材料研究学报(中文版) 2018 , 32 (8): 591-598 https://doi.org/10.11901/1005.3093.2017.342

研究论文

不同高径比固体浮力材料的单轴压缩变形机制和能量耗散特征

梅志远¹, 周晓松²^,, 吴梵¹

1 海军工程大学舰船与海洋学院武汉 430033
2 中国人民解放军军事科学院国防科技创新研究院北京 100071

Deformation Mechanism and Energy Dissipation of Solid Buoyant Material with Different Ratio of Height to Diameter under Uniaxial Compression Loading

MEI Zhiyuan¹, ZHOU Xiaosong²^,, WU Fan¹

1 College of Naval Architecture and Ocean Engineering, Naval University of Engineering, Wuhan 430033, China
2 National Academy of Defense Science and Technology Innovation,Academy of Military Sciences PLA China, Beijing 100071, China

中图分类号: TB332

文章编号: 1005-3093(2018)08-0591-08

通讯作者: 通讯作者周晓松,1251487779@qq.com,研究方向为舰船复合材料结构抗冲击

收稿日期: 2017-05-27

网络出版日期: 2018-08-29

基金资助: 资助项目国家自然科学基金(51479205）

作者简介:

作者简介梅志远,男,1973年生,教授

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摘要

将试验测试与数值模拟相结合,研究了不同高径比固体浮力材料在单轴压缩载荷作用下的变形机制和能量耗散特征。先使用MTS-45型万能材料试验机对五种不同高径比固体浮力材料试件进行单轴压缩试验,分析其力学响应特征和破坏模式;然后基于单轴压缩试验结果并使用ABAQUS有限元软件建立反映固体浮力材料宏观力学性能的数值分析模型,对比分析了不同高径比固体浮力材料在单轴压缩载荷作用下的变形演变机制和能量耗散历程。结果表明：固体浮力材料核心承载应力圆的扩展是压缩过程进入塑性平台阶段的一个标志,塑性平台阶段的变形特征以压缩膨胀为主。进入致密压实阶段后,随着高径比的增大试件变形由对称式双凹圆盘变形特征转变为非对称式滑移变形特征。高径比越小的固体浮力材料试件其破坏吸收的能量增加越快、峰值应力后的破坏越呈现出塑性剪切破坏特征。高径比越大,越呈现出压缩断裂破坏特征。

关键词： 复合材料 ; 固体浮力材料 ; 高径比 ; 变形机制 ; 能量耗散

Abstract

In order to understand the deformation mechanism and energy dissipation of solid buoyant material with different ratio of height to diameter under uniaxial compression loading, the desired experimental tests and numerical simulation were conducted. Firstly, the uniaxial compression test of solid buoyant material specimens with five different ratios of H to D is conducted by means of MTS-45 universal testing machine, while the mechanical response characteristics and failure modes are analyzed. Secondly,the simulation model of the solid buoyant material is proposed based on the results of uniaxial compression test and the macroscopic mechanical property of the solid buoyant material is described with ABAQUS finite element software. Results show that the bearing load stress circles of the solid buoyant material expand at the beginning of plateau stage and the dominant deformation mode is plastic compression during the plateau stage. As densification stage starts, the deformation mode transfers from symmetric biconcave disks to asymmetric slip deformation with the increasing ratio of H to D. The solid buoyant material is apt to shear failure, while the amount of absorbed energy of the failure process increases with the decreasing ratio of H to D, which presents plastic shear failure characteristics. On the contrary, with the increasing ratio of H to D, the material is apt to compression fracture failure．

Keywords： composite ; solid buoyant material ; height to diameter ratio ; deformation mechanism ; energy dissipation

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梅志远, 周晓松, 吴梵. 不同高径比固体浮力材料的单轴压缩变形机制和能量耗散特征[J]. 材料研究学报(中文版), 2018, 32(8): 591-598 https://doi.org/10.11901/1005.3093.2017.342

MEI Zhiyuan, ZHOU Xiaosong, WU Fan. Deformation Mechanism and Energy Dissipation of Solid Buoyant Material with Different Ratio of Height to Diameter under Uniaxial Compression Loading[J]. Chinese Journal of Material Research, 2018, 32(8): 591-598 https://doi.org/10.11901/1005.3093.2017.342

固体浮力材料是一种由空心微球与树脂基体复合而成的泡沫材料,空心微球分为无机空心微球(如玻璃空心微球,碳空心微球等)和有机空心微球(如酚醛微球等)。制备固体浮力材料时将空心微球、固化剂和其它添加剂混合搅拌均匀加入到树脂基体中,树脂基体分子链增长、交联和固化后即成型为固体浮力材料。随着人类对海洋世界探索的深入,迫切需要能用于深海的高性能固体浮力材料^{[1, 2]}。

目前固体浮力材料作为水下结构平台的填充材料使用,在服役过程中主要受到海水的静压载荷和水中异物的低速冲击载荷作用。因此,压缩力学性能和能量耗散特性是其重要的技术指标^[3,4,5]。但是,在水下填充结构平台的结构骨架设计阶段,填充固体浮力材料设计尺寸的不科学,极易导致局部板格结构在深水静压载荷和低速冲击载荷作用下出现填充芯材的压缩损伤破坏,出现板格结构变形失稳和耐撞性较差的问题^[6,7,8]。因此,研究不同尺寸固体浮力材料在压缩载荷作用下的变形机制和能量耗散特征,对于水下填充结构平台骨架间距设计和结构耐撞性设计有十分重要的工程意义^[9]。本文将试验测试和数值模拟相结合研究不同高径比固体浮力材料在单轴压缩载荷作用下的变形机制及能量耗散特征,重点关注塑性屈服平台阶段及致密压实阶段的变形演变机制及能量耗散历程。

1 实验方法

本文的研究对象是HW50型轻质深海固体浮力材料。该型材料包括两种组分：中空玻璃微珠填充物和乙烯基酯树脂基体。其中空心玻璃微珠的直径约为100 μm,固体浮力材料的整体密度 $ρ = 0.5 \times 10^{3} kg / m^{3}$ ,静水耐压强度约为18 MPa。制备该材料的方法包括混合搅料、真空搅拌脱泡、出料、脱模等步骤。成型后的固体浮力材料具有密度低、静水耐压强度高、吸水率低以及机械加工性能好等优点,可作为深海领域潜水器的耐压填充材料。使用高精度数控机床加工测试试件,以减小对试件表面的损伤。可使用小尺寸试件代替大块泡沫材料进行试验测试和数值模拟研究^[10]。因此,本文研究中选取截面直径 $D = 16 mm$ 且高径比 $H / D = 0.56 、 1.00 、 1.31 、 1.63 、 2.05$ 五种不同固体浮力材料圆柱体试件,研究其在准静态单轴压缩载荷作用下的变形机制及能量耗散特征。

使用MTS Criterion Model 45型电伺服万能材料试验机进行准静态单轴压缩试验,压力传感器的量程为0~50 KN,载荷分辨率为0.001 N,示值准确度为±1%。在室温条件下采用位移持续加载的方式进行试验,加载应变率为0.001/s,直至试样出现明显的压实破坏。试件压缩过程的载荷、位移、压缩率、时间、试验速度以及压缩载荷和压头位移的变化曲线,可由试验机经配套软件进行采集和存储,输入计算机处理。进一步使用EXCEL处理压缩载荷与压头位移的数据,绘制各试样在准静态压缩状态下的应力-应变曲线。用高速摄影进行观测记固体浮力材料试件的变形演变过程录,并与数值模拟计算结果进行对比分析。

2 实验结果和分析

2.1 单轴压缩响应特征分析

不同高径比固体浮力材料试件在准静态单轴压缩载荷作用下的载荷位移曲线和应力应变曲线,如图1所示。

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图1 不同高径比固体浮力材料试件的压缩响应特征曲线

Fig.1 Compression response curves of solid buoyant material in different height to diameter ratios (a) Load- displacement curves (b) Stress-strain curves (c) Local enlarged drawing

对压缩响应特征曲线的分析结果表明,在横截面积相同的条件下,随着高径比的增大固体浮力材料试件的初始屈服应力和轴向压缩刚度均减小,而高径比的变化对线弹性模量没有影响。在压缩加载过程中试件的上下端面与加载压头间的摩擦力,对压缩试验的影响较大。越靠近上下加载端面试件受到的横向变形约束越大,从而使试件的应力状态由单轴压缩状态转变为复杂应力状态。因此,固体浮力材料试件的高径比越小受到的横向变形约束力越大,初始屈服强度和压缩刚度就越大。相反,高径比较大的试件其中间承载区域远离上下加载端面,受到的横向约束变形较小,因而初始屈服强度和压缩刚度就越小,但随着高径比的进一步增加逐步趋于稳定。不同高径比的固体浮力材料试件其压缩刚度K和初始屈服强度 ${σ_{u}}^{0}$ 随着高径比 $\frac{H}{D}$ 的变化规律,如图2所示。

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图2 不同高径比固体浮力材料试件的压缩刚度和初始屈服强度变化曲线

Fig.2 Compressive stiffness and initial yield strength curves of solid buoyant material in different height to diameter ratios

2.2 单轴压缩破坏模式分析

在不同高径比固体浮力材料试件准静态单轴压缩响应特征分析的基础上,进一步分析其破坏模式,结果如图3所示。

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图3 不同高径比固体浮力材料试件的破坏模式

Fig.3 Failure modes of solid buoyant material in different height to diameter ratios

在初始线弹性变形阶段,不同高径比固体浮力材料试件的线弹性应变大小均保持在0.03左右,轴向压缩应变较小。试件出现初始屈服损伤后,压缩过程由线弹性阶段向塑性平台阶段光滑过渡。此后,在较大范围的应变区间内载荷上升幅度较小,不同高径比试件表面均未出现明显裂纹。进入致密压实阶段后不同高径比试件中间区域沿环向均出现了垂向张开型裂纹,呈现花瓣形破坏特征。结合固体浮力材料的组分分析可知,在塑性平台初始阶段固体浮力材料试件主要受正应力作用,中空玻璃微珠失去稳定性并开始出现断裂破坏,在树脂基体间出现裂隙。试件进入致密压实阶段后主要受到剪应力作用,在较小的压缩应变下压缩载荷迅速上升,空心玻璃微珠碎裂产生的裂隙逐渐扩展贯通形成破裂面,最终在试件表面形成宏观的断裂破坏。固体浮力材料试件的高径比越小峰值应力后的破坏越呈现出塑性剪切破坏特征,而高径比越大越容易呈现出压缩断裂破坏特征。

3 数值模拟分析

3.1 数值模型的建立

使用Abaqus/Explicit建立不同高径比固体浮力材料试件在准静态单轴压缩载荷作用下的数值分析模型,用C3D8R三维实体单元对数值模型进行网格划分,如图4所示。与固体浮力材料相比,上下钢质加载压头的刚度较大,因此在数值模拟过程中可忽略加载压头的变形而将其定义为离散刚体。约束下压头全部自由度以及上压头的面内自由度,在上压头压缩方向上施加位移载荷,加载应变率为0.001/s。加载压头和试件间的接触可通过显示求解分析中的通用接触算法进行定义,法向采用硬接触,切向摩擦系数设为0.3。

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图4 固体浮力材料的数值分析模型

Fig.4 Numerical analysis model of solid buoyant material

根据经典塑性理论的观点,可设固体浮力材料数值模型进入塑性变形后体积的改变为零,即

$\{\begin{array}{l} σ_{x} - σ_{m} = 2 G^{p} (ε_{x} - ε_{m}) \\ σ_{y} - σ_{m} = 2 G^{p} (ε_{y} - ε_{m}) \\ σ_{z} - σ_{m} = 2 G^{p} (ε_{z} - ε_{m}) \\ τ_{xy} = 2 G^{p} \frac{γ_{xy}}{2} \\ τ_{yz} = 2 G^{p} \frac{γ_{yz}}{2} \\ τ_{zx} = 2 G^{p} \frac{γ_{zx}}{2} \end{array}$ (1)

但是,固体浮力材料是由空心玻璃微珠填充物和乙烯基酯树脂基体复合而成的均质各向同性材料,其力学性能与传统的致密金属材料区别较大,主要有两个典型特征：即静水压力影响屈服强度和体积塑性可压缩。在单轴压缩实验过程中,固体浮力材料的体积在进入塑性屈服区域后发生了明显的变化。因此,在进行数值模拟计算时固体浮力材料的变形并不适合运用经典的全量理论,应该考虑进入塑性变形后体积的变化量。固体浮力材料的塑性体积应变为

$ε_{x}^{p} + ε_{y}^{p} + ε_{z}^{p} = θ^{p}$ (2)

总的体积应变为

$θ = θ^{e} + θ^{p}$ (3)

平均正应力为

$σ_{m} = Kθ = \frac{E}{1 - 2 μ} {ε_{m}}^{e} + \frac{E}{1 - 2 μ} {ε_{m}}^{p}$ (4)

应力偏量与应变偏量相似且同轴,即

$\{S\} = 2 G^{p} \{e\}$ (5)

其中

$G^{p} = \frac{E^{p}}{2 (1 + μ^{p})}$ (6)

为比例系数。

将公式(4)和公式(6)带入到公式(1)得到

$\{\begin{array}{l} σ_{x} - \frac{E}{1 - 2 μ} ε_{m}^{e} - \frac{E}{1 - 2 μ} ε_{m}^{p} = \frac{E^{p}}{(1 + μ^{p})} (ε_{x} - (ε_{m}^{e} + ε_{m}^{p})) \\ σ_{y} - \frac{E}{1 - 2 μ} ε_{m}^{e} - \frac{E}{1 - 2 μ} ε_{m}^{p} = \frac{E^{p}}{(1 + μ^{p})} (ε_{y} - (ε_{m}^{e} + ε_{m}^{p})) \\ σ_{z} - \frac{E}{1 - 2 μ} ε_{m}^{e} - \frac{E}{1 - 2 μ} ε_{m}^{p} = \frac{E^{p}}{(1 + μ^{p})} (ε_{z} - (ε_{m}^{e} + ε_{m}^{p})) \\ τ_{xy} = \frac{E^{p}}{(1 + μ^{p})} \frac{γ_{xy}}{2} \\ τ_{yz} = \frac{E^{p}}{(1 + μ^{p})} \frac{γ_{yz}}{2} \\ τ_{zx} = \frac{E^{p}}{(1 + μ^{p})} \frac{γ_{zx}}{2} \end{array}$ (7)

3.2 材料本构模型

基于固体浮力材料试件的准静态单轴压缩试验结果和体积变化的塑性理论,使用ABAQUS有限元软件中内置的各向同性硬化可压缩泡沫本构模型^[11]对固体浮力材料的本构特征关系进行定义。其屈服函数定义为

$f = \sqrt[]{{σ_{e}}^{2} + α^{2} {σ_{m}}^{2}} - B = 0$ (8)

式中屈服面形状影响影子 $α$ 定义为

$α = \frac{3 k}{\sqrt[]{9 - k^{2}}}, k = \frac{{σ_{u}}^{0}}{{σ_{h}}^{0}}$ (9)

其中 ${σ_{u}}^{0}$ 代表固体浮力材料单轴压缩初始屈服应力值; ${σ_{u}}^{0}$ 代表静水压缩初始屈服应力值。

$B = \sqrt[]{1 + {(\frac{α}{3})}^{2}} |σ ({\overset{̅}{ε}}^{pl})|$ (10)

代表屈服面椭圆大小,塑性特征应变 ${\overset{̅}{ε}}^{pl}$ 定义为

${\overset{̅}{ε}}^{pl} = \sqrt[]{[1 + {(\frac{β}{3})}^{2}] + ({ε_{e}}^{2} + \frac{1}{β^{2}} {ε_{v}}^{2})}$ (11)

其中参数 $β$ 定义为

$β = \frac{3}{\sqrt[]{2}} \sqrt[]{\frac{1 - 2 ν^{pl}}{1 + ν^{pl}}}$ (12)

固体浮力材料在单轴压缩状态下

$- ν^{pl} ε_{11}^{pl} = ε_{22}^{pl} = ε_{33}^{pl}$ (13)

由式(12)可得

$ν^{pl} = \frac{9 - 2 β^{2}}{18 + 2 β^{2}}$ (14)

由此得到有效塑性应变和体积应变为

$ε_{e} = \frac{1}{1 + {(\frac{β}{3})}^{2}} ε_{11}^{pl}, ε_{V} = \frac{\frac{β^{2}}{3}}{1 + {(\frac{β}{3})}^{2}} ε_{11}^{pl}$ (15)

和

${\overset{̅}{ε}}^{pl} = ε_{11}^{pl} = ε_{u}^{pl}$ (16)

于是可得

$B = \sqrt[]{1 + {(\frac{α}{3})}^{2}} |σ_{u} (ε_{u}^{pl})|$ (17)

根据上述分析,各向同性硬化可压缩泡沫本构模型利用单轴和三轴压缩状态下的材料压缩试验数据来刻画初始屈服面与加载曲面的演变特征,而后续屈服面仅需要通过单轴压缩试验结果,即可描述固体浮力材料在复杂应力状态下力学响应特征和变形机制。结合固体浮力材料试件的准静态单轴压缩试验数据,通过上述计算公式可得固体浮力材料塑性屈服应力和塑性应变间的关系^[12],弹塑性本构参数列于表1。

表1 固体浮力材料弹塑性本构特征参数

Table 1 Elastic-plastic data of solid buoyant material

Yield stress / MPa	Plastic strain
18.181 19.437	0.000
18.181 19.437	0.083
19.427	0.175
20.206	0.276
21.941	0.389
25.190	0.515
31.170	0.661
42.918	0.830

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4 结果分析

4.1 单轴压缩变形机制

先对不同高径比固体浮力材料试件变形机制数值模拟结果的有效性进行试验验证。以高径比 $\frac{H}{D} = 1.31$ =试件为例,其横向应变与轴向应变间的变化规律如图5所示。对试验测试(Exp)和数值模拟(FEM)结果的对比分析表明,两者的一致性较好,验证了数值分析模型变形计算结果的有效性。

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图5 固体浮力材料的横向-轴向应变仿真试验结果对比

Fig.5 Comparison of experiment and simulation results for solid buoyant material specimens

考虑到在单轴压缩载荷作用下不同高径比固体浮力材料试件的塑性变形主要集中在内部区域,选取中纵剖面应力演变云图来反应试件的轴向和横向变形演变机制,如图6所示。在初始弹性压缩阶段不同高径比试件均呈现出典型的均布压缩应力分布特征,内部核心承载区应力圆等值线边界随高径比的增大由中心区域向上下加载端扩展。当试件高径比达到2.05时内部核心承载区应力圆分为上下两部分,如图6e所示。随着轴向变形的增加横向变形逐渐明显,进入塑性屈服平台阶段后内部核心承载区应力圆等值线由中心区域向两侧横向扩展。当高径比不高于1.31时核心承载区应力圆等值线由中心区域向两侧扩展较为均匀,试件横向变形呈现对称分布特征。高径比达到2.05时内部核心承载区应力圆分化为上下两部分,使上下核心承载应力圆区域之间出现低应力区域。随着轴向变形的增加在低应力区域出现剪切滑移带,使试件的横向变形向单侧扩展而另一侧则出现收缩,从而使试件呈现出非对称式滑移变形特征,如图6e所示。固体浮力材料试件进入致密压实阶段后,当高径比不高于1.63时试件沿斜向45°方向均呈现对称式剪切变形特征,呈双凹圆盘状。当高径比达到2.05时,试件呈现一侧膨胀一侧凹陷的非对称式滑移变形特征。

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图6 固体浮力材料试件的变形仿真试验结果对比

Fig.6 Deformation comparison of experiment test and numerical simulation results for solid buoyant material (a) H/D=0.56 (b) H/D=1.00 (c) H/D=1.31 (d) H/D=1.63 (e) H/D=2.05

4.2 能量耗散特征

根据热力学定律,固体浮力材料的损伤、屈服和断裂破坏过程本质上都是能量耗散的结果,因此可从能量耗散的角度研究固体浮力材料的变形机制和破坏机理。

本文将试验研究与数值模拟分析相结合,对比分析固体浮力材料单轴压缩试验结束后的能量耗散分布特征。在分析过程中假定固体浮力材料试件与外载荷作用(这里是指万能材料试验机的压缩载荷)是一个封闭系统,并假定固体浮力材料试件在压缩过程始终处于平衡状态。根据能量耗散原理,在单轴压缩加载过程中加载压头对固体浮力材料试件所做的功即为固体浮力材料试件损伤破坏所耗散的能量。由此可得

$E_{w} = \int^{} F d u$ (18)

式中 $F$ 为万能材料试验机加载头的压缩载荷, $u$ 为压缩位移。外载荷对固体浮力材料试件所做的功 $E_{w}$ 等于外载荷 $F$ 对位移 $u$ 的积分。结合ABAQUS数值模拟分析结果,以高径比 $\frac{H}{D} = 1.31$ 试件为例,对外载荷所做功 $E_{w}$ 与压缩位移 $u$ 之间的变化曲线进行试验结果(Exp)和数值模拟结果(FEM)的对比分析,可知两者一致性较好,从而验证了该数值分析模型计算结果的有效性,如图7a所示。

在数值模型能量计算结果有效性验证的基础上进一步深入分析能量耗散分布,整体能量平衡可表示为

$E_{i} + E_{v} + E_{f} + E_{k} - E_{w} = E_{total}$ (19)

式中

$E_{i} = E_{e} + E_{p} + E_{c} + E_{a}$ (20)

为内能,E_v为粘性耗散能,E_f为摩擦耗散能, $E_{k}$ 为动能, $E_{w}$ 为外加载荷所做的功, $E_{total}$ 为上述能量分量的总和且为常数,在数值分析模型中通常有小于1%的误差。

式(20)中内能是能量的总和,包括可恢复的弹性应变能 $E_{e}$ 、塑性耗散能 $E_{p}$ 、粘弹性或者蠕变过程的耗散能 $E_{c}$ 以及伪应变能 $E_{a}$ ,伪应变能 $E_{a}$ 通常小于5%,伪应变能过大则表明必须对网格进行细划修改。

在整个加载过程中,外载荷对固体浮力材料试件所做的功绝大部分转化为内能,如图7b所示。内能中的绝大部分转化为非弹性不可恢复的塑性耗散能,能量耗散的主要区间段为塑性平台阶段,如图7c所示。试件的能量耗散历程包括三个阶段,初始线弹性阶段、塑性平台阶段和致密压实阶段。在初始线弹性阶段,固体浮力材料内部空心玻璃微珠和树脂基体均处于弹性变形阶段,其轴向压缩应变较小,因而能量耗散也较小。当压缩应力达到固体浮力材料初始屈服应力时,试件进入塑性平台区域且在较长的压缩变形区间内应力水平较为稳定。塑性平台区域为能量吸收的主要阶段,在此阶段内空心玻璃微珠不断出现压缩断裂破坏而吸收了大量的能量,约占总吸收能量的77.3%。当树脂基体内部的空心玻璃微珠被完全压实后试件进入致密压实阶段,在较小的压缩应变下载荷迅速上升。整体模型的能量耗散分布值,列于表2。

表2 数值模型能量吸收分布

Table 2 Energy absorption distribution of numerical model

Energy type	Value/J	Percentage/%
Total energy	255	100
Fricitional disspational energy	5	2.0
Viscous disspational energy	2	0.8
Kinetic energy	0.005	0.00002
Internal energy	243	95.3
Damage disspational energy	0	0
Plastic disspational energy	197	77.3
Creep disspational energy	0	0
Elastic strain energy	43	16.9
Artificial strain energy	3	1.2

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图7 数值模型能量耗散的组成

Fig.7 Energy absorption component of numerical model (a) Comparision of experiment and simulation (b) Global energy balance of simulation (c) Internal energy balance of simulation

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图8 不同高径比固体浮力材料的能量吸收曲线

Fig.8 Energy absorption curves of solid buoyant material in different height to diameter ratios (a) Energy-displacement curves (b) Specific energy-strain curves

不同高径比固体浮力材料试件的能量耗散特征曲线,如图8所示。对图8的分析结果表明,不同高径比固体浮力材料试件的能量耗散速率均随轴向应变的增加而增大。当固体浮力材料试件的截面尺寸一定时随着高径比的增大能量耗散速率逐渐下降,如图8a所示。但是,不同高径比固体浮力材料试件的比能量耗散速率却呈现不同的特点。当高径比高于1.31时比能量耗散速率停止下降并趋于稳定,如图8b所示。综合分析结果表明,固体浮力材料试件的高径比越小则损伤破坏吸收的能量增量也越大,压缩峰值应力后的破坏越呈现出塑性剪切破坏的特征。

5 结论

(1) 在准静态单轴压缩状态下不同高径比固体浮力材料试件都具有三阶段响应特征,包括线弹性承载阶段,塑性平台阶段和致密压实阶段,其中塑性平台阶段是固体浮力材料能量吸收的主要阶段。

(2) 固体浮力材料试件内部核心承载应力圆的扩展是压缩过程进入塑性平台阶段的一个标志,塑性平台阶段的变形特征以压缩膨胀为主。进入致密压实阶段后,随着高径比的增大试件的变形特征由对称式双凹圆盘变形转变为非对称式滑移变形。

(3) 固体浮力材料试件的初始屈服应力和轴向压缩刚度都随着高径比的增大而减小,而高径比的变化不影响线弹性模量。试件高径比越小受压后损伤破坏所吸收的能量增量越大,压缩峰值应力后越呈现出塑性剪切破坏特征,高径比越大越呈现压缩断裂的破坏特征。

The authors have declared that no competing interests exist.

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