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閉孔泡沫鋁的力學性能

為了更有效的利用泡沫鋁的吸能、緩沖、承載功能，需要對泡沫鋁的力學行為進行深入研究。影響泡沫金屬的力學行為的因素可以分為兩類：一類因素反映出泡沫金屬結構的參數，如泡孔的形狀和大小、泡沫金屬的相對密度；另二類則是泡沫金屬的基體材料同有的材料特性，比如密度、楊氏模量、屈服強度、斷裂強度、熱傳導系數、熱膨脹系數、比熱等參數。

(1)閉孔泡沫鋁的靜態力學性能

泡沫材料細觀形貌的復雜性，使得對于泡沫材料無法像對蜂窩材料那樣進行精確分析，通常采用量綱分析的方法。也就是選取某種適當幾何形狀的胞體單元模型，分析其力學性質同相對密度、基體材料常數的關系。這種關系只是按照量級估計的，表達式中保留有一些待定常數，而這些待定常數通常需要通過實驗測定。實踐證明，這種量綱分析的結果只依賴于假定的變形模式，對選取的胞體模型不敏感。關于泡沫鋁力學性能的描述，Gibson和Ashby所做的大量工作具有指導意義。他們在總結前人的研究成果的基礎上，結合自己的研究成果，對泡沫材料力學性能進行了較為全面、細致的闡述。

Gibson和Ashby認為泡沫材料分成三種，即彈性體泡沫(如泡沫橡膠等)、彈塑性泡沫(如泡沫金屬等)以及脆性泡沫(如泡沫陶瓷等)。也就是說泡沫鋁屬于彈塑性泡沫，采用正立方體胞體模型來描述泡沫材料，對于閉孔泡沫材料，彈性變形模式是受棱桿的彈性屈曲與封閉胞壁的延展的影響。由此得-+到泡沫材料的模量和相對密度的關系為：

E°/E_s=C₁φ²（ρ°/ρ_s）²+Cˊ₁（1-φ）（ρ°/ρ_s）           (2-22)

式中，E°為泡沫鋁的樣式模量，E_s為泡沫鋁基體材料的楊氏模量，p°為泡沫鋁的密度，ρ_s為泡沫鋁基體的密度，φ為表征泡孔結構的參數，O≤φ≤10，C₁，Cˊ₁為常數。Gibson和Ashby通過對大量的實驗數據的分析和擬合得：

C₁≈Cˊ₁≈1                                       (2-23)

當應變繼續增大，進入屈服平臺段后，對于低密度彈性泡沫鋁，通常的變形模式是胞壁或棱桿的彈性屈曲，按照桿的彈性屈曲理論可以求出相應的臨界應力為：

σ^o_ys /σ_ys≈0.05（ρ^o/ρ_s）                (2-24)

對于密度較高的彈塑性泡沫，由于胞壁或棱桿較厚，在發生可能的屈曲之前材料已經進入塑性，于是其失效主要由塑性坍塌機制所控制。這時塑性極限載荷與基體材料的屈服應力有關，極限載荷可表示為：

σ^o_ys /σ_ys≈0.3[φ（ρ^o/ρ_s）]^3/2 + （1-φ）（ρ^o/ρ_s）       (2-25)

最后材料進入壓實段，并給出了初始壓實應變為：

σ_d=1-1.4（ρ^o/ρ_s）                           (2-26)

以上關系都成之為Ashby-Gibson關系，經常被應用于泡沫鋁的力學性能的研究。

(2)閉孔泡沫鋁的動態力學性能

閉孔泡沫鋁作為沖擊吸能和防護材料，僅僅準靜態條件下的力學性能和吸能性并不能作為評價泡沫材料在沖擊條件下吸能性和進行防護設計的依據，因為在沖擊條件下，隨著加載或變形速度的提高，泡沫鋁的變形機制、應力一應變響應都將發生變化，強度隨之上升，即產生所謂的應變率效應，因此，要求不僅要了解泡沫鋁的靜態力學性能，還要了解其動態力學性能。

閉孔泡沫鋁在動態力學性能中也顯示出了典型的變形三階段：線彈性階段。塑變崩潰階段，致密化階段。線彈性階段：泡沫鋁的線彈性階段存在于較小的應變范圍內，一般ε<0.05,此區間內應力-應變為直線，直線的斜率為泡沫鋁的表觀楊氏模量。平臺區泡沫鋁的崩潰是按下述機理進行的：由于多孔材料中組織的不均勻性，必然導致塑性變形的不同時性。材料破壞首先出現在最弱的孔洞處，導致含有此孔洞且與外力垂直的平面內產生應力集中，破壞隨后在此層中擴展，而此時其余的孔洞仍處于彈性變形階段。由于此層孔洞的壓實，作用在此層上的應力暫時得到釋放，但隨應變的增加，此壓實層上、下兩層未破壞的孔洞重新相互接觸，破壞在新的層內進行并重復上述過程，使材料逐層被壓實。根據Ashby和Gibson的開孔泡沫模型可推知：

σ_f/σ_s∝（t/l）³                                   (2-27)

式中：σ_f，σ_s分別為泡沫鋁和固體鋁的強度。由于在整個泡沫鋁樣品中，孔洞大小、分布比較均勻，可認為t/l為一常量，故σ_f為一常量，在應力-應變曲線上呈現平臺區。致密化階段：當泡沫鋁中幾乎所有的“孔洞”都被壓垮，以致于胞壁相互接觸時，進一步的應變越來越多地由基體材料本身所提供，從而產生加工硬化現象，導致壓縮應力隨應變的增加而急劇增高。