金屬材料動態(tài)剪切測試方法

杜雨田, 許澤建, 虎宏智, 黃風(fēng)雷

(北京理工大學(xué) 爆炸科學(xué)與技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 北京 100081)

0 引言

金屬材料在爆炸、沖擊、侵徹等動態(tài)載荷作用下往往易于發(fā)生剪切變形及失效[1-3]。因此,對于材料動態(tài)剪切性能的測試研究是進(jìn)行彈箭及裝甲防護(hù)系統(tǒng)設(shè)計的重要基礎(chǔ)。目前,國內(nèi)外對材料的動態(tài)剪切力學(xué)行為的測試一般采用特殊設(shè)計的剪切試樣進(jìn)行拉伸、壓縮或扭轉(zhuǎn)加載,以獲得材料在高應(yīng)變率下的剪切力學(xué)性能[4]。由于拉伸測試是一種方便、高效的測試手段,研究人員設(shè)計出了多種類型的剪切試樣,通過將試樣兩端的拉伸位移轉(zhuǎn)化為材料的剪切變形而實(shí)現(xiàn)剪切加載。

Bao等[5-7]通過改變?nèi)笨谠嚇拥慕孛嫘螤詈徒嵌?研究了T351鋁合金材料應(yīng)力三軸度對斷裂韌性的影響。Gryben等[8]使用缺口試樣和改進(jìn)的Arcan試驗(yàn)對斷裂位置和斷裂模式的轉(zhuǎn)變進(jìn)行了測試。Driemeier等[9]、Gruben等[10]和Li等[11]采用不同的拉伸試樣都發(fā)現(xiàn)材料的動態(tài)力學(xué)響應(yīng)和斷裂相關(guān)特征與應(yīng)力狀態(tài)相關(guān)。Tancogne-Dejean等[12]基于試驗(yàn)測試提出了一種應(yīng)力狀態(tài)相關(guān)的斷裂擴(kuò)展概率模型。Dorogoy等[13]設(shè)計出一種新的圓柱體拉伸剪切試樣,在準(zhǔn)靜態(tài)和動態(tài)下進(jìn)行了相關(guān)實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬,認(rèn)為該方法可以使剪切區(qū)實(shí)現(xiàn)較為均勻并接近純剪切的應(yīng)力狀態(tài)。Wu等[14]使用雙銷釘?shù)钠桨謇煸嚇訉?shí)現(xiàn)了鈦合金拉伸剪切局部化的X射線數(shù)字圖像相關(guān)表征。吳之博等[15]采用分子動力學(xué)方法從微觀角度計算分析了空位與P原子對鐵Σ3(111)晶界拉伸和剪切變形行為的影響,結(jié)果顯示空位的存在使晶界的剪切強(qiáng)度降低。馮祖德等[16]和李慶華等[17]在對皮質(zhì)骨和鋼架橋結(jié)構(gòu)的研究中,都發(fā)現(xiàn)材料中的微裂紋抵抗應(yīng)力斷裂的能力與剪切型載荷密切相關(guān)。

當(dāng)材料發(fā)生剪切變形時,試樣剪切區(qū)的應(yīng)力狀態(tài)及應(yīng)力應(yīng)變場的均勻性是決定測試結(jié)果準(zhǔn)確性的關(guān)鍵因素[18-19]。對于不同類型的剪切試樣而言,一方面由于剪切區(qū)的幾何結(jié)構(gòu)和尺寸各不相同,這可能導(dǎo)致剪切區(qū)內(nèi)部的應(yīng)力狀態(tài)及應(yīng)力應(yīng)變場分布復(fù)雜多樣;另一方面,目前仍缺乏對于不同類型試樣的橫向?qū)Ρ?這就導(dǎo)致不同研究的數(shù)據(jù)可比較性較差,而且給試樣類型的選擇帶來不便[20-21]。因此,有必要針對現(xiàn)有試樣類型開展系統(tǒng)的對比研究,分析測試結(jié)果的有效性,從而給剪切試樣的選擇和改進(jìn)提供依據(jù)。

本文旨在通過數(shù)值模擬研究,對5種常用的拉伸剪切試樣進(jìn)行對比和分析,并針對所存在的問題提出改進(jìn)方案,從而設(shè)計出新型剪切試樣。在此基礎(chǔ)上,采用數(shù)值模擬和試驗(yàn)測試相結(jié)合的方法對新型剪切試樣的有效性和準(zhǔn)確性進(jìn)行驗(yàn)證。

1 數(shù)值模擬

本文選取目前文獻(xiàn)中常見的5種典型剪切試樣(Driemeier等[9]、Gruben等[10]、Li等[11]、Tancogne-Dejean等[12]、Dorogoy等[13]),采用數(shù)值模擬的方法對其在準(zhǔn)靜態(tài)加載下的變形過程進(jìn)行分析。模擬軟件為Abaqus/Standard,對上述試樣進(jìn)行三維等尺寸建模。由于各試樣形狀較不規(guī)則,使用四面體單元(C3D4)進(jìn)行網(wǎng)格劃分。由于剪切區(qū)是變形集中的區(qū)域,對該區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化以提高計算精度。5種試樣的幾何外形和網(wǎng)格劃分見圖1,試樣剪切區(qū)尺寸見表1。模擬時,試樣所用材料為紫銅,材料模型采用Johnson-Cook(J-C)熱黏塑性本構(gòu)模型,材料的物理參數(shù)和J-C模型參數(shù)分別見表2、表3。加載時,試樣一端為固定約束,另一端施加1 mm的位移載荷。

圖1 5種試樣的幾何外形及剪切區(qū)網(wǎng)格細(xì)化情況Fig.1 Geometric shape and mesh refinement in the shear zone of five specimens

表1 剪切區(qū)尺寸

表2 材料物理參數(shù)

表3 材料J-C本構(gòu)模型參數(shù)

在加載過程中,試樣剪切區(qū)的整體扭轉(zhuǎn)將給試驗(yàn)結(jié)果帶來較大誤差。因此,首先對各試樣的整體扭轉(zhuǎn)情況進(jìn)行分析。以矩形剪切區(qū)為例(見圖2),虛線、實(shí)線分別表示剪切區(qū)變形前后的位置,F為剪切力。取剪切區(qū)四角A、B、C和D點(diǎn)為研究對象,計算這四點(diǎn)在變形后沿垂直載荷方向(y軸方向)的位移量yA、yB、yC和yD。由于在加載過程中這四點(diǎn)沿載荷方向(x軸方向)的位移量遠(yuǎn)小于AB和CD邊的長度l0,并且當(dāng)θ較小時θ≈tanθ,故可用|yA-yB|/l0和|yC-yD|/l0近似表示AB邊和CD邊的扭轉(zhuǎn)角θ1和θ2。將5種試樣的平均扭轉(zhuǎn)角θ=(θ1+θ2)/2進(jìn)行對比,對比結(jié)果見圖3。由圖3可以看出,圓弧形缺口試樣剪切區(qū)在整個變形過程中發(fā)生的平均扭轉(zhuǎn)角明顯大于其他試樣,當(dāng)位移為1 mm時,θ達(dá)到0.038。這可能是由于圓弧形缺口試樣的剪切區(qū)與其他區(qū)域沒有明顯的幾何區(qū)分,從而導(dǎo)致橫向扭轉(zhuǎn)的加劇;而其他試樣設(shè)置了明顯的幾何分隔,可以很大程度上將塑性變形限制到剪切區(qū)內(nèi)并減少整體扭轉(zhuǎn)。因此,在試樣中設(shè)置明顯的剪切區(qū)可以降低試樣的整體扭轉(zhuǎn),從而提高測試結(jié)果的準(zhǔn)確性。

圖2 剪切區(qū)扭轉(zhuǎn)示意圖Fig.2 Torsion diagram of shear zone

圖3 試樣扭轉(zhuǎn)角度對比Fig.3 Comparison of torsion angle of the specimens

在進(jìn)行剪切測試時,通常采用剪切區(qū)整體的力學(xué)響應(yīng)來衡量材料的剪切性能,因此剪切區(qū)的應(yīng)力均勻性對測試效果影響較大[22]。當(dāng)剪切區(qū)最大等效塑性應(yīng)變達(dá)到0.1時,5種試樣剪切區(qū)的等效應(yīng)力云圖如圖4所示。圓弧形缺口試樣剪切區(qū)體中心點(diǎn)附近應(yīng)力分布較不均勻,出現(xiàn)塊狀應(yīng)力集中,該現(xiàn)象可能與剪切區(qū)發(fā)生了較大扭轉(zhuǎn)有關(guān)。平板剪切試樣和角形缺口試樣剪切區(qū)均存在不同程度的條狀應(yīng)力集中分布,這是因?yàn)椴灰?guī)則的剪切區(qū)形狀以及剪切區(qū)邊界未設(shè)置倒角過渡而導(dǎo)致材料內(nèi)出現(xiàn)明顯的應(yīng)力梯度。蝴蝶形剪切試樣的正面和側(cè)面都呈應(yīng)力均勻分布,應(yīng)力分布均勻性優(yōu)于其他4種試樣。長圓柱體剪切試樣的正面基本呈均勻分布,但由于剪切區(qū)長寬比較大,導(dǎo)致其側(cè)面出現(xiàn)明顯的應(yīng)力不均勻性。

圖4 5種試樣等效應(yīng)力云圖Fig.4 Equivalent stress nephograms of the five specimens

現(xiàn)有研究表明,金屬材料所處的應(yīng)力狀態(tài)效應(yīng)會對材料的塑性及失效特性造成顯著影響[23-24],應(yīng)力三軸度的大小與應(yīng)力狀態(tài)相關(guān)聯(lián)[25],應(yīng)力三軸度較大的位置體積變形較大,常會出現(xiàn)嚴(yán)重的應(yīng)力集中,而應(yīng)力三軸度較小的區(qū)域則更容易出現(xiàn)剪切失效。根據(jù)模擬結(jié)果,選取5種試樣剪切區(qū)中心位置附近區(qū)域的應(yīng)力三軸度均值進(jìn)行對比,見圖5。可以發(fā)現(xiàn),圓弧形缺口試樣和長圓柱體剪切試樣應(yīng)力三軸度在整個變形過程中更接近于零值。平板剪切和角形缺口試樣的應(yīng)力三軸度在開始階段較小,之后逐漸增大且遠(yuǎn)離零點(diǎn)。這可能是由于其剪切區(qū)兩邊為不規(guī)則形狀,且沒有倒角過渡,變形過程中因應(yīng)力集中而導(dǎo)致剪切區(qū)中心位置逐漸偏離純剪切狀態(tài)。蝴蝶形試樣的雙邊剪切結(jié)構(gòu)設(shè)計使應(yīng)力三軸度在位移為0.40 mm之后呈減小的趨勢,但整體水平明顯大于圓弧形缺口試樣和長圓柱體剪切試樣試樣。由以上分析可知,圓弧形缺口試樣和長圓柱體剪切試樣的剪切區(qū)中心區(qū)域更接近于純剪切的應(yīng)力狀態(tài)。

圖5 試樣應(yīng)力三軸度對比圖Fig.5 Comparison of stress triaxiality of the specimens

由于Tancogne-Dejean等[12]所采用的蝴蝶形試樣的剪切區(qū)應(yīng)力三軸度偏大,對試樣剪切區(qū)的等效應(yīng)力和靜水壓力分布進(jìn)行分析。在不同等效塑性應(yīng)變(PEEQ)水平下,蝴蝶形試樣的等效應(yīng)力和靜水壓力分布如圖6所示。隨著PEEQ的增加,剪切區(qū)等效應(yīng)力演化均勻,而靜水壓力分布呈現(xiàn)出不均勻趨勢。在PEEQ為0.1時,剪切區(qū)存在較小的靜水壓力范圍(0～-7 MPa),幅值為負(fù),為壓縮載荷;隨著PEEQ增加到0.3,剪切區(qū)的靜水壓力呈增加趨勢(-7～-16 MPa)。因此隨塑性變形量的增加,剪切區(qū)應(yīng)力狀態(tài)逐漸偏離純剪切。

圖6 蝴蝶形試樣剪切區(qū)的等效應(yīng)力和靜水壓力分布圖Fig.6 Distribution of equivalent stress and hydrostatic pressure in the shear zone of the butterfly-shaped specimen

由以上分析可知,本文所選取的5種典型剪切試樣存在以下特點(diǎn):在試樣中設(shè)置明顯的剪切區(qū)可以減少剪切區(qū)的整體扭轉(zhuǎn),從而提高實(shí)驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性;Tancogne-Dejean等[12]所采用的蝴蝶形試樣在保持剪切區(qū)應(yīng)力均勻性方面有較好的效果,但是應(yīng)力狀態(tài)偏離純剪切;圓弧形缺口試樣和長圓柱體剪切試樣的單剪切區(qū)更接近于純剪切狀態(tài),但是應(yīng)力均勻性較差。因此,為保證實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性,有必要提出一種應(yīng)力均勻性較好、應(yīng)力狀態(tài)接近純剪切,而且適合在大應(yīng)變率、大應(yīng)變范圍內(nèi)進(jìn)行加載的新型拉伸剪切試樣,從而實(shí)現(xiàn)對材料剪切力學(xué)特性的精確測試。

2 新型剪切試樣提出

2.1 設(shè)計新型剪切試樣

本文針對目前拉伸加載下剪切實(shí)驗(yàn)方法存在的問題,提出改進(jìn)的設(shè)計方案:1)采用單邊剪切試樣模型,并設(shè)計相應(yīng)夾具,避免因試樣剪切區(qū)扭轉(zhuǎn)對測試結(jié)果造成影響;2)優(yōu)化剪切區(qū)形狀,以使剪切區(qū)應(yīng)力狀態(tài)分布更加均勻;3)參考壓縮加載下雙剪切試樣的剪切區(qū)形狀和尺寸[26-27],以便于進(jìn)行對比研究?；谏鲜鲈O(shè)計思想,本文提出適合拉伸加載的新型單邊剪切試樣。經(jīng)優(yōu)化設(shè)計后,試樣外形及尺寸如圖7所示。剪切區(qū)厚度為1 mm,長、寬分別為 4 mm、2 mm,試樣其余部位厚度均為4 mm,剪切區(qū)邊緣與相鄰部位采用倒角連接,以減小應(yīng)力集中。試樣兩端可通過夾具與準(zhǔn)靜態(tài)試驗(yàn)機(jī)或霍普金森拉桿(SHTB)裝置連接,因此可以滿足大應(yīng)變率范圍加載。

圖7 新型剪切試樣幾何外形及尺寸Fig.7 Geometric shape and size of the new shear specimen

為分析新型剪切試樣的測試效果,分別對準(zhǔn)靜態(tài)試驗(yàn)機(jī)和SHTB技術(shù)加載下的試樣進(jìn)行了三維數(shù)值模擬。準(zhǔn)靜態(tài)模擬時,將試樣一端固定,另一端施加1 mm位移載荷;動態(tài)模擬時,有限元模型包括新型剪切試樣、入射桿和透射桿,入射桿和透射桿直徑為19 mm,長為1 200 mm。將實(shí)測的入射應(yīng)力波(見圖8)施加到入射桿端部,以實(shí)現(xiàn)對試樣的動態(tài)加載。

圖8 動態(tài)測試入射應(yīng)力脈沖Fig.8 Incident stress pulse of dynamic test

2.2 準(zhǔn)靜態(tài)模擬分析

在準(zhǔn)靜態(tài)加載下,紫銅材料試樣剪切區(qū)最大PEEQ達(dá)到0.1時的應(yīng)力分布云圖如圖9所示。由圖9可以看出,剪切區(qū)只在與其他部分的交界處有少量的應(yīng)力集中,但在剪切區(qū)中間區(qū)域應(yīng)力分布均勻性較好,可以滿足剪切試樣在應(yīng)力均勻性方面的設(shè)計要求。新型剪切試樣在準(zhǔn)靜態(tài)下剪切區(qū)的應(yīng)力和應(yīng)變分量分布如圖10所示。由圖10可知,剪切區(qū)應(yīng)力由剪應(yīng)力分量S12主導(dǎo),應(yīng)變由剪應(yīng)變分量LE12主導(dǎo),且兩者明顯大于分別位于第2位的S11和LE11分量。在位移為1 mm時,S11和LE11分量分別只有S12、LE12的38%和19%,因此可近似認(rèn)為剪切區(qū)接近純剪切狀態(tài)。將新型剪切試樣剪切區(qū)的扭轉(zhuǎn)角度和應(yīng)力三軸度與前5種試樣進(jìn)行對比,對比結(jié)果見圖3和圖5。比較圖3和圖5中新試樣與其他試樣的變化規(guī)律可知,新型剪切試樣在加載過程中平均扭轉(zhuǎn)角較小且趨勢穩(wěn)定,其幅值與蝴蝶形試樣和長圓柱體剪切試樣較為接近;應(yīng)力三軸度趨勢穩(wěn)定,而且明顯小于其他5種試樣,因此最接近于純剪切狀態(tài)。這歸因于新試樣采用了形狀規(guī)則且?guī)缀芜吔缑黠@的單邊剪切區(qū)。以上分析驗(yàn)證了新型剪切試樣設(shè)計的合理性。

圖9 準(zhǔn)靜態(tài)下新型剪切試樣等效應(yīng)力云圖Fig.9 Equivalent stress nephogram of the new shear specimen under quasi-static loading

圖10 準(zhǔn)靜態(tài)下新型試樣剪切區(qū)應(yīng)力、應(yīng)變分量曲線Fig.10 Stress and strain component curves in the shear zone of the new specimen under quasi-static loading

2.3 動態(tài)模擬分析

以紫銅材料為例,對新型試樣在應(yīng)變率為 1 500 s-1下的動態(tài)測試進(jìn)行數(shù)值模擬,裝配后的試樣及部分拉桿模型見圖11。在試樣橫向位置添加剛性約束(即沿y軸方向),以代替夾具所施加的邊界條件,避免試樣發(fā)生扭轉(zhuǎn)。在動態(tài)加載下試樣剪切區(qū)最大PEEQ到0.1時的應(yīng)力分布云圖如圖12所示,從中可見動態(tài)加載下剪切試樣仍滿足在應(yīng)力均勻性方面的設(shè)計要求。

圖11 模擬裝配圖Fig.11 Assembly diagram in simulation

圖12 新型剪切試樣動態(tài)加載下等效應(yīng)力云圖Fig.12 Equivalent stress nephogram of the new shear specimen under dynamic loading

選取沿剪切帶寬度方向上的5條路徑如圖13所示,路徑上的應(yīng)力三軸度和羅德參數(shù)分布見圖14(a)、圖14(b)。試樣剪切區(qū)中間區(qū)域沿寬度路徑上的應(yīng)力三軸度和羅德參數(shù)幅值分別約為0.1和-0.2,接近純剪切狀態(tài)。在靠近剪切區(qū)端部的A1和A5路徑上,由于剪切區(qū)的邊界效應(yīng)造成應(yīng)力三軸度和羅德參數(shù)曲線發(fā)生突起,但其他路徑上曲線較為平緩。另外,由于剪切區(qū)兩側(cè)存在臺階,為避免應(yīng)力集中,在剪切區(qū)兩側(cè)采用了半徑0.2 mm的圓弧過渡。由圖14可知在靠近剪切區(qū)兩側(cè)位置應(yīng)力三軸度和羅德參數(shù)略高于中間區(qū)域,但隨著遠(yuǎn)離兩側(cè)位置兩者迅速趨于穩(wěn)定值。將剪切區(qū)整體的應(yīng)力三軸度和羅德參數(shù)取平均值,并得到其隨平均PEEQ的變化曲線,見圖15。結(jié)果表明,在加載過程中剪切區(qū)整體應(yīng)力三軸度接近于0.15,羅德參數(shù)接近于-0.25,曲線變化趨勢平穩(wěn),試樣剪切區(qū)接近純剪切應(yīng)力狀態(tài)。

圖13 剪切區(qū)寬度方向路徑圖Fig.13 Diagram of path along the direction of shear zone width

圖14 沿剪切區(qū)寬度方向路徑三軸度、羅德參數(shù)分布圖Fig.14 Distribution of triaxiality and lode parameter along the direction of shear zone width

圖15 剪切區(qū)平均三軸度、羅德參數(shù)隨PEEQ演化曲線Fig.15 Evolution curves of average triaxiality and lode parameter with equivalent plastic strain

為考察新型剪切試樣對于不同材料類型的適用性,對比了TC4鈦合金和紫銅在相同拉伸加載條件下剪切區(qū)的平均PEEQ隨時間的變化曲線(見圖16(a))。 可知,兩種材料曲線一致性較好。在相同入射應(yīng)力波加載下,兩種材料的應(yīng)變率范圍較為接近,等效塑性應(yīng)變率約為1 500 s-1。另外,比較該應(yīng)變率下兩種材料試樣剪切區(qū)內(nèi)應(yīng)力三軸度和羅德參數(shù)分布(見圖16(b))可知,在高應(yīng)變率條件下,兩種材料的應(yīng)力三軸度和羅德參數(shù)均較為接近,且幅值較低,接近純剪切應(yīng)力狀態(tài)。因此,新型試樣對于不同材料而言均滿足應(yīng)力均勻性和應(yīng)力狀態(tài)的設(shè)計要求。

圖16 不同材料曲線對比圖Fig.16 Comparison of different materials

3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

選取TC4鈦合金材料對新型剪切試樣進(jìn)行加工,并采用SHTB系統(tǒng)進(jìn)行試驗(yàn)測試[28]。試樣與拉桿之間使用銷釘連接,試驗(yàn)前后的試樣見圖17。試驗(yàn)時,由貼在入射桿和透射桿上的應(yīng)變片記錄入射波、反射波和透射波信號,通過式(1)、式(2)獲得拉桿端部的載荷和位移曲線,并由式(3)獲得試樣的剪應(yīng)力和剪應(yīng)變[29]。

圖17 試驗(yàn)前后試樣對比Fig.17 Comparison of the specimen before and after test

(1)

(2)

(3)

式中:A為入射桿和透射桿的橫截面積;E0為入射桿的彈性模量;E1為透射桿的彈性模量;εi(t)為入射應(yīng)變信號;εr(t)為反射應(yīng)變信號;εt(t)為透射應(yīng)變信號;C0為入射桿的聲速;C1為透射桿的聲速;As為試樣剪切區(qū)的橫截面積;L為剪切區(qū)的寬度。為避免試樣剪切區(qū)的扭轉(zhuǎn),采用了高強(qiáng)鋼夾具用于限制試樣剪切區(qū)的橫向位移。

圖18給出了試驗(yàn)中入射桿和透射桿上獲得的典型波形。為驗(yàn)證該試樣對于SHTB技術(shù)的適用性,對試樣的兩端力平衡進(jìn)行驗(yàn)證[30],由式(1)得到入射桿和透射桿端部的載荷曲線見圖19。由圖19可知,入射桿與透射桿端部的載荷時程曲線吻合較好,因此該試樣可以滿足SHTB技術(shù)的力平衡假設(shè)條件。采用式(3)對應(yīng)變率為1 500 s-1條件下的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理可獲得材料的剪應(yīng)力-剪應(yīng)變曲線;同時提取數(shù)值模擬中剪切區(qū)的剪應(yīng)力-剪應(yīng)變曲線,對比結(jié)果見圖20。由圖20可見,實(shí)驗(yàn)曲線在塑性流動的開始階段波動較大,之后趨于平緩;模擬曲線較為光滑,且變化趨勢較為平緩。整體而言,實(shí)驗(yàn)與模擬得到的塑性流動曲線基本一致,說明采用該新型剪切試樣可以準(zhǔn)確獲得材料在接近純剪切條件下的力學(xué)性能曲線。

圖18 典型實(shí)驗(yàn)波形圖Fig.18 Typical experimental waveforms

圖19 試樣力平衡驗(yàn)證Fig.19 Cerification of force balance

圖20 實(shí)驗(yàn)和模擬所得應(yīng)力-應(yīng)變曲線對比Fig.20 Comparison of stress-strain curves obtained from experiments and simulations

文獻(xiàn)[26-27]在前期的研究中曾提出了壓縮加載的雙剪切試樣,并成功應(yīng)用于對材料剪切特性的測試。為驗(yàn)證新型剪切試樣的有效性,將實(shí)驗(yàn)獲得的力-位移曲線和應(yīng)力-應(yīng)變曲線分別與雙剪切試樣結(jié)果進(jìn)行對比,結(jié)果見圖21。由圖21可見:新型剪切試樣的應(yīng)力-應(yīng)變曲線在塑性流動初始階段波動較大,這可能是由于試樣采用了銷釘?shù)倪B接方式,在界面處因應(yīng)力波的反射而導(dǎo)致的。但是,兩種試樣獲得的應(yīng)力幅值吻合較好,而且新型試樣得到的應(yīng)力-應(yīng)變曲線比雙剪切試樣有更長的塑性流動段。材料發(fā)生失效時,由新型試樣和雙剪切試樣獲得的失效應(yīng)變分別為0.26和0.15,表明新試樣對于研究材料的塑性流動特性更為有利。

圖21 新型剪切試樣和雙剪切試樣試驗(yàn)曲線對比圖Fig.21 Comparison of test curves of the new shear specimen and the double shear specimen

在采用新型剪切試樣進(jìn)行動態(tài)測試時,可以利用高速攝像機(jī)對剪切區(qū)的變形及失效情況進(jìn)行監(jiān)測[31],從而對數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性進(jìn)行檢驗(yàn)。如果在數(shù)值仿真中考慮材料的失效特性(根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果取失效應(yīng)變?yōu)?.26),可以對試驗(yàn)中剪切區(qū)的失效過程進(jìn)行模擬并與觀測結(jié)果進(jìn)行對比,對比結(jié)果見表4。由表4可見:入射波在232 μs時傳入剪切區(qū),之后應(yīng)力逐漸增大。262 μs時剪切區(qū)產(chǎn)生了明顯的塑性變形,并且在剪切區(qū)拐角出現(xiàn)明亮區(qū)。模擬圖中發(fā)現(xiàn)這兩個位置有明顯的應(yīng)力集中,因此是微裂紋和韌窩大量萌生的位置。282 μs時實(shí)物圖中剪切區(qū)左上角也產(chǎn)生白亮區(qū),模擬結(jié)果顯示剪切區(qū)上部形成明顯的條形應(yīng)力集中區(qū)域。309 μs時剪切區(qū)上部邊緣處已經(jīng)出現(xiàn)明顯的裂紋,模擬中剪切區(qū)左上角和右上角產(chǎn)生裂紋并逐漸擴(kuò)展,同時左下角出現(xiàn)微小的裂紋,與實(shí)物圖相吻合。325 μs時實(shí)物圖和模擬圖的剪切區(qū)相同位置處均形成明顯的貫穿裂紋,表明此時試樣完全斷裂。由以上分析可知,試樣剪切區(qū)在整個變形過程中應(yīng)力分布較為均勻,邊角處的應(yīng)力集中導(dǎo)致裂紋萌生并逐漸擴(kuò)展直至發(fā)生斷裂。模擬中試樣的變形情況及裂紋位置均與實(shí)驗(yàn)一致,驗(yàn)證了數(shù)值模擬結(jié)果的有效性。

表4 高速攝像與模擬變形對比

4 結(jié)論

本文基于數(shù)值仿真對目前常見的拉伸剪切試樣進(jìn)行了對比分析,并針對存在的問題設(shè)計出新型拉伸剪切試樣。通過數(shù)值模擬分析、實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證以及與壓縮加載下雙剪切試樣的對比,得到如下主要結(jié)論:

1)新型剪切試樣在準(zhǔn)靜態(tài)、動態(tài)加載下同時具備雙邊剪切試樣應(yīng)力分布均勻和單剪切試樣應(yīng)力狀態(tài)接近純剪切的優(yōu)點(diǎn),適合在大應(yīng)變率、大應(yīng)變范圍內(nèi)對材料的剪切力學(xué)性能進(jìn)行準(zhǔn)確測試。

2)通過對TC4鈦合金和紫銅材料的塑性變形過程進(jìn)行對比,發(fā)現(xiàn)兩種材料的應(yīng)力三軸度和羅德參數(shù)均較為接近且幅值較低。

3)通過與壓縮加載下雙剪切試樣的測試結(jié)果進(jìn)行對比,發(fā)現(xiàn)兩種試樣獲得的應(yīng)力-應(yīng)變曲線吻合較好,而且新型試樣具有更長的塑性流動段。

4)利用高速攝像機(jī)對新型剪切試樣的變形及失效情況進(jìn)行監(jiān)測,并與數(shù)值模擬結(jié)果對比,發(fā)現(xiàn)兩者剪切區(qū)的變形及裂紋擴(kuò)展情況相互吻合,驗(yàn)證了數(shù)值模擬結(jié)果的有效性。