨位移增大迅速增加直至試件壓潰。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果得到泡沫鋁的材料密度為245.7 kg/m3，彈性模量為114 MPa，平臺(tái)應(yīng)力為0.81 MPa。

圖2 泡沫鋁軸壓應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.2 Stress-strain curves of aluminum foam under axial compression

2 軸壓試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)裝置

為研究泡沫鋁填充6082-T6鋁合金圓管以及鋁合金空管的軸壓力學(xué)性能及耗能能力，考慮到不同徑厚比、高徑比對(duì)構(gòu)件性能的影響，分別進(jìn)行了10根空管和10根填充管的軸壓試驗(yàn)，試件的尺寸見表2。試件編號(hào)中的首字母E/F表示空管(empty)構(gòu)件/泡沫鋁填充(foam-filled)構(gòu)件；編號(hào)中的數(shù)字依次表示試件的截面外徑、壁厚和計(jì)算高度。表格中試件尺寸均為實(shí)際測(cè)量數(shù)據(jù)。

表2 試件參數(shù)及試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Parameters of specimens and experiment results

本文采用哈爾濱工業(yè)大學(xué)結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室的1 000 kN電液微機(jī)伺服試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行軸壓試驗(yàn)，試驗(yàn)裝置見圖3。試驗(yàn)機(jī)底部平臺(tái)與加載鋼板僅能豎向平動(dòng)，底部通過(guò)夾具進(jìn)行固定，實(shí)現(xiàn)構(gòu)件底部的完全固支約束。底部夾具高度為50 mm，針對(duì)不同截面尺寸的構(gòu)件，分別使用相匹配的套環(huán)作為底部約束對(duì)試件進(jìn)行固定，見圖3(c)。試驗(yàn)采用位移加載，加載速度為2 mm/min，壓縮至構(gòu)件計(jì)算高度的80%時(shí)停止加載。

圖3 試驗(yàn)裝置Fig.3 Axial compression experiment setup

2.2 破壞模式及失效機(jī)理

試件在軸向壓縮荷載下的變形過(guò)程見圖4，d表示壓縮位移。根據(jù)試件的變形過(guò)程總結(jié)出3種破壞模式：劈裂破壞(F)、疊縮劈裂破壞(R+F)和疊縮劈裂+不規(guī)則變形破壞(R+F+I)。發(fā)生劈裂破壞時(shí)(見圖4(a))，構(gòu)件首先在其上部產(chǎn)生塑性鉸，形成圓環(huán)形褶皺(d=5 mm)，在壓縮過(guò)程中構(gòu)件的塑性鉸點(diǎn)處出現(xiàn)豎向裂紋，這些裂紋隨著位移增大逐漸擴(kuò)展(d=10 mm)，當(dāng)圓環(huán)形褶皺被擠壓完全時(shí)，構(gòu)件塑性鉸點(diǎn)處出現(xiàn)橫向裂縫，褶皺上部基本脫落(d=20 mm)，構(gòu)件發(fā)生劈裂破壞，隨著位移增大鋁合金構(gòu)件劈裂處形成多瓣且向外翻轉(zhuǎn)并逐漸脫落(d=50 mm)，構(gòu)件剩余部分不斷發(fā)生劈裂破壞直至最后。對(duì)于發(fā)生疊縮劈裂破壞的構(gòu)件(見圖4(b))，在形成塑性鉸后首先發(fā)生軸對(duì)稱疊縮變形(d=4 mm)，在完全疊縮后形成新的塑性鉸(d=15 mm)并發(fā)生進(jìn)一步疊縮(d=34 mm)，但在第二次疊縮過(guò)程中塑性鉸點(diǎn)處形成豎向裂紋(d=42 mm)，隨后試件發(fā)生劈裂破壞。當(dāng)構(gòu)件發(fā)生疊縮劈裂+不規(guī)則變形破壞時(shí)(見圖4(c))，在加載初期出現(xiàn)塑性鉸并發(fā)生對(duì)稱疊縮變形(d=10 mm)，在疊縮完全后產(chǎn)生裂紋并發(fā)生劈裂破壞(d=30 mm)，隨著位移的增大，構(gòu)件的剩余部分沒(méi)有繼續(xù)發(fā)生劈裂破壞，而是產(chǎn)生不規(guī)則變形(d=60 mm)。

圖4 不同破壞模式變形過(guò)程Fig.4 Deformation process of different failure modes

圖5給出了不同破壞模式構(gòu)件的力-位移曲線，從圖中可以看出所有構(gòu)件在壓縮初期均發(fā)生彈性變形，荷載隨位移線性增大。在塑性鉸開始形成時(shí)(出現(xiàn)第一個(gè)圓環(huán)形褶皺)，承載力達(dá)到峰值點(diǎn)，隨后荷載隨著位移的增加而明顯下降，當(dāng)出現(xiàn)裂縫后試件發(fā)生劈裂破壞，承載力逐漸達(dá)到最低點(diǎn)，而后上部破壞部分被壓實(shí)，承載力有所提高且隨著裂縫的擴(kuò)展在一定范圍內(nèi)抖動(dòng)。發(fā)生疊縮劈裂破壞的構(gòu)件其力-位移曲線具有多個(gè)峰值點(diǎn)，分別對(duì)應(yīng)不同疊縮過(guò)程中形成塑性鉸時(shí)的構(gòu)件承載力，當(dāng)試件產(chǎn)生裂縫后發(fā)生劈裂破壞，承載力不再明顯提高。當(dāng)構(gòu)件發(fā)生疊縮劈裂+不規(guī)則變形破壞時(shí)，荷載在達(dá)到峰值點(diǎn)后迅速下降，此時(shí)構(gòu)件開始疊縮并在疊縮完成后產(chǎn)生裂縫，隨后構(gòu)件發(fā)生不規(guī)則變形，荷載隨著位移的增大明顯增大，在到達(dá)峰值點(diǎn)后由于構(gòu)件頂部裂縫發(fā)展，承載力逐漸降低。

圖5 不同破壞模式力-位移曲線Fig.5 Load-displacement curves of different failure modes

試件的破壞模式總結(jié)見表2，主要受管壁厚度以及有無(wú)泡沫鋁填充影響?？偨Y(jié)鋁合金圓管及泡沫鋁填充管在軸壓荷載下的失效機(jī)理如下：壁厚較小的鋁合金圓管韌性較差，在疊縮過(guò)程中圓環(huán)褶皺處橫向受拉致使管壁出現(xiàn)豎向裂縫，各豎向裂縫將圓環(huán)褶皺分為數(shù)瓣，隨著位移增大各瓣褶皺出現(xiàn)橫向裂縫發(fā)生彎折破壞。裂縫的擴(kuò)展使構(gòu)件剩余部分的截面不再保持平整，從而導(dǎo)致構(gòu)件無(wú)法再形成圓環(huán)形褶皺，而是發(fā)生劈裂破壞直至構(gòu)件被壓縮完全。當(dāng)鋁合金圓管內(nèi)填充泡沫鋁時(shí)，由于在壓縮前期即出現(xiàn)劈裂破壞，泡沫鋁未被壓縮密實(shí)因而對(duì)此破壞模式影響不大。發(fā)生疊縮劈裂破壞時(shí)，構(gòu)件在前期疊縮并依次形成圓環(huán)形褶皺，但壓縮過(guò)程中圓環(huán)褶皺處因橫向受拉產(chǎn)生裂縫，導(dǎo)致在加載后期疊縮形成的圓環(huán)因應(yīng)力不均勻而破碎脫落，剩余部分因裂縫擴(kuò)展而發(fā)生劈裂破壞。疊縮劈裂+不規(guī)則變形破壞模式發(fā)生在壁厚較大的空管構(gòu)件中，圓環(huán)形褶皺在疊縮完成后破碎，而在壓縮中后期，構(gòu)件頂部存在缺陷，形成塑性鉸的位置隨機(jī)，因此發(fā)生不規(guī)則變形，當(dāng)構(gòu)件填充泡沫鋁后，泡沫鋁在壓縮中后期被壓實(shí)在鋁管內(nèi)部，對(duì)管壁起到良好的支撐作用，構(gòu)件發(fā)生疊縮劈裂破壞。

2.3 耗能能力分析

對(duì)于耗能構(gòu)件的耗能能力常用如下指標(biāo)進(jìn)行評(píng)價(jià)：總吸能Eabs(energy absorption)，平均壓縮力FMCL(mean crush load)及壓縮效率ηCLE(crush load efficiency)。其定義分別為：

總吸能表示構(gòu)件在變形過(guò)程中通過(guò)自身材料的疊縮、屈曲以及斷裂等形式所吸收的全部能量，計(jì)算公式如下，其中P為壓縮力，d為試件的壓縮位移。

(1)

平均壓縮力FMCL是吸能與位移的比值，見式(2)，其意義為構(gòu)件發(fā)生單位位移時(shí)所能吸收的能量，能直接反映構(gòu)件耗能能力大小。

(2)

壓縮力效率為構(gòu)件平均壓縮力與峰值壓縮力的比值，見式(3)。壓縮力效率越大說(shuō)明平均壓縮力越接近峰值壓縮力，材料的有效利用率越高。

(3)

各試件的吸能指標(biāo)見表2。填充泡沫鋁后構(gòu)件峰值壓縮力FPCL(peak crush load)提升較小，其中F-76-4-120相較于E-76-4-120其FPCL提升幅度最大，僅為4.5%。這一方面是當(dāng)荷載達(dá)到峰值時(shí)，構(gòu)件的豎向位移較小，此時(shí)泡沫鋁尚處于彈性階段，對(duì)荷載貢獻(xiàn)較小。另一方面因?yàn)楸疚乃门菽X密度較低，抗壓強(qiáng)度遠(yuǎn)小于6082-T6鋁合金，因此其對(duì)構(gòu)件的FPCL提升不大。從表2可以看到，填充泡沫鋁后構(gòu)件的FMCL得到了明顯的提高，其中F-76-4-120相較于E-76-4-120其FMCL提升幅度達(dá)到19.26%。

圖6給出了鋁合金空管與泡沫鋁填充管的力-位移曲線對(duì)比。其中陰影區(qū)域?yàn)闃?gòu)件填充泡沫鋁之后其總吸能增加部分，且耗能能力的提高主要發(fā)生在軸壓過(guò)程的中后段，此時(shí)泡沫鋁也達(dá)到了平臺(tái)段和上升段，能為構(gòu)件抵抗荷載的能力提供較大貢獻(xiàn)。此外泡沫鋁的填充也使構(gòu)件的變形模式得到了改善，避免了不規(guī)則變形模式的產(chǎn)生，有利于構(gòu)件的能量吸收。綜上，填充泡沫鋁有效提高了構(gòu)件的總吸能和平均壓縮力，其提高主要來(lái)源于以下3個(gè)部分：泡沫鋁自身強(qiáng)度貢獻(xiàn)、構(gòu)件變形模式得到改善、泡沫鋁與管壁之間的摩擦作用。

圖6 填充管與空管力-位移曲線對(duì)比Fig.6 Comparison of load-displacement curves of foam-filled tube and empty tube

3 有限元建模方法及驗(yàn)證

3.1 有限元模型及接觸設(shè)置

基于ANSYS/LS-DYNA進(jìn)行泡沫鋁填充6082-T6鋁合金圓管的軸壓試驗(yàn)有限元模擬，有限元模型見圖7，該模型分為4個(gè)部分：軸壓試件、頂部加載鋼板、約束套筒以及底部約束鋼板。為保證與試驗(yàn)條件一致，將底部鋼板設(shè)置為固定約束，同時(shí)約束加載鋼板的側(cè)向位移以及全部轉(zhuǎn)角位移?？紤]到模型在加載過(guò)程中發(fā)生疊縮以及劈裂破壞，選取solid164實(shí)體單元進(jìn)行鋁管的有限元模擬，同時(shí)使用全積分算法以消除沙漏影響。對(duì)于泡沫鋁芯體同樣使用solid164實(shí)體單元計(jì)算。為使有限元模擬具有較高的計(jì)算效率，將加載鋼板、約束套筒以及底部約束鋼板設(shè)置為剛體。鋁合金圓管的單元尺寸為1 mm×1 mm×1 mm，泡沫鋁的網(wǎng)格采用4 mm×4 mm×4 mm。

圖7 有限元模型Fig.7 FE model

由于試驗(yàn)過(guò)程中鋁管發(fā)生劈裂破壞后管與加載鋼板之間的接觸界面結(jié)點(diǎn)發(fā)生了改變，因此選用自動(dòng)面面接觸對(duì)鋁管與各約束之間的接觸進(jìn)行模擬。而泡沫鋁芯體結(jié)點(diǎn)過(guò)多，采用上述接觸設(shè)置會(huì)消耗大量運(yùn)算資源，因此對(duì)泡沫鋁芯體與各部分之間的接觸設(shè)置為自動(dòng)點(diǎn)面接觸，該接觸只需定義泡沫鋁表面的結(jié)點(diǎn)與各部分之間的接觸。在軸壓試驗(yàn)過(guò)程中，鋁管發(fā)生疊縮以及劈裂破壞時(shí)，自身結(jié)點(diǎn)發(fā)生接觸，故而對(duì)鋁管自身采用自動(dòng)單面接觸。在接觸算法中使用罰函數(shù)法進(jìn)行計(jì)算，控制接觸界面穿透的罰函數(shù)參數(shù)定義為1.1[13]。

3.2 材料模型

鋁合金的材料模型選用Mat_Modified_Johnson_Cook材料模型，該模型可以較好地模擬無(wú)明顯屈服點(diǎn)的材料，其本構(gòu)關(guān)系為[14]

(4)

式中:A為材料的屈服極限，B、n為材料參數(shù)，c為應(yīng)變率效應(yīng)參數(shù)，m為溫度參數(shù)。該本構(gòu)方程由3個(gè)部分組成：一般情況下的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系、應(yīng)變率效應(yīng)的影響和溫度的影響。本文中僅考慮常溫下材料的靜態(tài)力學(xué)行為，因此忽略本構(gòu)方程后兩部分的影響。A、B、n通過(guò)對(duì)鋁合金單軸拉伸試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行線性回歸擬合得到，取值見表3。

表3 鋁合金本構(gòu)模型參數(shù)Tab.3 Parameters of constitutive model for aluminum alloy

為了模擬鋁合金管的劈裂破壞，在有限元模擬中考慮了材料的失效，使用Cockcroft-Latham韌性斷裂準(zhǔn)則作為判定材料失效的方法。該準(zhǔn)則將等效塑性應(yīng)變能作為判斷材料發(fā)生失效的臨界參數(shù)。該臨界參數(shù)以及失效判定準(zhǔn)則如下[14]：

(5)

(6)

泡沫鋁材料采用Mat_Crushable_Foam進(jìn)行數(shù)值模擬，該模型需要輸入泡沫鋁應(yīng)力-體積應(yīng)變曲線，該曲線通過(guò)對(duì)試驗(yàn)應(yīng)力應(yīng)變曲線進(jìn)行本構(gòu)方程的擬合得到(見圖2)。泡沫鋁本構(gòu)方程為[15]

(7)

式中：ξV為體積應(yīng)變，σp為平臺(tái)應(yīng)力，γ為屈服強(qiáng)度，ξD為致密化應(yīng)變，α2為形狀系數(shù)，β為擬合參數(shù)。擬合后泡沫鋁的參數(shù)取值見表4。

表4 泡沫鋁本構(gòu)模型參數(shù)Tab.4 Parameters of constitutive model for aluminum foam

3.3 有限元模型的驗(yàn)證

有限元模擬和試驗(yàn)得到的力-位移曲線以及變形模式對(duì)比見圖8、9。在變形后期力-位移曲線相差較大，產(chǎn)生誤差的主要原因?yàn)椋轰X管發(fā)生斷裂后，試驗(yàn)中上部損壞的部分被壓實(shí)在試件與頂部加載鋼板之間，而在有限元模擬中上部損壞的部分發(fā)生脫落。對(duì)峰值荷載和首個(gè)折疊單元內(nèi)的平均壓縮力進(jìn)行對(duì)比，試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果對(duì)比見表5，可以看出有限元方法得到的結(jié)果誤差較小。

圖8 仿真與試驗(yàn)力-位移曲線對(duì)比Fig.8 Load-displacement curves of experiment and simulation

圖9 仿真與試驗(yàn)變形模式對(duì)比Fig.9 Failure modes of experiment and simulation

表5 仿真與試驗(yàn)峰值壓縮力和平均壓縮力對(duì)比Tab.5 Comparison of experiment and simulation results of FPCL and FMCL

4 參數(shù)分析

4.1 壁厚的影響

首先考慮管壁厚對(duì)軸壓力學(xué)性能的影響。保持鋁合金管外徑60 mm、高度100 mm以及填充的泡沫鋁密度不變，對(duì)不同壁厚的鋁合金空管和泡沫鋁填充管構(gòu)件進(jìn)行了軸壓數(shù)值模擬研究，得到各試件的峰值壓縮力FPCL、平均壓縮力FMCL及壓縮力效率ηCLE，見圖10(a)。當(dāng)鋁合金管壁厚度由1 mm增大到3.5 mm時(shí)，鋁合金空管的FPCL和FMCL分別增大209.7%和242.2%，當(dāng)厚度為1.5 mm時(shí)空管的ηCLE最小，為37.6%，當(dāng)厚度由1.5 mm增大到3.5 mm時(shí)，ηCLE隨之提高55.5%。當(dāng)厚度由1.5 mm增大到3.5 mm時(shí)，復(fù)合構(gòu)件的FPCL、FMCL和ηCLE分別增大135.9%、206.6%和29.9%。對(duì)于內(nèi)部填充泡沫鋁的復(fù)合構(gòu)件，其各項(xiàng)吸能指標(biāo)均高于同尺寸的鋁合金圓管構(gòu)件，且當(dāng)厚度增大時(shí)(1.5 mm增大到3.5 mm)，泡沫鋁填充管與相同壁厚的空管的壓縮力效率比值由1.48減小到1.24?？梢园l(fā)現(xiàn)，填充泡沫鋁后，增大管壁厚度對(duì)復(fù)合構(gòu)件吸能能力的提升作用有所減小。

4.2 管徑的影響

管徑的不同將導(dǎo)致填充的泡沫鋁的體積不同，保持鋁合金管壁厚2 mm和高度100 mm不變，對(duì)管徑在50 mm至120 mm間的5組鋁合金圓管構(gòu)件和泡沫鋁填充鋁合金管短柱構(gòu)件進(jìn)行了軸壓數(shù)值模擬研究，圖10(b)為各構(gòu)件的峰值荷載、平均壓縮荷載及平均壓縮力效率與管徑的關(guān)系曲線。鋁合金空管與泡沫鋁填充復(fù)合管的FPCL均隨管徑的增加而線性增大：當(dāng)管外徑由60 mm增大到90 mm時(shí)，空管與復(fù)合管的FPCL分別提高47.7%和48.7%，同時(shí)構(gòu)件的FMCL也隨之增大，鋁合金空管與泡沫鋁填充管的FMCL分別增大45.5%和28.5%。對(duì)于鋁合金空管構(gòu)件，構(gòu)件的FPCL與FMCL隨管徑的增大提升比率較為接近，因而管徑改變時(shí)，構(gòu)件的ηCLE在37.9%～44.6%范圍內(nèi)變化。當(dāng)構(gòu)件的管徑由60 mm增大到120 mm時(shí)，泡沫鋁填充鋁合金圓管構(gòu)件的ηCLE減小20.5%，但當(dāng)管徑增大時(shí)，泡沫鋁填充管與同尺寸的空管壓縮力效率ηCLE的比值由1.37減小到1.2。說(shuō)明當(dāng)管徑增大時(shí)，泡沫鋁填充對(duì)構(gòu)件耗能能力提升的效率有所減小。

圖10 幾何參數(shù)對(duì)構(gòu)件吸能特性的影響Fig.10 Influence of geometric parameters on energy absorbing characteristics

4.3 高度的影響

保持管徑60 mm和鋁管壁厚2 mm不變，對(duì)14組不同高度的鋁合金圓管構(gòu)件和泡沫鋁填充鋁合金管短柱構(gòu)件進(jìn)行了軸壓數(shù)值模擬研究，各試件的峰值荷載、平均壓縮荷載及壓縮力效率見圖10(c)。當(dāng)構(gòu)件的高度由100 mm增大到700 mm時(shí)，空管與填充管的FPCL分別減小了3.2%和2.5%，而FMCL分別減小68%和32.5%。結(jié)果表明填充泡沫鋁后，構(gòu)件在壓縮過(guò)程后期的吸能能力優(yōu)于鋁合金空管，且隨著構(gòu)件高度增大泡沫鋁的貢獻(xiàn)也隨之增大。當(dāng)空管構(gòu)件的H/D>8和泡沫鋁填充構(gòu)件的H/D>10時(shí)，試件在軸壓荷載作用下發(fā)生失穩(wěn)破壞，填充泡沫鋁后構(gòu)件發(fā)生失穩(wěn)破壞的臨界高徑比提高。

5 結(jié) 論

本文開展了泡沫鋁填充6082-T6鋁合金圓管短柱構(gòu)件的靜力軸壓試驗(yàn)，建立了6082-T6高強(qiáng)鋁合金的材料本構(gòu)模型及失效準(zhǔn)則，提出了較為準(zhǔn)確的有限元仿真建模方法并對(duì)影響復(fù)合構(gòu)件軸壓力學(xué)性能的參數(shù)進(jìn)行了分析，主要結(jié)論如下：

1) 泡沫鋁填充6082-T6鋁合金圓管及空管在軸向壓縮荷載下表現(xiàn)出三種破壞模式：劈裂破壞、疊縮劈裂破壞、疊縮劈裂+不規(guī)則變形破壞。填充泡沫鋁可以改善構(gòu)件在軸壓荷載下的變形模式，平均壓縮力和壓縮力效率均得到提升，具有更高的耗能能力。

2) 構(gòu)件在軸壓荷載下形成塑性鉸而發(fā)生疊縮，隨后產(chǎn)生裂縫發(fā)生疊縮劈裂破壞；壁厚較小的圓管在塑性鉸開始形成時(shí)產(chǎn)生裂縫直接發(fā)生劈裂破壞；壁厚較大的構(gòu)件由于存在缺陷，塑性鉸出現(xiàn)位置隨機(jī)，疊縮劈裂后發(fā)生不規(guī)則變形。

3) 當(dāng)泡沫鋁填充復(fù)合管壁厚由1.5 mm增大到3.5 mm時(shí)，構(gòu)件的峰值壓縮力和平均壓縮力分別提高135.9%和206.6%；當(dāng)管徑由60 mm增大到90 mm時(shí)，構(gòu)件的峰值壓縮力和平均壓縮力分別提高48.7%和28.5%。

4) 構(gòu)件壁厚分別為1.5 mm和3.5 mm時(shí)，等壁厚的泡沫鋁填充管與空管的壓縮力效率比值分別為1.48和1.24；當(dāng)管徑由60 mm增大到90 mm時(shí)，同一管徑下泡沫鋁填充管與空管的壓縮力效率的比值由1.37減小到1.2。因此，填充泡沫鋁對(duì)管徑與壁厚較小的鋁合金圓管吸能能力的提升作用更明顯。

5) 當(dāng)構(gòu)件高度由100 mm增大到700 mm時(shí)，構(gòu)件的峰值壓縮力基本不變；空管和復(fù)合管的平均壓縮力分別減小68%和32.5%。當(dāng)鋁合金空管高徑比超過(guò)8、泡沫鋁填充管高徑比超過(guò)10時(shí)，構(gòu)件發(fā)生失穩(wěn)破壞。