泡沫铝聚氨酯复合柱力学性能试验研究 物理学专业

摘要
摘要
为探索泡沫铝材料应用于结构减振领域的可能性，本文以泡沫铝及泡沫铝/聚氨酯复
合材料为基本研究对象，对其开展了材料层次的单调压缩和拉压循环试验、构件层次的
钢管复合柱抗震性能试验。

主要研究工作及相关结论如下：
(1) 试验研究了高径比为1，三种不同孔径(5~6mm、7~8mm和9~10mm)的球形通孔泡沫铝及其复合材料单调压缩力学性能。

研究明确了球形通孔泡沫铝及其复合材料压缩全过程中的关键受力特征，对比分析了各试件的应力－应变曲线，试验结果表明：球形通孔泡沫铝及泡沫铝/聚氨酯复合材料在单调压缩时的力学性能都呈现出明显的三阶段受力特性。

聚氨酯材料的加入，在一定程度上延缓了基体泡沫铝的破坏。

在泡沫铝/聚氨酯复合材料压缩过程的塑性平台阶段，聚氨酯开始发挥作用，对泡沫铝的强度和刚度有所贡献。

(2) 试验研究了孔径为7~8mm，三种不同高径比(1、1.5和2)的球形通孔泡沫铝及泡沫铝/聚氨酯复合材料的拉压不等幅循环力学性能。

研究对比分析了球形通孔泡沫铝及其复合材料拉压循环下的滞回曲线、骨架曲线及耗能性能等，结果表明：在拉压循环加载条件下，随着高径比的增加，球形通孔泡沫铝承载力和绝对耗能整体得到提高，填充聚氨酯材料对球形通孔泡沫铝的变形特性影响不大。

(3) 试验研究了空钢管柱、钢管-泡沫铝复合柱以及钢管-泡沫铝/聚氨酯复合柱的抗震性能，分析了试验柱的承载力、延性、耗能能力等，研究结果表明：填充泡沫铝及复合材料可以延缓或避免钢管过早地发生局部屈曲，增强了钢管的稳定性。

与空钢管柱相比，钢管-泡沫铝复合柱和钢管-泡沫铝/聚氨酯复合柱构件在低周往复荷载作用下的延性、承载力、刚度、绝对耗能均有所提高。

说明填充球形通孔泡沫铝及泡沫铝/聚氨酯复合材料，在一定程度上可以提升空钢管柱的抗震性能。

关键词：泡沫铝/聚氨酯复合材料；压缩性能；拉压循环性能；钢管-泡沫铝/聚氨酯复合柱；抗震性能
The purpose of this paper is to explore the possibility of applying Aluminum Foam materials to the field of structural vibration mitigation. Aluminum Foam and Aluminum Foam /Polyurethane complex materials were used for the basic research objects in this paper. Monotonous compression and tensile-compression cycle tests were performed at the material level, and seismic performance test for steel composite column was conducted at component-level. The main research work and related conclusions are as follows:
(1) First test analyzed the monotonic compression mechanical behavior of three spherical open - cell Aluminum Foam and their composites with an aspect ratio of 1, pore sizes 5~6mm, 7~8mm, and 9~10mm, respectively. The essential force characteristics of the spherical open - cell Aluminum Foam and its composites during compression are clarified. The stress-strain curve of each specimen is compared and analyzed. The test results demonstrated that: The mechanical behavior of spherical open-cell Aluminum Foam and Aluminum Foam/ Polyurethane complex materials exhibit a distinct three-stage stress behavior under monotonic compression. The addition of Polyurethane material, to a certain extent, delayed the crash of the Aluminum Foam matrix. During the plastic platform stage of the compression process, the Polyurethane begins to function and contributes to the strength and stiffness of the Aluminum Foam.
(2) Second test analyzed the tension-compression mechanical behavior of three spherical open - cell Aluminum Foam and their composites with pore size 7~8m, and an aspect ratio of 1, 1.5 and 2, respectively. The hysteresis curves, skeletal curves, and energy dissipation behavior of each specimen under tension-compression cycles were compared and analyzed. The results demonstrated that: Under the conditions of tensile-compression cyclic loading, the bearing capacity and absolute energy consumption improve with the increasing of height to diameter ratio. The Polyurethane material has little effect on the deformation characteristics of spherical open - cell Aluminum Foam.
(3) Third test analyzed the bearing capacity, ductility and energy dissipation of hollow steel tube column, Aluminum Foam filled steel tube composite column and Aluminum Foam-Polyurethane filled steel tube composite column, respectively. The results demonstrated that: The material can delay local buckling of the steel tube and enhance the stability of the steel tube. Compared with the hollow steel tube column, the ductility, bearing capacity, stiffness and absolute energy consumption of the Aluminum Foam filled steel tube composite column and Aluminum Foam-Polyurethane filled steel tube composite column increase under low cyclic loading. Filling spherical open - cell Aluminum Foam and aluminum/Polyurethane composite can improve the seismic performance of hollow steel columns.
Keywords: Aluminum Foam /Polyurethane complex materials, compressive behavior,tensile-compression cycle behavior, Aluminum Foam-Polyurethane filled steel tube composite columns, seismic performance. .
4.1 引言
泡沫铝及其复合材料，尤其是泡沫铝复合材料，改善了泡沫铝的诸如压缩、拉伸等力学性能，使其具备优良的滞回耗能特性；同时，泡沫铝复合材料充分利用了泡沫铝与粘弹性材料的阻尼机制，具备很好的耗能特性，可以考虑将其其应用于需要缓冲吸能的场合。

目前，泡沫铝在结构减振领域的研应用相对较少，而由泡沫铝复合材料制成的复合结构的研究及应用还罕见报道。

因此，本文提出了一种由钢管与泡沫铝、钢管与泡沫铝复合材料复合而成的新型复合柱构件，探究其用于结构减振领域的可行性。

本文通过对钢管柱、钢管-泡沫铝复合柱、钢管-泡沫铝/聚氨酯复合柱进行低周往复加载拟静力试验，描述了试验柱的破坏过程，探讨了试验柱的耗能性能、骨架曲线、承载力、刚度退化及延性等，为进一步探究泡沫铝及其复合材料在结构中的应用奠定基础。

4.2 试验概况
4.2.1 试验设计与试件制作
试验设计了1个钢管柱、1个钢管-泡沫铝复合柱和1个钢管-泡沫铝/聚氨酯复合柱；3个柱子截面形式均为圆形且钢管采用相同的设计参数，钢管的截面外径均为80mm，钢管壁厚均为3mm，柱计算高度均为720mm；钢管的钢材强度等级为Q235，芯材泡沫铝采用孔径7~8mm，孔隙率63.0%(±0.2%)的球形通孔泡沫铝，聚氨酯则采用热固性聚氨酯。

本试验主要考察钢管内填充泡沫铝以及泡沫铝/聚氨酯复合材料对钢管柱的抗震性能的影响。

试件尺寸设计示意图见图4-1。

试件的具体参数见表4-1.
注：ST*代表钢管，AF*代表纯泡沫铝，AF/PU*代表泡沫铝/聚氨酯复合材料，C*代表圆形。

空心钢管试件是由江苏力汇振控科技有限公司加工制作，泡沫铝试件在北京中实强业泡沫金属有限公司加工制作，聚氨酯材料在江阴海达橡塑股份有限公司进行填充。

如图4-2所示。

钢管-泡沫铝/聚氨酯复合柱的制作流程如下：
(1) 泡沫铝芯材制作。

采用线切割工艺将球形通孔泡沫铝加工成圆柱，将其填入空钢管；
(2) 填充聚氨酯。

将填有泡沫铝的钢管底部密封固定好，利用聚氨酯浇注机慢速将调配制备好的聚氨酯从上至下浇入钢管内，最终使聚氨酯覆盖管内泡沫铝，填充完成；
(3) 柱脚端固定。

在钢管柱底部几何对中位置焊接厚度为20mm的钢板,钢板由12个10.9级M30摩擦高强螺栓固定在钢结构地梁上，钢地梁通过地脚螺栓固定在地面上。

为了避免试验过程中试件柱脚处发生焊缝破坏，焊加劲肋加强连接。

即完成钢管-泡沫铝/聚氨酯复合柱的加工制作。

4.2.2 材性试验
本试验采用Q235钢材，钢板的厚度为3mm。

钢材材料性能的测试方法是：将钢板
拉伸试验方法》[85]的规定进行拉伸试验。

拉伸速度规定：屈服前，应力增加的速度为10MPa/s；屈服后试验仪器加载速率不大于0.5L/min，(L为拉伸试件的总长度)，直到试件拉断为止。

拉伸试验在液压万能试验机上进行。

拉伸试件试验前后对比见图4-4。

钢板拉伸试验结果取平均值，得到钢管钢材弹性模量E=2.01×105 MPa，屈服强度f y=405MPa，极限强度f u=495MPa，伸长率a=24.6%。

4.2.2 试验加载装置及量测方案
钢管柱抗震性能的试验研究方法比较多，其中最常见的加载方式有建研式、简支梁式、悬臂梁式等。

本次试验采用悬臂梁式加载，作动器采用量程为50t 的MTS电子液压伺服器，试件的底板与钢地梁采用螺栓连接，钢地梁则用地锚螺栓固定。

考虑到目前对于这种新型构件的研究还处于起步阶段，本研究首先研究该类构件在弯曲状态下的抗震性能，为后续研究奠定基础。

图4-5为试验的加载装置。

本试验采集的数据有：试件加载端的水平反力及位移、试件中部位置水平位移，以及试件的中部和底部钢管外表面的应变。

量测布置见图4-6。

试件加载端的水平反力及位移由MTS电液伺服作动器即可采集。

试件中部位移由位移计采集，如图4-7 所示。

试验在试件中部和底部的A、B、C、D 四个方向上分别设置了应变片，共20 个，位移计及应变片的数据均由DH3821静态应变测试采集仪采集。

4.2.3 试验加载制度
根据《建筑抗震试验方法规程》(JGJ/T 101-2015）[86]，制定钢管-泡沫铝/聚氨酯复合柱试件的低周反复荷载试验加载制度。

本试验整个过程采用位移控制加载，每级加载均采用先推(正向加载)后拉(负向加载)的顺序。

试件水平加载按顶点水平位移角0.10%、0.20%、0.30%、0.40%、0.50%、0.75%、1.00%、1.25%、1.50%、1.75%、2.00%、2.50%、3.00%、3.50%、4.00%、4.50%、5.00%、5.50%、6.00%、6.50%、7.00%、7.50%依次加载，每个目标位移等级循环加载两次。

加载点水平位移角为试件加载点水平位移与测点高度的比值，加载点水平位移测点高度为720 mm。

图4-9 为试验过程中的加载制度。

图4-9 试验水平荷载加载制度
4.3.1 破坏过程及破坏形态
通过三个钢管柱的试验现象判断，试件的破坏形态基本上一致，均为弯曲破坏。

试验的过程可以分为三个阶段。

第一阶段为试验初始加载阶段，试件保持弹性状态，在该阶段，试件的表面没有明显现象，但从应变采集仪中可以看到，各个应变片的数据都有明显的变化。

第二阶段为试件屈服阶段，随着加载点位移的逐级加大，当荷载达到屈服荷载后，由于柱脚处的弯曲应力最大而开始形成局部的屈曲，在加载的两个方向都有屈曲现象。

第三阶段为试件破坏阶段，此阶段试件柱脚屈曲急剧发展至失去承载能力。

4.3.1.1空钢管柱(ST-C1)试验现象
当加载点水平位移加载至14.4mm(位移角2.00%)，试件表面没有明显现象，但此时空钢管柱已开始屈服(应变片数据为3210με，根据ε=f y/E S，其屈服应变为2015με)。

当荷载达到屈服荷载后，随着水平位移的逐级增大，当加载点水平位移加载至36mm(位移角5.00%)，柱脚B面距柱底50mm处、D面30mm处略微屈曲，可肉眼观察到，如图4-10；当顶点水平位移加载至39.6mm(位移角5.50%)，屈曲愈加明显，B、D面上的应变花与钢管脱离开；随着加载点水平位移的增大，由于位移是两个方向往复加载的，局部凸起的范围逐渐沿环向发展，到试件接近破坏时，柱脚部位屈曲严重，凸起的钢管表面附近出现凹陷，当水平承载力下降30%以上，试验加载结束，试件最终破坏情况见图4-11。

4.3.1.2钢管-泡沫铝复合柱(ST-AF-C2)试验现象
当加载点水平位移加载至14.4mm(位移角2.00%)，试件表面没有明显现象，此时复合柱外钢管已屈服(应变片数据为2803με，根据ε=f y/E S，其屈服应变为2015με)。

随着水平位移的逐级增大，当加载点水平位移加载至39.6mm(位移角5.50%)，柱脚B面距柱底30mm和50mm处、D面距柱底15mm处略微屈曲，试件中部无明显现象；当顶点水平位移加载至46.8mm(位移角6.50%)，D面屈曲处外钢管开裂，B面距柱底50mm屈曲处开裂；随着顶点水平位移的增大，局部屈曲的范围逐渐沿环向发展，到试件接近破坏时，柱脚部位屈曲严重，B面、D面裂缝也逐渐开展，凸起的钢管表面附近出现凹陷，当水平承载力下降30%以上，试验加载结束，试件最终破坏情况见图4-12。

4.3.1.3钢管-泡沫铝/聚氨酯复合柱(ST-AF/PU-C3)试验现象
随着水平位移的逐级增大，当加载点水平位移加载至39.6mm(位移角5.50%)，柱脚B面距柱底60mm和95mm处、D面距柱底20mm处略微屈曲，试件中部无明显现象；当顶点水平位移加载至50.4mm(位移角7.00%)，D面距柱底5mm处外钢管开裂，B面距柱底75mm屈曲处开裂；随着顶点水平位移的增大，局部屈曲的范围逐渐增大，且逐渐沿环向发展，到试件接近破坏时，屈曲现象急剧发展，B面、D面裂缝也逐渐开展，凸起的钢管表面附近出现凹陷，当水平承载力下降30%以上，试验加载结束，试件最终
综上所述，试验的 3 根钢管柱试件出现破坏位置一致在试件底部，并且都有屈曲的现象，填充芯材的钢管柱出现开裂现象。

复合柱外钢管开裂现象发生的原因为：复合柱的外钢管与内填的纯泡沫铝或者泡沫铝/聚氨酯复合材料协同工作，在施加荷载加载的过程中，两者相互作用。

当施加的水平荷载达到一定程度后，柱脚泡沫铝的应力超过泡沫铝的拉伸极限强度，内部泡沫铝柱体出现断裂带，随着断裂带的开展，复合柱在断裂带位置的应力集中使外钢管产生疲劳裂纹，外钢管最终产生开裂现象。

对比钢管-泡沫铝复合柱(ST-AF-C2)和钢管-泡沫铝/聚氨酯复合柱(ST-AF/PU-C3)，后者屈曲和开裂相对前者更严重。

根据第三章泡沫铝聚氨酯复合材料拉压循环的试验结果，复合材料随着循环荷载的增加，复合材料由于粘弹性材料聚氨酯的存在，其不可压缩性致使对泡沫铝胞孔内壁产生较大的横向力作用，泡沫铝最终开裂相对严重，这就解释了钢管-泡沫铝/聚氨酯复合柱破坏更严重的原因。

4.3.2 滞回曲线及骨架曲线
试件抗震性能的一个重要表征为水平荷载作用下的荷载-位移滞回曲线[72,73]，反映了试件的强度、刚度、耗能及延性等抗震性能。

图4-14 为在水平荷载下各试件实测滞回曲线，即P − Δ曲线。

图4-14 试件顶点水平力-位移滞回曲线
在水平低周拟静力试验中，将滞回曲线的各级第一循环的峰点连接形成包络线称作骨架曲线。

滞回曲线和骨架曲线统称恢复力曲线，是研究非弹性地震反应的重要参考。

结构或试件的承载能力、变形能力和延性等抗震性能都可以通过骨架曲线进行反映。

如图4-15 为 3 个柱试件的骨架曲线对比。

纵观试验全过程，结合滞回曲线和骨架曲线上可以看出，1) 空钢管柱(ST-C1)构件本身具有良好的滞回性能，钢管-泡沫铝复合柱构件(ST-AF-C2)、钢管-泡沫铝/聚氨酯复合柱构件(ST-AF/PU-C3)由于钢管和芯材两种材料在受力过程中协同工作，芯材的存在提高了钢管柱的初始刚度，可以延缓或避免钢管过早地发生局部屈曲，增强了钢管的稳定性；2) 填充泡沫铝以及泡沫铝/聚氨酯复合材料在一定程度上提高了钢管柱的承载力；
3) 随着施加的水平荷载不断增大，钢管-泡沫铝/聚氨酯复合柱达到峰值荷载后，外钢管裂纹开展比较严重，导致承载力急剧下降。

4.3.3 变形能力及承载力
结构和构件的延性指标主要采用延性系数来表示，延性系数越大，说明其延性越好，反之则越差。

理论上，位移延性系数、转角延性系数以及曲率延性系数都可称为延性系数，它们都可以表征结构或者构件屈服后变形能力大小的主要参数。

本文主要采用位移延性系数μ来分析钢管柱的变形能力。

延性系数μ的定义为：
(4-1) 公式中，Δu 为极限位移，Δy 为屈服位移。

根据公式4-1，计算试件的屈服位移Δy 和极限位移Δu 来确定试件的延性系数μ，。

1) 屈服位移Δy (位移角θy )
由于钢管柱构件不是理想弹塑体，屈服点的位置无法根据其骨架曲线进行判断，因此难以确定其屈服荷载和屈服位移。

对于结构试验试件屈服点的判断，通常确定的方法有：几何作图法、等能量法、R.PARK 法，如图4-16、4-17、4-18所示。

本文采用等能量法确定钢管柱试件的屈服点。

2) 极限位移Δu (位移角θu )
通常情况下，我们定义水平力下降至峰值水平力的 85% 时为名义极限状态，若未下降至峰值水平力的 85% ，则取试验结束为名义极限状态。

极限位移Δu 取骨架曲线中荷载下降到名义极限荷载点所对应的位移。

表4-2为试件不同状态时的水平承载力，图4-19为试件承载力的柱状图。

可以看出钢管-泡沫铝复合柱(ST-AF-C2)、钢管-泡沫铝/聚氨酯复合柱(ST-AF/PU-C3)与钢管柱(ST-C1)相比，屈服荷载均值分别提高了12.84%、20.37%，极限荷载均值分别提高了10.79%、22.44%，表明填充泡沫铝及泡沫铝/聚氨酯复合材料可以明显地提高钢管柱的承载力。

表4-2 试件不同状态时的水平力
表4-3为试件主要阶段的变形值，图4-20为试件延性系数的柱状图。

可以看出，钢管-泡沫铝复合柱(ST-AF-C2)、钢管-泡沫铝/聚氨酯复合柱(ST-AF/PU-C3)与钢管柱(ST-C1)相比，其延性系数均值分别提高8.84%、11.43%，表明表明填充泡沫铝及泡沫铝/聚氨酯复合材料可以不同程度地提高钢管柱的延性。

4.3.4 刚度
等效刚度K i 定义为：往复水平荷载作用下每次循环到最大位移处的割线刚度。

计算公式可表示为：
(4-2) 式中，P i 为第 i 次循环峰值点水平力，Δi 为第 i 次循环峰值点水平位移。

正号代表正向加载，负号代表反向加载。

图 4-21 为试件等效割线刚度与位移的关系曲线。

可以看出，随着位移的逐级增大，3个试件的等效刚度下降。

填充芯体材料可以提高钢管柱的整体刚度，其中填充泡沫铝/聚氨酯复合材料的钢管柱刚度提高最大。

表 4-4 为各试件割线刚度比较。

可以看出空钢管柱、钢管-泡沫铝复合柱以及钢管-泡沫铝/聚氨酯复合柱在各特征点处的割线刚度依次增大。

表4-4 试件割线刚度
y u
∆=μi i i
i i P P K ∆-+∆-+=
特征点 割线刚度/kN ·mm
-1
ST-C1
ST-AF-C2 ST-AF-C3 屈服 0.499
0.530 0.622 峰值 0.261
0.266 0.303 极限
0.175 0.170 0.205 4.3.5 耗能能力
当结构或者构件的变形超过弹性极限，结构或者构件发生塑性变形，荷载卸载后其变形无法完全恢复，这个过程存在着残余变形和能量的损失，此阶段可以描述为构件的弹塑性耗能。

试件滞回曲线包围的面积反映了试件加载过程中的耗能值，其包围的面积越大，代表施加绝对耗能能力越好。

根据现有试验技术标准[74]的规定结构或者构件的相对耗能采用能量耗散系数 E 表征。

图 4-22中阴影部分的面积与两个三角形面积和之比即为能量耗散系数 E ，按式(4-3)计算
(4-3) 式中，S ACD
、S BCD —滞回曲线阴影部分的面积值表示结构或构件消耗的地震能量; S ΔAOE 、S ΔBOF —两个三角形面积之和表示在假定结构或构件从加载至极限
位移时一直处于弹性阶段时所吸收的地震能量。

图4-22 能量耗散系数计算
图4-23为各试件不同位移等级下滞回环的平均能量值(绝对耗能)变化曲线。

可以看出：钢管-泡沫铝复合柱(ST-AF-C2)、钢管-泡沫铝/聚氨酯复合柱(ST-AF/PU-C3)与钢管柱(ST-C1)相比，其绝对耗能均值分别提高16.50%、19.96%，表明填充泡沫铝及泡沫铝/聚氨酯复合材料可以明显提高空钢管柱的耗能能力。

图4-24为试件的能量耗散系数变化曲线。

3个柱试件的能量耗散系数相近，复合柱构件的相对耗能均达到空钢管柱相对耗能的80%以上。

图中当试验加载至位移角约1/20后，钢管-泡沫铝复合柱(ST-AF-C2)以及钢管-泡沫铝/聚氨酯复合柱(ST-AF/PU-C3)的能量耗散系数E 明显小于空钢管柱(ST-C1)，究其原因为：复合柱构件因填充的泡沫铝和泡沫铝/聚氨酯复合材料发生断裂，对应柱脚外钢管产生应力集中，致使外钢管表面长生疲劳裂纹，导致承载力提升缓慢或者下降。

而空钢管柱从屈服至加载结束，柱脚部位只有明显屈曲，无开裂现象。

AOE BOF BCD ACD S S S S E ∆∆++=~~O
F B A
E C D G
H
P
Δ
~~
本章完成了空钢管柱、钢管-泡沫铝复合柱以及钢管-泡沫铝/聚氨酯复合柱的水平低周反复荷载试验，分析了试验柱的破坏过程、滞回特性、承载力、延性、刚度退化、耗能能力等，试验研究结果表明：
(1) 试验的3根钢管柱构件的破坏形态基本上一致,均为弯曲破坏。

试件的破坏位置均出现在试件根部，并且都伴有屈曲的现象，其中钢管-泡沫铝复合柱和钢管-泡沫铝/聚氨酯复合柱的根部屈曲相对严重，出现外钢管开裂。

(2) 钢管-泡沫铝复合柱和钢管-泡沫铝/聚氨酯复合柱构件由于钢管和芯材两种材料在受力过程中协同工作，芯材的存在可以延缓或避免钢管过早地发生局部屈曲，增强了钢管的稳定性。

(3) 与空钢管柱相比，钢管-泡沫铝复合柱和钢管-泡沫铝/聚氨酯复合柱构件在低周往复荷载作用下的延性、承载力、刚度、绝对耗能均有所提高。

说明填充球形通孔泡沫铝及泡沫铝/聚氨酯复合材料，在一定程度上提高了空钢管柱的抗震性能。

第4章钢管-泡沫铝/聚氨酯复合柱力学性能试验研究
第5章全文总结及展望
5.1 全文总结
本文的研究对象为泡沫铝/聚氨酯复合材料，它是以通孔泡沫铝为基体，聚氨酯材料作为增强体，两者复合得到的一种新型泡沫铝材料。

本文以这种新型泡沫铝复合材料的力学性能研究为主线，开展了从材料层次到构件层次的一系列试验研究，探究其应用在结构减振领域的可行性。

本文的主要研究工作及主要结论如下：
1. 试验研究了高径比为1，三种不同孔径(5~6mm、7~8mm和9~10mm)的球形通孔泡沫铝及其复合材料单调压缩力学性能。

研究明确了球形通孔泡沫铝及其复合材料压缩全过程中的关键受力特征，对比分析了各试件的应力－应变曲线，结果表明：(1) 球形通孔泡沫铝及泡沫铝/聚氨酯复合材料在单调压缩时的力学性能相似，其压缩曲线都可分为三个阶段：弹性阶段、塑性平台阶段及密实化阶段。

(2) 在整个压缩过程中，纯泡沫铝试件整体表现为致密压实破坏；而复合材料试件由于聚氨酯材料的加入，使得泡沫铝在压缩的过程中破损的胞孔不能被压实，一定程度上延缓了基体泡沫铝的破坏。

(3) 球形通孔泡沫铝与泡沫铝/聚氨酯复合材料的压缩曲线对比：在弹性阶段泡沫铝/聚氨酯复合材料表现为泡沫铝的弹性模量；在塑性平台阶段，泡沫铝/聚氨酯复合材料的应力水平明显高于纯泡沫铝的压缩曲线，复合材料的塑性变形能力要强于纯泡沫铝。

在密实化阶段，当应变达到某一个特定的值后，泡沫铝/聚氨酯复合材料的应力值会小于相同应变状态下纯泡沫铝的应力。

2. 试验研究了孔径为7~8mm，三种不同高径比(1、1.5和2)的球形通孔泡沫铝及泡沫铝/聚氨酯复合材料的拉压不等幅循环力学性能。

研究对比分析了球形通孔泡沫铝及其复合材料拉压循环下的滞回曲线、骨架曲线及耗能性能等，结果表明：(1) 球形通孔泡沫铝及泡沫铝/聚氨酯复合材料在拉压循环加载下的破坏形式相似，都表现为拉伸断裂破坏；泡沫铝/聚氨酯复合材料试件在变形过程中，由于聚氨酯的不可压缩性，复合材料伴随有“劈裂”现象，致使复合材料的承载力出现下降趋势。

(2) 在拉压循环加载条件下，随着高径比的增加，球形通孔泡沫铝的拉伸和压缩的承载力整体得到提高；另外，填充聚氨酯材料可以不同程度地提高球形通孔泡沫铝的拉伸极限承载力(高径比1、1.5和2的试件分别提升了9.8%、
3.7%、
4.5%)。

(3) 在拉压循环加载条件下，随着高径比的增加，球形通孔泡沫铝的绝对耗能减小，而泡沫铝/聚氨酯复合材料试件的绝对耗能随之增大。

(4) 在拉压循环加载条件下，填充聚氨酯材料对球形通孔泡沫铝的变形特性影响不大；随着高径比增加，球形通孔泡沫铝的压缩等效变形模量提高，但提高有限。

(5) 泡沫铝/聚氨酯复合材料的耗能机制主要来自于由泡沫铝基体与增强体聚氨酯间的界面摩擦阻尼。