撞擊載荷下泡沫鋁夾芯梁的塑性動力響應(yīng)*

敬 霖，王志華，趙隆茂，閻慶榮

（太原理工大學(xué)應(yīng)用力學(xué)與生物醫(yī)學(xué)工程研究所，山西 太原 030024）

撞擊載荷下泡沫鋁夾芯梁的塑性動力響應(yīng)*

敬 霖，王志華，趙隆茂，閻慶榮

（太原理工大學(xué)應(yīng)用力學(xué)與生物醫(yī)學(xué)工程研究所，山西 太原 030024）

應(yīng)用泡沫金屬子彈撞擊加載的方式研究了固支泡沫鋁夾芯梁和等質(zhì)量實體梁的塑性動力響應(yīng)。采用激光測速裝置和位移傳感器測量了泡沫子彈的撞擊速度和后面板中心點的位移－時間曲線，研究了加載沖量、面板厚度和芯層厚度對夾芯梁抗沖擊性能的影響。給出了泡沫鋁夾芯梁的變形與失效模式，實驗結(jié)果表明結(jié)構(gòu)響應(yīng)對夾芯結(jié)構(gòu)配置比較敏感，后面板中心點的殘余變形與加載沖量、面板厚度呈線性關(guān)系。與等質(zhì)量實體梁的比較表明，泡沫鋁夾芯梁具有更好的抗沖擊能力。實驗結(jié)果對多孔金屬夾芯結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計具有一定的參考價值。

固體力學(xué)；動力響應(yīng)；沖擊載荷；夾芯梁；泡沫鋁

1 引 言

泡沫金屬是一種結(jié)構(gòu)與功能一體化的新型材料，由于良好的理化性能和力學(xué)性質(zhì)，在航空航天、軍事工程、催化載體、屏蔽防護和吸能緩沖等一些高技術(shù)領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景［1－3］。由于其特殊的孔隙結(jié)構(gòu)，泡沫金屬可承受較大的塑性變形，從而能吸收較多的能量。在一些高技術(shù)領(lǐng)域和實際應(yīng)用中，泡沫金屬材料通常作為芯體，與高強度、高剛度的面板組合形成夾芯結(jié)構(gòu)，這種夾芯結(jié)構(gòu)克服了單一泡沫金屬材料強度低等缺點，具有吸能效率和比剛度高的優(yōu)點，充分發(fā)揮了泡沫材料獨特的優(yōu)異特性。

對準靜態(tài)載荷下泡沫金屬夾芯結(jié)構(gòu)力學(xué)行為的研究主要集中于夾芯結(jié)構(gòu)的變形／失效模式、能量吸收能力及機理等方面［4－8］。關(guān)于多孔金屬夾芯結(jié)構(gòu)在高速沖擊、特別是在爆炸載荷下動態(tài)失效行為的研究還很少。D.D.Radford等［9］對比研究了3種不同拓撲芯層的夾芯梁及等質(zhì)量實體梁的抗沖擊能力，結(jié)果發(fā)現(xiàn)研究的夾芯梁的抗沖擊能力都高于等質(zhì)量實體梁。N.A.Fleck等［10］系統(tǒng)研究了固支夾芯梁抵抗爆炸載荷的能力，將夾芯梁的結(jié)構(gòu)響應(yīng)分為3個階段：流固耦合作用、芯層壓縮和結(jié)構(gòu)整體響應(yīng)階段。V.L.Tagarielli等［11］理論和實驗研究了準靜態(tài)載荷下固支夾芯梁的失效模式。J.L.Yu等［12］利用落錘加載設(shè)備研究了開孔泡沫鋁夾芯梁的變形和失效機理，發(fā)現(xiàn)動態(tài)加載下夾芯梁由于出現(xiàn)了較大的局部壓入和破壞失效，其能量吸收能力低于準靜態(tài)加載。D.D.Radford等［7］提出了使用金屬泡沫子彈撞擊產(chǎn)生強壓力脈沖模擬炸藥爆炸產(chǎn)生沖擊載荷的實驗方法，指出加載沖量可以通過改變子彈長度、相對密度及撞擊速度來實現(xiàn)。泡沫金屬夾芯結(jié)構(gòu)沖擊力學(xué)行為的研究已成為研究熱點，但是，這一領(lǐng)域的研究尚處于起步階段，沒有獲得完整的沖擊失效模式，其能量吸收能力和吸能機理及其動力響應(yīng)等的研究工作還很不完善。

本文中，應(yīng)用泡沫金屬子彈撞擊加載的方式實驗研究固支泡沫鋁夾芯梁和等質(zhì)量實體梁的塑性動力學(xué)行為。給出泡沫鋁夾芯梁的變形和失效模式，研究不同的加載沖量、面板厚度和芯層厚度對抗沖擊性能的影響，并與等質(zhì)量實體梁進行對比分析。

2 實驗過程

2.1 試件結(jié)構(gòu)及分組

實驗夾芯梁由HY-914膠將前后面板和芯層粘接構(gòu)成實驗試件，如圖1所示。面板為2A12-O鋁合金，其力學(xué)性能參數(shù)如下：密度ρf＝2.7t／m3，楊氏模量E＝72.4GPa，剪切模量G＝28GPa，泊松比ν＝0.33，屈服強度σf，y＝75.8MPa。泡沫鋁芯層為虹波金屬材料公司生產(chǎn)的泡沫鋁板材，泡沫子彈為Alporas泡沫鋁（Shinko Wire Com，德國），子彈直徑2a＝36.5mm。泡沫芯層的平均密度300kg／m3，楊氏模量0.4GPa，泊松比0.20，屈服強度2.4MPa；泡沫子彈的平均密度250kg／m3，楊氏模量1.0GPa，泊松比0.30，屈服強度1.5MPa。

圖1 泡沫鋁夾芯梁示意圖Fig.1Geometry and dimension of the aluminum foam core specimen

為了綜合考察固支泡沫鋁夾芯梁的抗沖擊性能，應(yīng)用泡沫金屬子彈撞擊加載的方式，分別從加載沖量、面板厚度和芯層厚度方面研究固支夾芯梁在沖擊載荷下的動力響應(yīng)。泡沫金屬子彈為?36.5mm×45mm的圓柱體，夾芯梁的幾何尺寸為300mm×40mm，面板厚度分別為0.5、0.8、1.0mm，芯層厚度分別為10、20、30mm。實驗試件分為3組，每組試件研究1個參數(shù)對夾芯梁結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響。第1組研究不同加載沖量（0.5～1.6N·s）下夾芯梁（h＝0.5mm，c＝10mm）的動力響應(yīng)；第2組比較在給定沖量（I≈1.1N·s）和芯層厚度（c＝10mm）的情況下，3種面板厚度（0.5、0.8、1.0mm）夾芯梁的抗沖擊性能；第3組考察了沖量一定（I≈1.55N·s）及面板厚度一定（0.5mm）時，3種不同芯層厚度（10、20、30mm）夾芯梁的變形結(jié)果。

2.2 實驗裝置

實驗裝置主要由空氣動力槍、激光測速裝置、實驗支架、激光位移傳感器和數(shù)據(jù)記錄儀器等組成，如圖2所示。空氣動力槍驅(qū)動泡沫鋁子彈撞擊泡沫鋁夾芯梁，子彈的速度可通過氣壓控制，其大小可由激光測速裝置獲得。夾芯梁后面板中心點的撓度由激光位移傳感器（LD 1625-200，με.Com，德國）測得。為實現(xiàn)固支邊界條件，實驗支架包括了由2塊端面平整厚度為18mm的鋼板組成的夾具裝置，并用M16的螺栓固定，如圖3所示。

圖2 實驗裝置Fig.2 The sketch of the experimental set-up

圖3 固支夾具裝置Fig.3 Sketch of the clamping device

3 實驗結(jié)果分析

泡沫金屬夾芯結(jié)構(gòu)的實驗結(jié)果分為2種類型：（1）定量的實驗結(jié)果（包括加載沖量和后面板中心點的殘余變形等）；（2）夾芯結(jié)構(gòu)的變形和失效模式。為了直觀了解夾芯結(jié)構(gòu)的性能，首先給出了夾芯梁的變形和失效模式。基于夾芯梁的結(jié)構(gòu)配置，實驗中觀察到的變形和失效模式可分為前面板、芯層和后面板的變形和失效模式。

3.1 前面板的變形和失效模式

泡沫金屬子彈撞擊載荷下，前面板的變形有2種模式：局部壓入失效（見圖4）和整體變形（見圖5）。實驗中發(fā)現(xiàn)，當夾芯梁面板較薄或芯層較厚時易出現(xiàn)壓入失效，主要表現(xiàn)為子彈作用區(qū)域的局部大變形（沒有破壞損傷），變形的大小主要取決于加載沖量的大??；而當面板較厚時常表現(xiàn)為整體彎曲變形，子彈作用的中心區(qū)域未出現(xiàn)壓入失效現(xiàn)象，變形的大小與加載沖量有關(guān)。

圖4 前面板的壓入失效Fig.4 Indenting failure on the front face

圖5 前面板的整體變形Fig.5 Global deformation of the front face

3.2 芯層的變形和失效模式

不同芯層厚度（10、20、30mm）的夾芯梁的芯層壓縮模式不盡相同，但基本上呈現(xiàn)出一個漸進破壞的變形模式。圖6給出了面板厚1.0mm的3種不同芯層厚度夾芯梁的變形模式。從圖中看出，芯層厚度為10mm的夾芯梁的變形模式更接近于集中力作用，這為進一步深入研究夾芯結(jié)構(gòu)的動力行為提供了可靠的實驗依據(jù)。按照破壞程度的不同，可分為壓縮區(qū)和無壓縮區(qū)。壓縮主要發(fā)生在加載中心區(qū)域，該區(qū)域可觀察到局部的塑性大變形，泡沫孔壁彎曲、坍塌甚至胞孔完全壓實。在距離加載區(qū)域較遠處以及固支端，泡沫芯層幾乎沒有發(fā)生任何變化，該區(qū)域我們定義為無壓縮區(qū)域。實驗中還發(fā)現(xiàn)，一定沖量范圍內(nèi)某些結(jié)構(gòu)配置的夾芯梁在加載區(qū)域還可能觀察到明顯的剪切失效（見圖7）。

圖6 泡沫芯層壓縮變形模式Fig.6 Compressive deformation mode of foam core

圖7 泡沫芯層變形局部放大圖Fig.7 Enlarged drawing of foam core

3.3 后面板的變形和失效模式

S.B.Menkes等［13］給出了固支梁在爆炸載荷下的3種變形失效模式：非彈性大變形、伴有拉伸撕裂的非彈性大變形及橫向剪切失效。泡沫金屬夾芯梁在撞擊載荷下后面板的變形失效模式可近似為非彈性大變形，中心點撓度最大，與泡沫鋁夾芯板不同的是未觀察到明顯的花瓣形變形，如圖8所示。

為了更加清楚地了解后面板的變形過程，圖9給出了3個不同沖量下夾芯梁（h＝0.5mm，c＝10mm）和一個等質(zhì)量實體梁后面板中心點的位移時程曲線。泡沫子彈撞擊下，前面板中心區(qū)域獲得沖量，之后開始壓縮芯層，而后面板由于慣性阻止芯層的壓縮，在芯層的反作用力下后面板產(chǎn)生變形，并在短時間內(nèi)達到最大值，圖9觀察到的永久變形是后面板在停止振蕩后保留的殘余變形W。

圖9 夾芯梁后面板的位移時程曲線Fig.9 Variation of mid-span deflection of the back face with time

圖8 后面板的變形模式Fig.8 Deformation mode of the back face

4 泡沫鋁夾芯梁的參數(shù)

夾芯結(jié)構(gòu)應(yīng)用于工程防護時，被保護物往往處于夾芯結(jié)構(gòu)后面板的一側(cè)。因此，結(jié)構(gòu)承受沖擊載荷時，將后面板的最終撓度作為研究夾芯結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能的主要參數(shù)具有重要的研究意義和工程應(yīng)用價值。本節(jié)中，分別從加載沖量、面板厚度、芯層厚度方面研究泡沫鋁夾芯梁的動力響應(yīng)，從而得到不同參數(shù)對泡沫鋁夾芯梁抗沖擊性能的影響。

4.1 加載沖量的影響

為了研究不同沖量對夾芯梁抗沖擊性能的影響，應(yīng)用泡沫金屬子彈撞擊加載技術(shù)，研究芯層厚度為10mm、面板厚度為0.5mm的6個試件。子彈質(zhì)量近似相等，沖量范圍為0.5～1.6N·s。圖10給出了不同加載沖量下夾芯梁的變形模式，從圖中可以看出，隨著加載沖量的增大，泡沫鋁夾芯梁的最終撓度也相應(yīng)增大，擬合實驗數(shù)據(jù)可知加載沖量與最終撓度基本上呈線性變化，如圖11所示。加載沖量與后面板的最終撓度的關(guān)系為

圖10 不同沖量下泡沫鋁夾芯梁的變形模式Fig.10 Deformation modes of clamped sandwich beams subjected to impulse loading

圖11 加載沖量與夾芯梁最終撓度的關(guān)系Fig.11 The relationship of normalized impulse and deflection

4.2 面板厚度的影響

這一組實驗研究不同面板厚度對夾芯梁抗沖擊性能的影響。采用試件的芯層厚度為10mm，面板厚度為0.5、0.8、1.0mm，加載沖量約1.1N·s。圖12給出了不同面板厚度的夾芯梁的動力響應(yīng)，隨著面板厚度的增大，夾芯梁的最終撓度逐漸減小。實驗結(jié)果表明，與面板厚度為0.5mm的夾芯梁相比，面板厚度為0.8mm的夾芯梁的最終撓度約為它的2／3，而面板厚度為1.0mm的夾芯梁的最終撓度約為它的2／5。擬合實驗數(shù)據(jù)后得到面板厚度與夾芯梁最終撓度呈線性關(guān)系（見圖13）

式中：W 為將夾芯梁的最終撓度，h為面板厚度，p、q為擬合參數(shù)，且有p＝－15.90，q＝21.65mm。

圖12 不同面板厚度夾芯梁的變形模式Fig.12 Deformation modes of sandwich beams with different face-sheets

4.3 芯層厚度的影響

試件面板厚度為0.5mm，加載沖量約1.55N·s，子彈質(zhì)量近似相等，實驗結(jié)果如表1和圖14所示，表中m為子彈質(zhì)量。結(jié)果發(fā)現(xiàn)，通過增加芯層厚度可以明顯減小夾芯梁的最終撓度，從而提高夾芯結(jié)構(gòu)的承載能力。與芯層厚度為10mm的夾芯梁相比，芯層厚度為20mm的夾芯梁可使后面板的最終撓度減小約30.9%，而芯層厚度為30mm的夾芯梁卻能減少65.5%左右。由此可見，芯層厚度與泡沫鋁夾芯梁的抗沖擊性能有密切關(guān)系，增加芯層厚度能夠提高芯層的抗剪剛度，從而提高夾芯梁的抗沖擊性能，這為夾芯梁的優(yōu)化設(shè)計提供了一定的技術(shù)參考。

圖14 不同芯層厚度夾芯梁的變形模式Fig.14 Deformation modes of sandwich beams with different core

表1 不同芯層厚度的夾芯梁的最終撓度Table 1 The permanent deflection of different thickness of cores

5 與等質(zhì)量實體梁的比較

為了對比研究泡沫鋁夾芯梁和等質(zhì)量實體梁在沖擊載荷下的抗沖擊能力，采用5個與夾芯梁等質(zhì)量的實體梁試件，加載沖量與4.2.1節(jié)中的夾芯梁近似相等，如圖15所示。為了便于對比研究夾芯梁和實體梁的動力響應(yīng)，梁后面板中心點的量綱一撓度與量綱一沖量的關(guān)系如圖16所示。在本文研究的沖量范圍內(nèi)，夾芯梁與等質(zhì)量實體梁的殘余變形均隨著沖量的增加逐漸增大，且相等加載沖量時夾芯梁后面板的最終撓度均小于實體梁。可見，與等質(zhì)量的實體梁相比，泡沫鋁夾芯梁由于其芯層材料的可壓縮性，耗散了絕大部分的加載能量，從而具有優(yōu)越的抗撞擊性能。采用這種結(jié)構(gòu)可以有效減小其變形量，使得后面板一側(cè)的物體或人員得到有效的保護，達到結(jié)構(gòu)防護的目的。

圖15 不同沖量下實體梁的變形模式Fig.15 Deformation modes of clamped monolithic beams subjected to impulse loading

圖16 夾芯梁與實體梁最終撓度對比圖Fig.16Acomparison of the permanent deflection of sandwich and monolithic beams

6 與準靜態(tài)下變形的比較

為了系統(tǒng)研究泡沫鋁夾芯梁的力學(xué)性能，對泡沫金屬夾芯梁及與其等質(zhì)量的實體梁進行準靜態(tài)加載，加載沖頭采用與泡沫子彈相同的截面直徑。加載終止條件通過后面板中心點的最終撓度控制，當達到動態(tài)壓縮的永久變形時停止加載。圖17給出了相同撓度下，泡沫子彈撞擊加載與準靜態(tài)加載下2種板的變形模態(tài)。從圖中可以看出，動態(tài)加載下夾芯梁在泡沫子彈作用區(qū)域兩端出現(xiàn)局部剪切失效；而準靜態(tài)加載時夾芯梁呈現(xiàn)出整體彎曲變形，在夾芯梁的中部出現(xiàn)剪切失效。然而在實體梁試驗中觀察到了不同的變形模式，動態(tài)加載下實體梁表現(xiàn)為整體大變形，且變形過程是連續(xù)的；準靜態(tài)壓縮時實體梁加載沖頭區(qū)域先出現(xiàn)局部壓縮，再呈現(xiàn)出整體大變形。

圖17 動態(tài)與準靜態(tài)壓縮對比圖Fig.17 Photographs of the dynamically tested and the quasi-statically tested specimens

7 結(jié) 論

應(yīng)用泡沫金屬子彈撞擊加載的方式研究了固支泡沫鋁夾芯梁和等質(zhì)量實體梁的抗沖擊性能，分別討論了加載沖量、面板厚度和芯層厚度對夾芯梁抗沖擊性能的影響。得到了梁后面板中心點的最終撓度與加載沖量的關(guān)系，并與準靜態(tài)加載下的變形失效模式相比較，主要結(jié)論如下：

（1）泡沫金屬子彈撞擊加載下，夾芯梁的變形主要呈現(xiàn)出整體大變形。前面板主要表現(xiàn)為子彈作用區(qū)域的局部壓入失效和整體變形；芯層的變形根據(jù)破壞程度的不同可分為加載中心區(qū)域的壓縮變形和接近固支端的無壓縮變形；后面板的變形為非彈性大變形，中心點撓度最大，與夾芯板不同的是未觀察到明顯的花瓣形變形。

（2）參數(shù)研究結(jié)果表明，泡沫鋁夾芯梁后面板中心點的最終撓度隨著加載沖量的增大而增大，且呈指數(shù)變化。實驗研究范圍內(nèi)，最終撓度隨著面板厚度的增加線性減少。而芯層厚度與夾芯梁抗沖擊性能密切相關(guān)，增加芯層厚度能顯著地提高夾芯梁的抗沖擊能力。

（3）通過一定范圍的沖量研究表明，與等質(zhì)量的實體梁相比，泡沫鋁夾芯梁具有較強的抗沖擊能力和明顯的結(jié)構(gòu)優(yōu)勢。

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Dynamic plastic response of foam sandwich beams subjected to impact loading＊

JING lin，WANG Zhi-hua，ZHAO Long-mao，YAN Qing-rong
（The institute of Applied Mechanics and Biomedical Engineering，Taiyuan University of Technology，Taiyuan030024，Shanxi，China）

An investigation on dynamic response of clamped sandwich beams with aluminum foam cores and monolithic beams was achieved by using aluminum foam projectile loading.LDV device and Laser displacement transducer were applied to measure impact velocity of projectile and deflection-time history of the mid-point of back face of the beam，respectively.And then the effects of applied impulse，face-sheet thickness，and core thickness on the response of structures were studied.Deformation and failure modes of sandwich beams are exhibited according to experimental investigation.The results indicate that the structural response is sensitive to the configuration of sandwich structures.The permanent deflection of the mid-point of back face is presented proportional relationship with applied impulse and face-sheet thickness，respectively.Comparing with monolithic beams of the same mass，the result shows that sandwich beams have a superior shock resistance.The experimental results are of worth to optimum design of cellular metallic sandwich structures.

solid mechanics；dynamic response；impact loading；sandwich beam；aluminum foam

17September 2009；Revised 20November 2009

YAN Qing-rong，qingrongyan＠tyut.edu.cn

（責(zé)任編輯 曾月蓉）

O347 國標學(xué)科代碼：130·15

A

1001-1455（2010）06-0561-08＊

2009-09-17；

2009-11-20

國家自然科學(xué)基金項目（10572100，90716005，10802055）；山西省自然科學(xué)基金項目（2007021005）；山西省高等學(xué)校優(yōu)秀青年學(xué)術(shù)帶頭人支持計劃和山西省留學(xué)回國人員科研項目（2009-27）

敬 霖（1984— ），男，博士研究生。

Supported by the National Natural Science Foundation of China（10572100，90716005，10802055）