Rail-guided static/dynamic biaxial tensile test technique
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摘要: 基于液压伺服高速加载系统，发展了一种材料双轴拉伸力学性能测试技术。利用锥面接触导向驱动方法，把加载锤竖直方向的驱动力转化为水平方向的双轴驱动力，从而实现对十字形试样平面双轴加载。借助有限元数值模拟手段优化了锥面接触角和十字形试样尺寸。当接触锥角为45°时，既有较好的水平驱动转化效率，同时又保持较小的接触力，确保水平驱动加载各组件在弹性变形范围内，可多次重复使用。确定了加载臂狭缝个数、狭缝与减薄区边缘长度和标距段厚度等试样设计关键参数，在十字形试样测试标距段内实现了均匀变形。设计了测力夹持一体化导杆和非接触光学全场应变测试系统，准确获得了试样的应力和应变。利用此平面双轴拉伸加载装置，开展2024-T351铝合金板单轴拉伸实验和激光探测同步性验证实验，验证装置设计的可行性；开展铝合金板材在不同加载速率下的双轴拉伸实验，得到在双轴加载下铝合金板材应力应变曲线，并与单轴加载下实验结果进行了对比分析。
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关键词:
- 双轴拉伸 /
- 十字样品 /
- 各向异性力学性能 /
- 2024-T351铝合金板
Abstract: Based on the Zwick HTM-5020 hydraulic servo high-speed loading system, a planar biaxial tensile test technique was developed. The biaxial tensile loading device is mainly composed of a cross-shaped cone hammer head, a loading force arm, a cross guide slide rail, and a sample clamping guide rod. The driving force in the vertical direction of the loading hammer is transformed into the horizontal driving force by using the cone contact method, so as to realize the plane biaxial loading of the cruciform specimen. The contact angle of the cone surface and the cruciform specimen geometry was optimized using an Abaqus FEM code. The simulation results show that: (1) when the contact cone angle is 45 °, the horizontal driving conversion efficiency is better and the contact force is smaller than those of others, so that the components loaded by the horizontal driving within the elastic deformation range can be used repeatedly; (2) the key parameters of the cruciform specimen, such as the number of the slits in the loading arm, the length of the slit edge and thinning area, and the thickness of the gauge section, are obtained, so as to realize the uniform deformation of the cruciform specimen in the gauge section. A guide rod integrated measuring force-clamping specimen and a noncontact digital image correlation technique for the measurement of strain were employed in the planar biaxial tensile test device. By using the planar biaxial tensile loading device, the uniaxial tensile test and laser detection synchronicity verification experiment of aluminum alloy plate were carried out to verify the feasibility of the device design. The biaxial tensile tests of the aluminum alloy plates under different strain rates were performed, and the stress-strain curves of the 2024-T351 aluminum alloy sheet under biaxial loading were obtained, which were compared with the results under uniaxial tensile loading. -
在持枪作案、恐怖袭击等案件或事故的调查中，经常需要对现场进行弹道重建[1-2]。而木材是城市中家具制作和建筑结构中的常用材料，弹丸对木材的冲击试验是弹道重建研究中的一种重要技术手段，试验中靶板上留存的弹坑深度或弹头穿透靶板的能量损耗可以对射击位置和射击角度的判定提供依据[3-4]。科研工作者针对装甲毁伤以及防护工作进行过大量的弹丸或破片高速冲击试验[5-8]，木质靶板在侵彻试验中应用较少。木制材料中25 mm厚松木靶曾被看作人员模拟靶[9]；法医和刑侦人员针对弹道重建进行过一些其他木质材料的侵彻试验，通过记录子弹轨迹，可以使研究人员更好地理解所发生事件的性质和顺序。当前的研究主要集中在临界跳弹角和跳弹或穿孔后弹头的偏斜[10-12]。其中，Kerkhoff等[10]采用2种口径的手枪弹对4种不同密度的木材进行过弹道侵彻试验，研究发现，弹头发生跳弹的临界角度与弹头口径和木材特性相关，并且弹头发生跳弹的临界角度与木材的密度和硬度存在极强的线性关系；Mattijssen等[13]对石膏板、中密度板和金属板进行了不同角度的侵彻试验，提出根据靶板厚度以及材料特性应选用合适的测量方法，以减小系统误差，提高测量的准确度和精确度，其中探针法、椭圆法和带入法三种测量方法最为常见。考虑到木材中，中密度板（medium density fiberboard, MDF）是一种廉价的建筑材料，广泛应用于家具、橱柜和其他室内建筑。因此，开展手枪弹侵彻MDF的弹道特性研究可以为涉枪案件的快速侦破提供数据支撑。
本文中以MDF为研究对象，通过开展不同速度、不同弹着角手枪弹侵彻MDF的试验，获得弹头侵彻MDF的深度、弹头入射速度和出射速度等关键信息，并对试验结果进行分析，建立弹头侵彻密度板的数值仿真模型，进一步分析弹头侵入MDF后的弹道特性。
1. 试 验
1.1 试验装置及方法
试验装置由9 mm弹道枪、不同装药量的9 mm手枪弹、厚度为25 mm的MDF和靶架（靶架角度可调节）组成，其中弹头质量为8 g。试验中通过光幕靶和高速摄影分别获得弹头的入射速度（v1）和出射速度（v2）。试验时靶板距离枪口10 m，手枪弹射击距离较短时（9～18 m），弹道轨迹可看作是一条直线，出枪口到MDF的距离始终相等，因此每发试验弹着点具有一致性。
1.2 试验数据
表1为手枪弹侵彻MDF试验的有效数据，表中：θ为着靶角度，P1为靶板厚度方向上弹头侵彻密度板的深度，ΔE为弹头贯穿或者嵌入MDF状态时弹头损失的能量。
表 1 弹头侵彻中密度纤维板的试验数据Table 1. Tested data of bullet penetrating medium density fiberboard试验 θ/（°） v1/（m·s−1） v2/（m·s−1） P1/mm ΔE/J 试验编号 θ/（°） v1/（m·s−1） v2/（m·s−1） P1/mm ΔE/J 1 90 395 343 25.00 153.5 11 90 56 0 3.57 12.5 2 90 250 189 25.00 107.1 12 90 43 0 2.42 7.5 3 90 221 154 25.00 100.5 13 60 385 331 25.00 153.5 4 90 212 143 25.00 98.0 14 60 214 151 25.00 92.0 5 90 177 95 25.00 89.0 15 45 384 322 25.00 175.1 6 90 170 94 25.00 80.3 16 45 205 122 25.00 108.6 7 90 132 19 25.00 68.3 17 30 372 283 25.00 233.2 8 90 111 0 13.80 49.3 18 30 245 121 25.00 60.1 9 90 95 0 10.80 36.1 19 30 201 0 9.72 0 10 90 92 0 9.34 34.1 20 30 86 0 0 0 由表1可知，弹头正侵彻厚度为25 mm的MDF时，穿透状态下，弹头的剩余速度和能量损失量与入射速度均为正相关性；弹头嵌入中密度板时，嵌入深度与入射速度为正相关性。其中入射速度为111、95、92 m/s时，P1分别为13.8、10.8、9.34 mm；入射速度为56 m/s和43 m/s时，密度板表面分别留存3.57 mm和2.42 mm深度的弹坑。
试验7中，弹头穿透MDF后剩余速度为19 m/s，共损失了68.3 J能量，弹头剩余能量为1.44 J。试验8中，弹头穿深为13.8 mm，能量损失为49.3 J。这表明，弹头正侵彻25 mm厚MDF时极限穿透速度介于111 m/s和132 m/s之间，并且更靠近132 m/s。试验19中，弹头最大侵彻深度为9.72 mm，弹头在密度板表层滑移一段距离后，最终产生跳弹现象。试验20中，直接产生跳弹现象，密度板表面存在轻微擦痕。这表明，弹头速度降低和着靶角度减小均会引起跳弹现象，弹头着靶角度减小相比速度降低致使跳弹现象发生的概率更大。
部分MDF受损伤区域如图1所示：图1(a)中，弹头高速穿透MDF，MDF背面出现脱落，损伤区域呈圆形，但损伤面积较小；图1(b)中，MDF背面出现较大区域的隆起和部分脱落的现象，这是由于弹头穿深较大或者刚刚穿透MDF时，MDF上出射面弹孔区域承受拉伸作用；图1(c)中，弹头嵌入MDF的深度为9.34 mm，MDF背面未见损伤。
弹头正侵彻且穿透MDF时剩余速度与入射速度拟合曲线和弹头能量损失量与入射速度拟合曲线分别如图2和图3所示。
由图2可知，弹头的速度不高于250 m/s时，速度降接近常数；弹头速度为395 m/s时，弹头的速度降减小。由图3可知，弹头正侵彻且穿透25 mm厚MDF的情况下，能量消耗量与入射速度表现出线性相关性。经由Origin软件拟合得出，弹头穿透密度板的情况下，能量损失量与入射速度之间经验公式为：
ΔE=0.3175v1+28.893 (1) 式中：ΔE为弹头损失的能量，J；v1为入射速度，m/s。
侵彻力学中，Poncelet阻力模型[14]应用较广泛，其中侵彻阻力主要基于牛顿第二定律，弹头侵彻木板过程中的侵彻阻力公式为：
mdvdt=F=−β−αv2 (2) 式中：m为弹头质量，v为特定时刻t的瞬时速度；F为t时刻的侵彻阻力，β为靶板材料的强度参数，α为靶板的惯性应力。
由式（2）可推导出弹头侵彻木靶的侵彻深度(P)与弹头的着靶速度v0和特定时刻t的速度v之间的关系式为：
P=m2αln(β+αv20β+αv2) (3) 当α=0时，模型称作Robins-Euler模型，P与v0之间的关系式为：
P=mv202β (4) 在此模型中，弹头的速度降为常数。根据试验中弹头侵彻MDF的嵌入深度可求得：α=0.012 kg/m，β=3 342 kg·m/s2。因此，弹头侵彻MDF时，P（m）与弹头侵彻速度之间的关系式为：
P=13ln(3342+0.012v203342+0.012v2) (5) 根据侵彻阻力公式，弹头的速度较低时，靶板的强度项参数β占主要优势，这时的惯性项参数往往可以忽略；当弹头的速度较高时，弹头的惯性项参数αv2占主导地位。因此，当弹头最终嵌入密度板时，根据式（4）可知，弹头的能量损耗量与嵌入深度呈线性关系；且弹头低速穿透MDF时，弹头的速度降为常数。随着弹头速度增大，弹头的惯性项参数相比密度板的强度项参数不可忽略时，弹头的速度降减小。
2. 弹头侵彻MDF的数值模拟
2.1 数值模型与材料参数
选用LS-DYNA有限元软件开展数值模拟。使用Truegrid参数化建模构造弹头侵彻MDF的物理模型。调整参数化中网格的参数即可获得不同状态的物理模型。网格化的物理模型如图4所示。
弹头由钢芯、铅套、头壳组成，质量为8 g。MDF与弹头相比刚度较低，侵彻MDF过程中弹头不会发生变形。因此，数值模型中将弹头各部分视作刚体，材料模型选用*MAT_RIGID来表征。MDF呈交叉错落结构，结构均匀，各部方向性能基本相同，因此将MDF视作弹性体，材料模型选用*MAT_ELASTIC来表征。弹头各个结构以及MDF的材料参数如表2所示[15-17]，且MDF最大失效应力为0.1 GPa。
表 2 弹头以及中密度板的材料参数Table 2. Material parameters for bullet and medium density fiberboard结构 密度/（kg·m−3） 弹性模量/GPa 泊松比 弹头壳 7920 90 0.35 铅套 11340 17 0.42 钢芯 7800 201 0.30 中密度板 716.7 0.24 0.31 2.2 仿真判据
表3为弹头侵彻25 mm厚MDF时的部分试验与数值计算结果，表中v3为数值模拟中的剩余速度。
表 3 剩余速度试验与数值模拟结果Table 3. Tested and numerically simulated residual velocitiesθ/（°） v1/（m·s−1） v2/（m·s−1） v3/（m·s−1） v2/v1 v3/v1 误差/% 30 245 121 123 0.49 0.50 1.6 45 205 122 137 0.60 0.66 12.3 60 214 151 163 0.70 0.76 7.9 由表3可知，数值模拟所得剩余速度相比试验所得剩余速度略高。剩余速度的误差在15%以内。当弹着角为30°时，剩余速度的试验值与数值模拟结果之间的误差最小。弹着角为30°，试验中弹头入射孔和出射孔在密度板平面上的水平距离为80 mm，数值模拟中偏转的水平距离为82.6 mm。弹道轨迹如图5所示。
2.3 入射速度变化对侵彻过程的影响
弹着角为30°，入射速度分别选定为380、350、300、250 m/s。弹头偏转角度φ随时间的变化曲线如图6所示。
图 6 不同入射速度时偏转角随时间的变化Figure 6. Change of deflection angle with time at different incident velocities由图6可知，弹头开始侵入MDF时，均会向着靶角度减小的方向（负方向）偏转。这是由于弹头开始侵入MDF时，向负方向偏转所受的阻力相比原弹道方向阻力小。随着侵彻深度的增大，弹头向射出中密度板表面的方向偏转相比沿原来侵彻方向所受的侵彻阻力小，此时偏转角度向正方向增大。
弹头侵入中密度板后的负方向偏转角度与着靶的速度呈负相关性。弹头速度为300、350、380 m/s时，弹头射出中密度板时偏转角度小于2°。弹头速度为250 m/s时，弹头首先向负方向偏转16.8°，射出中密度板时向正方向偏转6.8°，弹头在中密度板内发生了大角度偏转。这表明，弹头高速穿透中密度板的过程中偏转角度始终较小；弹头低速穿透中密度板时，在侵彻过程中会发生大角度偏转。
2.4 弹着角变化对侵彻过程的影响
入射速度为300 m/s，弹着角分别为30°、45°、60°、75°和90°，弹头的剩余速度随弹着角的变化曲线如图7所示，且弹头侵彻MDF过程中弹头偏转角度随时间的变化曲线如图8所示。
图 7 入射速度为300 m/s时，剩余速度随着靶角的变化Figure 7. Change of residual velocity with landing angle at the incident velocity of 300 m/s
图 8 入射速度为300 m/s，不同弹着角时偏转角度随时间变化曲线Figure 8. Change of deflection angle with time at different landing angles in the case of the same incident velocity 300 m/s由图7可知，入射速度相同时，剩余速度随着靶角度减小而降低，而弹头速度降逐渐增大。当弹着角在75°～90°之间时，剩余速度变化较小。弹着角在30°～45°时，剩余速度变化最显著。剩余速度随着靶角度变化的曲线整体呈开口向下的半抛物线形状。入射速度为300 m/s时，弹头剩余速度v3与着靶角度θ之间的关系式为：
v3=272.39−212.07(e−θ/10.9789+e−θ/12.19+e−θ/13.418) 由图8可知，弹头正侵彻时，弹头侵入MDF过程中发生小角度偏转，射出MDF时偏转角度φ为0°。弹头侵彻过程中负方向偏转角度与弹着角呈负相关性。着靶角度不小于45°时，弹头负方向最大偏转角度为3°，弹着角为30°时，弹头向负方向偏转最大角度为8.5°。5种工况下弹头射出MDF时，射出角度均接近原初始着靶角度。这表明，当弹着角小于45°时，弹头侵彻MDF过程中易发生偏转。
当弹头偏转角度较大时，弹头容易产生跳弹现象。通过数值模型计算了弹头入射速度为370、300、250、200、150 m/s时发生跳弹的最大弹着角分别为14°、19°、24°、30°、39°。经过Origin软件拟合可得临界跳弹的着靶角度θ与着靶的速度v0之间的关系式为：
θ=81.7exp(−v0175)+4.214∘≤θ≤39∘ (6) 由此可得，此9 mm弹头侵彻25 mm厚MDF的临界跳弹角为14°。
3. 结 论
通过试验和数值模拟研究了某9 mm手枪弹侵彻中密度板（medium density fiberboard, MDF）的弹道特性，得到如下结论。
（1）弹头侵彻25 mm厚的MDF的过程中，侵彻深度（P，m）与着靶速度（v0，m/s）和剩余速度（v，m/s）之间的关系式为：
P=13ln(3342+0.012v203342+0.012v2) ；弹头穿透密度板的情况下，能量损失量（ΔE，J）与入射速度（v1，m/s）之间经验公式为：ΔE=0.3175v1+28.893。（2）弹着角在14°～39°时临界跳弹着靶角度（
θ ，°）与入射速度（v0，m/s）的关系式为：θ=81.7exp(−v0175)+ 4.2 。此9 mm弹头以370 m/s的速度侵彻25 mm厚的MDF时，临界跳弹角为14°。（3）弹头侵入MDF时，均会产生向负方向偏转现象；入射速度降低和弹着角减小均会使负方向偏转角增大，弹着角小于45°时，弹头侵彻MDF过程中更易发生偏转；弹头射出MDF时出现弹道转正现象。
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图 1 双轴拉伸加载装置结构装配图
Figure 1. Structural assembly drawing of biaxial tensile loading device
图 2 基于Zwick HTM-5020液压伺服高速试验机的双轴拉伸加载装置
Figure 2. Biaxial tensile loading device based on Zwick HTM-5020 hydraulic servo high speed machine
图 3 双轴拉伸加载装置的四分之一对称有限元计算模型
Figure 3. The quarter finite element calculation model for the biaxial tensile loading device
图 4 不同锥角条件下加载力臂速度时程曲线
Figure 4. Time histories of velocity of the loading force arm at different conical angles
图 5 不同锥角条件下接触单元应力时程曲线
Figure 5. Time histories of stress of contact elements at different conical angles
图 6 45°锥角下加载力臂上最大单元应力时程曲线
Figure 6. Time history of the maximum element stress of the loading force arm at the conical angle of 45°
图 7 不同锥角条件下速度和接触应力的拟合曲线
Figure 7. Fitted curves for velocity and contact stress at different conical angles
图 9 不同狭缝条数条件下应力集中系数和狭缝区最大单元应力
Figure 9. Stress concentration factor of gauge section and maximum element stress of slit under different slit numbers
图 10 不同边缘长度条件下应力集中系数和狭缝区最大单元应
Figure 10. Stress concentration factor of gauge section and maximum element stress of slit under different lengths of slit edge
图 11 不同标距段厚度条件下应力集中系数和狭缝区最大单元应力
Figure 11. Stress concentration factor of gauge section and maximum element stress of slit under different thicknesses of gauge section
图 12 优化前和优化后十字形试样的等效应力分布云图
Figure 12. Diagrams of equivalent stress distribution of the cruciform sample before and after optimization
图 16 不同实验技术测得铝合金单轴应力应变实验数据对比
Figure 16. Comparison of stress-strain curves of aluminum alloy specimens by different test techniques
图 17 同一方向连接杆上实测的应力时程曲线
Figure 17. Evolution of stress profiles measured on the connecting rod along the same direction
图 18 双轴拉伸加载装置同步性验证的激光干涉测试系统布置
Figure 18. Schematic diagram of the laser interference system for verifying synchronism of the biaxial tensile loading device
图 19 相互垂直两个方向实测的位移和速度时程曲线对比
Figure 19. Comparison of displacement and velocity curves measured along two directions perpendicular to each other
图 20 不同应变率下4个连接杆上应变片实测的力时程曲线
Figure 20. Evolution of forces measured by strain gauges on four clamping guide rods at different strain rates
图 21 不同应变率下DIC实测的标距段平均应变时程曲线
Figure 21. Average strain measured by the DIC method as a function of time at different strain rates
图 22 不同应变率下铝合金双轴拉伸应力应变曲线
Figure 22. Stress-strain curves of aluminum alloy at different strain rates under biaxial tensile loading
图 23 不同应变率下铝合金双轴和单轴等效应力应变曲线对比
Figure 23. Comparison of biaxial and uniaxial equivalent stress-equivalent strain curves of aluminum alloy at different strain rates
表 1 优化后十字试件的最佳尺寸参数
Table 1. The parameters of cruciform samples after optimizing
L/mm M T/mm 1.5 3 0.45 
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[1] MA R, LU Y, WANG L, et al. Influence of rolling route on microstructure and mechanical properties of AZ31 magnesium alloy during asymmetric reduction rolling [J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2018, 28(5): 902–911. DOI: 10.1016/S1003-6326(18)64724-7. [2] XIAO R, LI X X, LANG L H, et al. Biaxial tensile testing of cruciform slim superalloy at elevated temperatures [J]. Materials & Design, 2016, 94: 286–294. DOI: 10.1016/j.matdes.2016.01.045. [3] 陈振, 方国东, 谢军波, 等. 三维轴编 C/C 复合材料双向拉伸实验研究 [J]. 固体火箭技术, 2015, 38(2): 267–272. DOI: 10.7673/j.issn.1006-2793.2015.02.021.CHEN Z, FANG G D, XIE J B, et al. Experiment investigation on biaxial tensile strength of 3D in-plane braided C/C composites [J]. Journal of Solid Rocket Technology, 2015, 38(2): 267–272. DOI: 10.7673/j.issn.1006-2793.2015.02.021. [4] 吴志凯, 江五贵, 郑隆. 界面对双轴纤维增强复合材料力学性能的影响 [J]. 复合材料学报, 2017, 34(1): 217–223. DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20160322.004.WU Z K, JIANG W G, ZHENG L. Interfacial effect on mechanical behaviors of bidirectional-fiber-reinforced composites [J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2017, 34(1): 217–223. DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20160322.004. [5] PAK S, PARK S, SONG Y S, et al. Micromechanical and dynamic mechanical analyses for characterizing improved interfacial strength of maleic anhydride compatibilized basalt fiber/polypropylene composites [J]. Composite Structures, 2018, 193: 73–79. DOI: 10.1016/j.compstruct.2018.03. 020. [6] 万敏, 周贤宾. 复杂加载路径下板料屈服强化与成形极限的研究进展 [J]. 塑性工程学报, 2000, 7(2): 35–39. DOI: 10.3969/j.issn.1007-2012.2000.02.010.WAN M, ZHOU X B. Research progress on the yielding hardening and forming limit of sheet metals under complex loading paths [J]. Journal of Plasticity Engineering, 2000, 7(2): 35–39. DOI: 10.3969/j.issn.1007-2012.2000.02.010. [7] AN Y G, VEGTER H, ELLIOTT L. A novel and simple method for the measurement of the plane strain work hardening [J]. Journal of Materials Processing Technology., 2004, 155-156: 1616–1622. DOI: 10.1016/j.jmatprotec.2004.04.344. [8] 任家陶, 陈积光, 李冈陵. 双轴拉伸试验研究 [J]. 湘潭大学自然科学学报, 1998, 20(2): 92–96. DOI: CNKI:SUN:XYDZ.0.1998-02-024.REN J T, CHEN J G, LI G L. Experimental research on biaxial tensile test [J]. Natural Science Journal of Xiangtan University, 1998, 20(2): 92–96. DOI: CNKI:SUN:XYDZ.0.1998-02-024. [9] BRUSCHI S, ALTAN T, BANABIC D, et al. Testing and modelling of material behaviour and formability in sheet metal forming [J]. Cirp Annals Manufacturing Technology, 2014, 63(2): 727–749. DOI: 10.1016/j.cirp.2014.05.005. [10] KUWABAR T. Advances in experiments on metal sheets and tubes in support of constitutive modeling and forming simulations [J]. International Journal of Plasticity, 2007, 23(3): 385–419. DOI: 10.1016/j.ijplas.2006.06.003. [11] LIU W, GUINES D, LEOTOING L, et al. Identification of sheet metal hardening for large strains with an in-plane biaxial tensile test and a dedicated cross specimen [J]. International Journal of Mechanical Sciences, 2015, 101−102: 387–398. DOI: 10.1016/j.ijmecsci.2015.08.022. [12] HANNON A, TIERNAN P. A review of planar biaxial tensile test systems for sheet metal [J]. Journal of Materials Processing Technology, 2008, 198(1): 1–13. DOI: 10.1016/j.jmatprotec.2007.10.015. [13] MERKLEIN M, BIASUTTI M. Development of a biaxial tensile machine for characterization of sheet metals [J]. Journal of Materials Processing Technology, 2013, 213(6): 939–946. DOI: 10.1016/j.jmatprotec.2012.12.005. [14] MAKINDE A, THIBODEAU L, NEALE K W. et al Design of a biaxial extensometer for measuring strains in cruciform specimens [J]. Experimental Mechanics, 1992, 32(2): 132–137. DOI: 10.1007/BF02324724. [15] HOFERLIN E, BAEL A V, HOUTTE P V, et al. The design of a biaxial tensile test and its use for the validation of crystallographic yield loci [J]. Modelling & Simulation in Materials Science & Engineering, 2000, 8(4): 423–433. DOI: 10.1088/0965-0393/8/4/302. [16] FERRON G, MAKINDE A. Design and development of a biaxial strength testing device [J]. Journal of Testing & Evaluation, 1988, 16(16): 253–256. [17] SRINICASAN N, VELMURUGAN R, KUMAR R, et al. Deformation behavior of commercially pure (CP) titanium under equi-biaxial tension [J]. Materials Science & Engineering A, 2016, 674: 540–551. DOI: 10.1016/j.msea.2016.08.018. [18] NIKHARE C P. Numerical analysis on the effect of thickness on biaxial tension limits0 [J]. Materials Today: Proceedings, 2018, 5(1): 37–43. DOI: 10.1016/j.matpr.2017.11.050. [19] KARADOGAN C, TAMER M E. A novel and simple cruciform specimen without slits on legs yet higher plastic strains in gauge [J]. Procedia Engineering, 2017, 207: 1922–1927. DOI: 10.1016/j.proeng.2017.10.962. [20] 王犇. 复合材料的双轴试验研究 [J]. 科技创新导报, 2018, 15(11): 19–21. DOI: 10.16660/j.cnki.1674-098X.2018.11.019.WANG B. Research on biaxial test of composite materials [J]. Science and Technology Innovation Herald, 2018, 15(11): 19–21. DOI: 10.16660/j.cnki.1674-098X.2018.11.019. [21] 李玉龙, 金康华, 刘琛琳, 等. 一种动态双轴双向拉伸加载装置及实验方法: CN 20181012019. X [P]. 2018-07-31.LI Y L, JIN K H, LIU C L, et al. Dynamic biaxial bidirectional stretching loading device and experimental method: CN 20181012019. X [P]. 2018- 07-31. [22] 史同亚, 刘东升, 陈伟, 等. 激光选区熔化增材制造GP1不锈钢动态拉伸力学响应与层裂破坏 [J]. 爆炸与冲击, 2019, 39(7): 52–63. DOI: 10.11883/bzycj-2019-0015.SHI T Y, LIU D S, CHEN W, et al. Dynamic tensile behavior and spall fracture of GP1 stainless steel processed by selective laser melting [J]. Explosion and Shock Waves, 2019, 39(7): 52–63. DOI: 10.11883/bzycj-2019-0015. [23] OGDEN R W. Large deformation isotropic elasticity-on the correlation of theory and experiment for incompressible rubberlike solid [J]. Proceedings of the Royal Society A: Mathematical, Physical and Engineering Scienses, 1972, 32(1575): 565–584. DOI: 10.1098/rspa.1972.0096. [24] 王国权, 刘萌, 姚艳春等. 不同本构模型对橡胶制品有限元法适应性研究 [J]. 力学与实践, 2013, 35(4): 40–47. DOI: 10.6052/1000-0879-13-030.WANG G Q, LIU M, YAO Y C, et al. Application of different constitutive models in the nonlinear finite element method for rubber Parts [J]. Mechanics in Engineering, 2013, 35(4): 40–47. DOI: 10.6052/1000-0879-13-030. [25] JOHNSON G R, COOK W H. A constitutive model and data for metals subjected to large strains, high strain rates and high temperatures [J]. Engineering Fracture Mechanics, 1983, 21: 541–548. DOI: 10.1115/1.3225617. [26] XIAO R. A review of cruciform biaxial tensile testing of sheet metals [J]. Experimental Techniques, 2019, 43(5): 501–520. DOI: 10.1007/s40799-018-00297-6. [27] 蔡登安, 周光明, 曹然, 等. 双轴载荷下复合材料十字型试样几何形状对中心测试区系数的影响 [J]. 复合材料学报, 2015, 32(4): 1138–1144. DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20141022.004.CAI D A, ZHOU G M, CAO R, et al. Influence of geometry of composite cruciform specimen under biaxial loading on coefficients of central testing zone [J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2015, 32(4): 1138–1144. DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20141022.004. [28] 张振, 王永刚. 基于激光干涉测试技术的分离式Hopkinson压杆实验测试系统 [J]. 爆炸与冲击, 2018, 38(5): 1165–1171. DOI: 10.11883/bzycj-2017-0116.ZHANG Z, WANG Y G. Measurement system for split Hopkinson pressure bar apparatus based on laser interferometry technique [J]. Explosion and Shock Waves, 2018, 38(5): 1165–1171. DOI: 10.11883/bzycj-2017-0116. 期刊类型引用(0)
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