葉想平，南小龍，段志偉，俞宇穎，蔡靈倉，劉倉理

（1. 中國工程物理研究院流體物理研究所沖擊波物理與爆轟物理重點實驗室，四川 綿陽 621999；2. 中國工程物理研究院，四川 綿陽 621999）

自1949 年Kolsky 建立分離式霍普金森壓桿（split Hopkinson pressure bar, SHPB）實驗技術(shù)以來，SHPB 實驗技術(shù)在此后的近百年里獲得了長足發(fā)展，為了滿足工程和科學研究的需要，也不斷演變出其他動態(tài)加載（拉伸、扭轉(zhuǎn)、剪切、圍壓等）和診斷技術(shù)，但SHPB 始終是成熟度最高、使用最廣泛的實驗技術(shù)。SHPB 實驗技術(shù)建立在3 個基本假設基礎上：（1）一維應力假設；（2）應力均勻性假設；（3）壓桿彈性假設。實驗過程中需對壓桿材質(zhì)，壓桿與樣品的幾何尺寸、表面狀態(tài)、擺放姿態(tài)（同軸度）、端面摩擦效應消除和修正等提出較高要求，才能夠滿足以上假設，進而保證實驗數(shù)據(jù)的準確性和可靠性。如果實驗設計和實施過程中出現(xiàn)失誤，無法滿足以上假設，將會導致實驗數(shù)據(jù)出現(xiàn)較大偏差，甚至得出錯誤的研究結(jié)論。在以上眾多影響SHPB 實驗結(jié)果準確性和可靠性的因素中，樣品與壓桿端面摩擦效應對材料塑性流動應力的影響是普遍關(guān)注的一個問題。

金屬樣品外表面機加狀態(tài)良好，粗糙度較低時，二硫化鉬（MoS）等潤滑劑能夠有效降低樣品端面摩擦力，但在某些特殊工況下，樣品外表面無法達到較高精度。例如：鈹作為聚變堆中的重要結(jié)構(gòu)材料，普遍認為機械加工會在其外表面引入亞毫米級的機加損傷區(qū)（張鵬程等認為該機加損傷區(qū)厚度可達0.5 mm），且常規(guī)退火無法完全消除機加損傷區(qū)內(nèi)的損傷微結(jié)構(gòu)和殘余應力，因此，實驗前采用腐蝕液化學腐蝕掉機加鈹樣品外表面的損傷區(qū)是常用的消除機加損傷區(qū)影響的方法。然而，化學腐蝕都是從活性較高的晶界等缺陷位置開始，樣品外表面的腐蝕速率無法統(tǒng)一，這必然導致化學腐蝕后樣品尺寸精度降低，尤其是外表面粗糙度增加等問題出現(xiàn)。腐蝕后樣品表面粗糙度增加會提高樣品端面摩擦力，因此，能否有效降低表面粗糙度較高樣品的端面摩擦力，直接決定著SHPB 實驗結(jié)果的準確性和置信度。

本文中，采用SHPB 實驗技術(shù)，研究3 種表面粗糙度紫銅樣品在MoS充分潤滑和完全不潤滑條件下的本構(gòu)性能，以期獲得樣品表面粗糙度以及潤滑效果對端面摩擦力和最終應力-應變曲線的影響。

1 實 驗

為了盡可能避免樣品尺寸、加載狀態(tài)浮動、應變率效應等因素對樣品表面粗糙度和潤滑效果對端面摩擦力的影響，SHPB 實驗中采用直徑10 mm 的馬氏體鋼壓桿，壓桿端面和外表面粗糙度（）均為0.8 μm，加載彈速控制在（17±0.5）m/s，樣品與壓桿的同軸度優(yōu)于0.1 mm（安裝工藝保證），樣品選用應變率效應不敏感的紫銅，樣品尺寸統(tǒng)一為 ? 4 mm×4 mm，如圖1 所示，機加端面粗糙度分別為0.8 和1.6 μm。將端面粗糙度為1.6 μm的紫銅樣品放入稀硝酸中腐蝕8 h 后，獲得端面粗糙度為3.2 μm 的腐蝕樣品。

圖1 紫銅樣品尺寸（單位：mm）Fig. 1 Dimensions of the copper specimen (unit: mm)

采用掃描電子顯微鏡（scanning electron microscope, SEM）和原子力探針觀測表面粗糙度為0.8、1.6 和3.2 μm 樣品的實驗端面。顯微分析結(jié)果證實，3 種狀態(tài)樣品的表面粗糙度存在顯著差異，如圖2 所示，圖中上方為SEM 圖像，下方為原子力探針獲得的表面圖像。SEM 顯微分析結(jié)果表明，機加粗糙度為0.8 μm 的樣品端面存在非常均勻的圓形車刀痕跡，進刀量約為5 μm，樣品中心無凸臺；機加粗糙度為1.6 μm 的樣品端面的圓形車刀痕跡非常不均勻，進刀量約為10 μm，且樣品中心存在凸臺；酸蝕樣品端面存在大量腐蝕坑，已無法觀測到車刀痕跡。原子力探針顯微分析的觀測區(qū)域均為100 μm×100 μm，觀測區(qū)域在半徑約為1 mm 的圓周上。將原子力顯微觀測結(jié)果導入Nanoscope Analysis 后處理軟件，通過軟件自動分析獲得3 種狀態(tài)樣品觀測區(qū)域的表面粗糙度實測值分別為73、534（該樣品觀測區(qū)域的部分測量點起伏超出測量儀器的最大量程4 μm，實際值應略大）、840 nm（該樣品觀測區(qū)域表面起伏太大，大量數(shù)據(jù)點超出了4 μm 的儀器量程，實際值應更大）。樣品端面粗糙度實測值顯著低于機加要求的表面粗糙度數(shù)值，推測可能是由于觀測區(qū)域太小以及部分測量點超出儀器量程導致的。但實測粗糙度的相對數(shù)值與要求的0.8、1.6 和3.2 μm 較接近，因此，依舊用0.8、1.6 和3.2 μm 表征3 種樣品的端面粗糙度。

圖2 不同粗糙度樣品端面顯微分析結(jié)果Fig. 2 Microscopic analysis results of copper samples with different roughnesses

2 實驗結(jié)果

采用MoS作為潤滑劑，對3 種表面粗糙度的紫銅樣品分別在完全潤滑和完全不潤滑（干摩擦）兩種狀態(tài)條件下開展SHPB 動態(tài)壓縮實驗。實驗結(jié)果如圖3 所示，圖中Cu4×4-0.8-RH-1～Cu4×4-0.8-RH-3 表示紫銅樣品機加尺寸為 ? 4 mm×4 mm，端面粗糙度為0.8 μm，在MoS完全潤滑的條件下開展SHPB 實驗的第1～3 發(fā)實驗；Cu4×4-0.8-WRH-1～Cu4×4-0.8-WRH-3 表示紫銅樣品機加尺寸為 ? 4 mm×4 mm，端面機加粗糙度為0.8 μm，在完全無潤滑的條件下開展SHPB 實驗的第1～3 發(fā)實驗，依此類推。實驗樣品幾何尺寸、彈速和回收試樣形狀匯總?cè)绫? 所示。

當樣品端面機加粗糙度為0.8 μm 時，完全潤滑樣品的應力-應變曲線實驗結(jié)果重復性良好，無潤滑樣品應力-應變曲線的一致性也較好，但屈服強度和整體塑性流動應力水平更高，如圖3(a)所示。這主要是由于端面無潤滑時引入的較大端面摩擦力提高了樣品的塑性流動應力水平，與此同時，樣品端面摩擦力提高了樣品的應力狀態(tài)復雜程度，這也導致無潤滑樣品應力-應變曲線分散性略有增加，并使得回收樣品為鼓形，如表1 所示。當樣品端面機加粗糙度為1.6 μm 時，完全潤滑樣品的應力-應變曲線實驗結(jié)果重復性依舊較好（回收樣品略帶鼓形），且優(yōu)于無潤滑狀態(tài)樣品（回收樣品為鼓形），如圖3(b)和表1 所示。但二者的應力-應變曲線在塑性流動段幾乎重合，且與端面粗糙度為0.8 μm 的無潤滑樣品的塑性流動段也幾乎重合，如圖3(d)所示（匯總所有實驗數(shù)據(jù)，并根據(jù)GJB3756-99 中的B 類評估方法，置信因子取1.732）。這表明MoS已經(jīng)無法有效降低端面粗糙度為1.6 μm 的樣品的端面摩擦力。當樣品端面粗糙度為3.2 μm 時，潤滑和無潤滑樣品的應力-應變曲線整體幾乎重合，難以區(qū)分，且各自應力-應變曲線的一致性均較差（回收樣品的鼓形也更顯著），如圖3(c)～(d)和表1 所示。圖3(c)中的數(shù)據(jù)分散性大可能存在以下原因：（1）酸蝕后由較大表面粗糙度引入的端面摩擦力進一步強化了樣品的應力狀態(tài)復雜程度，導致樣品的應力-應變曲線分散性也進一步增大；（2）由于酸蝕是由點到面的腐蝕過程，導致腐蝕后樣品輪廓尺寸精度較低（幾乎所有腐蝕樣品直徑在兩個相互垂直方向上的實測值均相差0.02 mm 左右，表明腐蝕后的樣品已不是標準圓柱體），導致測量得到的樣品尺寸值（二次測量平均值）與實際值存在較大誤差，進而增加了實驗數(shù)據(jù)的分散性。圖3(d)中酸蝕后樣品應力-應變曲線的塑性流動應力水平也整體較低，這可能是由于酸蝕在樣品外壁面引入的腐蝕缺陷充當了預置損傷的角色，降低了材料的整體強度。

圖3 不同粗糙度紫銅的SHPB 實驗結(jié)果Fig. 3 Experimental results of copper with different roughnesses

表1 樣品尺寸和彈速實測值以及回收樣品形狀Table 1 Measured values of sample size and velocity, and the shapes of recovered samples

表1（續(xù)）Table 1 (Continued)

3 分析與討論

由以上3 種不同表面粗糙度紫銅樣品在完全潤滑和完全無潤滑兩種工況條件下的常溫SHPB 實驗結(jié)果可以看出，樣品表面粗糙度越大，引入的端面摩擦力越大，數(shù)據(jù)的分散性也越大，置信度越低，如圖3所示。表面粗糙度為0.8 和1.6 μm 的樣品在充分潤滑條件下的實驗結(jié)果雖然存在一定偏差，但整體差異低于5%，這在不過分追求實驗數(shù)據(jù)置信度的工況條件下是可以接受的。與此同時，部分材料（尤其存在織構(gòu)和非均勻性較大的材料）自身性能的分散性可能大于5%，且常規(guī)金屬樣品外表面很容易達到1.6 μm 的機加粗糙度，這導致關(guān)于樣品外表面粗糙度微小差異對SHPB 實驗結(jié)果影響的量化分析研究一直較少。但部分特殊工況條件下，樣品外表面難以達到1.6 μm 的粗糙度，例如傳統(tǒng)機加會在鈹?shù)炔牧系耐獗诿嬉胼^大的機加損傷區(qū)，從而影響實驗數(shù)據(jù)的準確性，因此實驗前通常采用腐蝕液腐蝕掉一定厚度的樣品外壁面來避免機加損傷區(qū)對材料性能的影響，這就導致最終樣品的表面粗糙度較大?；谝陨喜煌植诙茸香~的SHPB 實驗結(jié)果可知，腐蝕會顯著增加樣品的表面粗糙度，進而提高樣品的端面摩擦力，且MoS并不能有效消減端面粗糙度大于1.6 μm 的樣品的端面摩擦力。采用SHPB 實驗技術(shù)研究表面粗糙度較大樣品的本構(gòu)關(guān)系時，需采取更有效的潤滑措施消減樣品端面的摩擦力，或在數(shù)據(jù)處理過程中扣除端面摩擦力的影響，對原始數(shù)據(jù)做必要的修正，才能夠獲得置信度較高的實驗數(shù)據(jù)。

相同加工工藝條件引入的機加損傷深度基本固定。因此，研究鈹?shù)却嬖谳^強機加損傷行為的材料的本構(gòu)關(guān)系時，可通過提高樣品尺寸的方式降低機加損傷區(qū)域的體積占比，從而減小機加損傷區(qū)域?qū)Σ牧险w力學性能的影響，機加損傷區(qū)的體積占比為1 -(1-2δ/)(1-2δ/) ，樣品的初始設計尺寸（和）越大，機加損傷區(qū)的體積占比就越小，如圖4 所示。假定機加損傷區(qū)厚度恒定為0.5 mm，則機加損傷區(qū) ? 2 mm×2 mm、?4 mm×4 mm 和? 6 mm×6 mm 樣品的體積占比分別為87.5%、57.8%和42.1%。但如果想量化評估機加損傷區(qū)對材料本構(gòu)關(guān)系的影響，還需進一步評估樣品尺寸效應、加載狀態(tài)（應變率效應）等因素的影響，相關(guān)工作將在后續(xù)研究中作更詳細的介紹。

圖4 機加損傷區(qū)相對樣品的占比示意圖Fig. 4 Schematic diagram of volume ratio of the machined damage region

4 結(jié) 論

通過機械加工和腐蝕液腐蝕的方式制備了3 種不同典型表面粗糙度的紫銅樣品，并基于SHPB 實驗技術(shù)在MoS充分潤滑和完全無潤滑兩種工況下，研究了樣品粗糙度和端面潤滑對紫銅SHPB 動態(tài)壓縮本構(gòu)實驗結(jié)果的影響，得出以下結(jié)論。

（1）樣品表面粗糙度越大，引入的端面摩擦力越大，樣品的受力狀態(tài)越偏離一維應力狀態(tài)，導致動態(tài)壓縮應力-應變曲線數(shù)據(jù)的分散性越大。

（2）MoS能夠有效消減表面粗糙度為0.8 μm 的樣品的端面摩擦力，但對表面粗糙度大于1.6 μm 的樣品端面摩擦力的消減效果極為有限。

（3）開展表面粗糙度較大（＞1.6 μm）樣品的SHPB 實驗研究時，需采用比MoS更有效的潤滑措施消減端面摩擦力，或在數(shù)據(jù)處理時扣除端面摩擦力的影響，對實驗數(shù)據(jù)進行修正才能夠獲得準確的實驗數(shù)據(jù)。

（4）采用腐蝕液腐蝕材料外表面的方法雖然能夠有效消除鈹?shù)炔牧贤獗诿娴臋C加損傷區(qū)，但會顯著降低樣品尺寸精度，尤其是會提高樣品端面粗糙度，進而提高端面摩擦力，降低實驗數(shù)據(jù)的準確性和置信度。通過提高鈹樣品的幾何尺寸，降低機加損傷區(qū)的體積占比，從而降低機加損傷區(qū)的影響程度或許是獲取鈹材料高精度動態(tài)本構(gòu)關(guān)系參數(shù)的一個可行方法。