Dynamic characteristics of the γ→α phase transition of cerium at room temperature
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摘要: 通过试样组件尺寸匹配设计的被动围压SHPB实验，获得了99.8%纯铈在1.7GPa静水压内的、包含γ↔α相变和逆相变过渡区的室温动态静水压-体应变连续曲线。研究显示：室温铈γ→α相变是具有明显滞后现象的一级相变，而非以往研究认为的体积跃变的一级相变；相变过渡区的静水压范围是0.8~1.3GPa。逆相变过渡区的静水压范围是0.6~1.1GPa；逆相变过渡区的静水压-体应变曲线滞后于相变过渡区的静水压-体应变曲线0.15GPa静水压；在相变和逆相变过渡区内，静水压-体应变曲线按照约4.2GPa体积模量的线性关系演化；演化机制为γ和α两相均匀混合、静水压驱动两相组份转化。基于该演化机制，构建了描述相变前后和相变过程的静水压-体应变响应的三段线性模型。Abstract: The γ→α phase transition of 99.8% purity cerium was investigated using the passive confined split Hopkinson pressure bar experiment under a hydrostatic pressure up to 1.7GPa and at room temperature, the relationship of the hydrostatic pressure with the volume strain covering the whole process of γ↔α phase transformation was obtained, and the hysteresis loop was observed. The results show that the γ→α phase transition is the first-order with hysteresis rather than the first-order with volume discontinuity as recognized in previous researches. The γ →α phase transition occurs under the hydrostatic pressure ranging from 0.8 GPa to 1.3 GPa, whereas the inverse phase transition occurs under the hydrostatic pressure ranging from 1.1 to 0.6 GPa. The hysteresis loop shows a gap of 0.15 GPa hydrostatic pressure between the curve of hydrostatic pressure and volume strain during the γ→α phase transition and that during the inverse phase transition. The curves of the hydrostatic pressure and volume strain during the γ↔α phase transition were linear with the bulk modulus of 4.2 GPa. The mechanism behind the γ↔α phase transition is that the hydrostatic pressure drives the conversion between the phases of γ and α, which coexist during the γ↔α phase transition. Based on the mechanism of phase transition, a tri-segment linear model was constituted to describe the response of the hydrostatic pressure and volume strain in the process of γ→α phase transition. The modeled curve is found to be in good agree with the experimental curve.
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Key words:
- cerium /
- phase transition /
- hydrostatic pressure /
- phase transition model
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轻质泡沫铝是一种具有高孔隙度的材料, 具有良好的吸声、吸能、隔热等特性, 在航空航天、汽车运输、船舶交通等领域获得广泛的应用。
当前, 对泡沫铝在常温下的动态力学性能有了探讨[1-2], 而在高温下力学性能的研究很少。M.Hakamada等[3]讨论了闭孔泡沫铝在准静态与中应变率(0.000 8~0.2 s-1)高温下的力学性能, 总结出泡沫铝的性能随温度的变化趋势与其基体材料类似; C.M.Cady等[4]研究了Alporas泡沫铝在低温下的动态力学性能, Alporas具有很强的温度依赖性。
随着航空航天技术的发展, 泡沫材料的应用范围也逐渐拓宽, 空间飞行器苛刻的环境温度以及穿透大气层摩擦生热导致的复杂环境, 使高温动态下泡沫铝力学行为及其机理的研究具有重要的意义。
由于轻质泡沫铝材料本身的分散性, 以及在动态加载过程中应变率效应与惯性效应的相互耦合的情况, 使对泡沫铝的应变率效应的研究具有一定的挑战, 也对高温下泡沫铝动态力学性能的探讨提出了更高的要求。
1. 高温下动态力学性能测试面临的问题
目前, 均匀性假定是分离式Hopkinson压杆的基本假定[5]。在常温下, 利用SHPB实验技术对轻质泡沫材料动态力学性能的研究主要面临两个问题:一个是在低速撞击下, 试件厚度造成的应力不均匀性(波动效应); 另一个是在高速撞击下, 泡沫结构破坏的局域化导致试件的应变/应力不均匀性, 主要由泡沫结构惯性效应引起[6-7]。前者要求缩减应力均匀化时间, 主要通过缩短试件厚度或通过整形器改变加载波形[8]实现。后者则需要控制打击杆速度, 不能太高, 要求试件的变形一定是“均匀变形模式”的[5], 在较高的撞击速度下, 泡沫材料先从冲击端开始变形, 对应变形模式的“冲击模式”[6-7], 此时冲击端的应力远大于后面支撑端的应力[9]。
为解决第一个问题, 我们采用石英晶体片技术检测两端应力, 并确定试件厚度为15 mm保证试件应力的均匀性[10], 如图 1(a)所示。利用石英片检测的试件前后端面应力较一致(消除了薄片惯性力造成的实验误差), 如图 1(b)所示。
为解决第二个问题, 我们采用了两次撞击测量方法[11], 如图 2(a)所示。通过两次实验分别测量试件在同一撞击速度下冲击端与支撑端的应力, 通过此方法获得的两端应力可代表试件在“一次撞击”过程中两端的应力, 利用此测量方法可以探讨试件在高速撞击过程中的应力均匀性, 并可研究泡沫材料在不同撞击速度下对应的三种变形模式[9]:均匀模式, 过渡模式, 冲击模式。冲击模式下冲击端与支撑端的应力曲线显示, 在高速撞击下, 试件的应力并不满足均匀性假定, 如图 2(b)所示。
综上所述, 常温动态加载下泡沫材料两端的应力可以通过如图 1(低速下)、图 2(高速下)所示的测试技术获得, 但高温动态下材料力学性能的实验技术更加复杂。首先, 动态高温下, 图 1所示的石英晶体片技术难以应用; 其次, 图 2(a)所示的测量冲击端应力的实验方案已难以实施(见2.1节)。因此, 发展高温、动态加载下泡沫材料两端应力的测量技术很有必要。
本文中, 主要在Hopkinson压杆的基础上设计一种高温动态实验技术, 重点测量高温动态加载下泡沫材料的两端应力。利用较长的打击杆作为子弹直接撞击Hopkinson杆, 可以有效地检测高温、动态加载下轻质泡沫铝试件两端的应力曲线。采用此实验方案, 观察泡沫铝均匀变形所对应的有效撞击速度, 可利用传统的分离式Hopkinson压杆实验得到泡沫铝在高温动态下的应力应变曲线。
2. 高温下两端应力的检测
2.1 实验方案
以前, 通过两种改进的Hopkinson压杆实验装置(见图 2), 分别检测试件在常温下冲击端与支撑端的应力曲线, 证实了随着撞击速度的提高, 泡沫铝两端应力差越大, 变形越不均匀[11]。但是在测量冲击端应力的实验中(见图 2(a)), 试件与打击杆黏结在一起, 难以对试件进行加热与保温, 所以此方案很难应用在高温实验中。
因此, 我们设计了一种直接撞击法检测高温下冲击过程中试件两端的应力曲线, 可以检测高温高速加载下试件的变形模式, 如图 3所示。
枪管内是1 750 mm长的打击杆, 贴在杆端的应变片可直接测量冲击端的应力曲线。采用较长的打击杆, 一方面可保证应变片信号在测试的时间(600 μs)内不受反射波的干扰, 另一方面可以确保打击杆在气枪中有较长的加速段, 以达到较高的撞击速度。右边安置的是长度为4 000 mm的支撑杆, 通过支撑杆上的应变片可测量支撑端的应力曲线。打击杆和支撑杆的杆材为超硬铝, 直径37 mm, 打击杆通过长导管确保对心碰撞。
高温炉能对静止的试件进行加热并保温, 在高温炉的侧面还开有石英玻璃窗口, 可利用高速CCD拍摄高温下的试件高速变形过程。基于周国才等[12]对封闭式高温炉SHPB实验技术进行的探讨以及在处理数据时对温度梯度的修正方法, 采用长杆直接撞击Hopkinson杆实验可以得到可靠的结果。
2.2 实验结果
通过直接撞击实验得出了泡沫铝试件在不同速度和温度下冲击端与支撑端的应力曲线, 如图 4~5所示。在撞击速度v≈6.5m/s下, 无论是室温25 ℃还是高温350 ℃的环境, 冲击端与支撑端的应力具有很好的重合性, 试件变形为均匀模式。随着撞击速度的增加(17~26 m/s), 25 ℃下两端的应力重合性尚好, 但是在350 ℃的环境温度下, 冲击端与支撑端应力的差异越来越明显, 变形模式已不再均匀。以上结果表明, 在同一撞击速度下, 温度越高, 试件两端的应力均匀性越差, 增加温度与提高撞击速度均会导致泡沫铝材料冲击端与支撑端的应力不均匀性。
图 4 不同撞击速度下的两端应力曲线(25 ℃)Figure 4. Stress curves of two ends under different impact velocity (25 ℃)
图 5 不同撞击速度下的两端应力曲线(350 ℃)Figure 5. Stress curves of two ends under different impact velocity (350 ℃)3. 泡沫铝高温下的SHPB实验
在传统的分离式Hopkinson压杆实验中, 对于波阻抗较低的材料(如肌肉、泡沫材料等), 可以通过石英晶体片技术, 检测试件在常温下前端面与后端面在SHPB动态加载过程中的应力均匀性, 但限于实验条件, 并未对高温下SHPB实验的应力均匀性进行检测, 由实验结果(见图 4~5)可以看出, 在高温下试件的应力均匀性更难满足。
在SHPB实验中, 弹性波在试件中经过三四个来回的反射, 才可满足“均匀性”假设的要求[13-14]:
tequ=n2L1c1(T) (1) c1(T)=√E(T)ρ (2) 式中:tequ为应力均匀所需的时间, n为弹性波在试件中来回传播的次数, c1(T)和E(T)分别是弹性波在试件中传播的波速与弹性模量。
从实验结果可以直观看出, 高温下的应力均匀性变差。对泡沫试件, 随着温度的升高, E(T)逐渐降低, c1(T)也降低, 温度越高, c1(T)越小, 应力均匀所需的时间tequ也较长。
在SHPB实验中, 通过整形器技术改变入射波上升沿, 可使试件尽早达到应力均匀状态[8, 15]。由于SHPB石英晶体片技术在高温下难以应用, 两端应力难以获取, 因此我们设计了长杆直接撞击Hopkinson杆实验方案检测两端应力, 通过实验得出在高温、同一撞击速度下, 两端应力的不均匀性更严重, 对于低波阻抗材料的SHPB高温实验, 更需检测其应力均匀性。
在高温350 ℃下, 速度19.55 m/s时两端应力尚存在一些差别, 并不显著, 但速度26.20 m/s时已呈现明显的差别。因此可以确定, 在此高温下需保证两端应力相对均匀的冲击速度v≤19 m/s, 低于这个速度一定可基本消除应力不均匀的影响。同时, 取试件的尺寸∅32 mm×15 mm、密度0.315~0.335 g/cm3, 可以消除尺寸效应与密度分散性的影响[10]。
轻质泡沫铝材料在高温下的SHPB实验装置如图 6所示, 子弹长度800 mm, 入射杆、透射杆均2 000 mm。原始波形如图 7所示, 其中入射波、反射波用电阻应变片测量, 透射波用半导体应变片测量, 每种应变率3次重复实验。不同温度、不同应变率下的工程应力应变曲线如图 8所示。在350 ℃、1 000 s-1下, 对应的子弹速度约16 m/s, 小于在此高温下保持两端应力均匀的冲击速度(约19 m/s), 因此所得到的实验结果有效。图 8中还给出泡沫铝在静态(0.001 s-1)、高低温下的应力应变曲线, 比较表明, 此泡沫铝在高低温下均具有一定的应变率效应, 且高温下的应变率效应比常温下更显著。
图 8 不同应变率、高低温下的应力应变曲线Figure 8. Stress-strain curves under different strain-rates, temperatures4. 总结
通过对Hopkinson压杆装置的改进, 设计了直接撞击法实验方案, 采用长子弹撞击, 成功检测出高温高速下泡沫铝试件冲击端与支撑端的应力。实验结果指出, 在同一撞击速度下, 温度越高, 试件两端的应力均匀性越差, 增加温度与提高撞击速度均会加剧试件两端的应力不均匀性。利用直接撞击的实验结果, 确定了泡沫铝在350 ℃高温下的保证均匀变形的撞击速度, 再通过传统的分离式Hopkinson压杆实验得出泡沫铝在高温动态下的力学性能, 实验表明泡沫铝在高低温下均具有一定的应变率效应。
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图 2 室温铈的静水压-体应变曲线
Figure 2. Curves of hydrostatic pressure and volume strain of cerium at room temperature
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