梯度鋁蜂窩夾芯板的力學(xué)行為

喬及森，孔海勇，苗紅麗，李 明

(1 蘭州理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，蘭州 730050；2 蘭州理工大學(xué) 省部共建有色金屬先進(jìn)加工與再利用國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，蘭州 730050)

鋁合金蜂窩三明治板結(jié)構(gòu)，比強(qiáng)度和比剛度大，并具備優(yōu)良的緩沖吸能特性和耐腐蝕性能，不僅在鐵路車輛、汽車、地鐵上得到了充分的重視，而且在飛機(jī)、船舶、航天器返回艙等領(lǐng)域也得到了廣泛的應(yīng)用[1-4]。近年來(lái)，隨著工程科學(xué)的發(fā)展，尤其是高速列車時(shí)速的提升，使其在碰撞過(guò)程中需要消耗大量的動(dòng)能，傳統(tǒng)蜂窩結(jié)構(gòu)的能量吸收性能已不能滿足其要求，因此，創(chuàng)新型蜂窩結(jié)構(gòu)成為人們研究的熱點(diǎn)[5-8]。

梯度鋁蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)作為創(chuàng)新型蜂窩結(jié)構(gòu)的一種，眾多學(xué)者對(duì)其進(jìn)行了大量的研究。Palomba等[9]分析了不同芯層密度的雙層蜂窩夾層結(jié)構(gòu)，將雙層板的比能量吸收與單層蜂窩板和其他輕質(zhì)板相比較，通過(guò)低速?zèng)_擊實(shí)驗(yàn)評(píng)估了它們的能量吸收能力，結(jié)果發(fā)現(xiàn)相同沖擊能量下，雙層蜂窩夾芯板的比能量吸收優(yōu)于單層蜂窩夾芯板的比能量吸收。Wang等[10]通過(guò)實(shí)驗(yàn)和有限元模擬，研究了均勻夾芯板與分層梯度鋁泡沫芯沖擊載荷下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，結(jié)果表明，分層泡沫芯的密度梯度對(duì)前板的變形和破壞行為有顯著影響，由有限元分析可知，導(dǎo)致前面板失效的臨界沖擊能隨第一芯層密度的增加而增加，此外，通過(guò)調(diào)整前后密度比可以有效提高夾芯板的沖擊性能。Tian等[11]采用有限元模擬研究了功能梯度閉孔泡沫鋁芯全金屬夾層板的動(dòng)態(tài)響應(yīng)和抗爆性能，并與單層夾芯板進(jìn)行了對(duì)比，結(jié)果表明，相對(duì)于經(jīng)受相同爆炸沖擊加載的常規(guī)單層夾芯板，梯度分層夾芯板具有較小的中心橫向偏轉(zhuǎn)和優(yōu)異的抗爆性。Li等[12]對(duì)爆炸載荷作用下金屬夾芯板的分層梯度鋁蜂窩芯的響應(yīng)進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，經(jīng)研究發(fā)現(xiàn)，夾層板的抗爆性能對(duì)芯層相對(duì)密度和梯度分布比較敏感，在相同加載條件下，對(duì)于芯層相對(duì)密度下降排列的蜂窩夾芯板，芯層塑性能耗和傳遞力衰減均大于未分層的蜂窩板。Yu等[13]通過(guò)在芯中引入非均勻質(zhì)量分布(梯度)，利用有限元模擬系統(tǒng)地研究了具有線性面內(nèi)芯梯度夾層板的響應(yīng)，在準(zhǔn)靜態(tài)和爆破載荷情況下，發(fā)現(xiàn)正梯度芯層與沒(méi)有梯度或具有負(fù)梯度的芯層相比在剛度，強(qiáng)度以及塑性能量耗散方面均表現(xiàn)出優(yōu)勢(shì)。

通過(guò)以上分析可知，眾多關(guān)于分層鋁蜂窩夾芯板研究主要圍繞著低速?zèng)_擊、高速?zèng)_擊以及爆炸沖擊條件下鋁蜂窩的變形模式、平臺(tái)應(yīng)力、比吸能展開，然而對(duì)于相同質(zhì)量下不同的線性梯度(梯度率)對(duì)鋁蜂窩夾芯板結(jié)構(gòu)能量吸收影響的研究卻相對(duì)有限，針對(duì)這一問(wèn)題，本工作通過(guò)實(shí)驗(yàn)和模擬相結(jié)合的方法對(duì)準(zhǔn)靜態(tài)以及沖擊載荷作用下，不同的梯度率對(duì)蜂窩夾芯板的力學(xué)響應(yīng)做了系統(tǒng)的研究，對(duì)比了在不同梯度率下，梯度夾芯蜂窩板的力學(xué)性能和能量吸收，為鋁蜂窩夾芯板的優(yōu)化設(shè)計(jì)和應(yīng)用提供理論和實(shí)驗(yàn)指導(dǎo)。

1 梯度鋁蜂窩板的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

1.1 相對(duì)密度

蜂窩結(jié)構(gòu)的性能取決于其相對(duì)密度，相對(duì)密度指鋁蜂窩密度與蜂窩基體密度之比[14]。不考慮環(huán)氧樹脂膠層的影響，則每一個(gè)六邊形鋁蜂窩胞元由兩個(gè)2t厚的豎(或橫)邊和4個(gè)t厚的斜邊組成，邊與邊之間的夾角為120°，六邊形鋁蜂窩胞元的邊長(zhǎng)為L(zhǎng)，六邊形鋁蜂窩拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1(a)，陰影部分的尺寸如圖1(b)所示。

圖1 鋁蜂窩拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)尺寸示意圖

陰影部分的面積Ay：

(1)

式中L為鋁蜂窩胞元邊長(zhǎng)尺寸。

陰影部分中鋁蜂窩基體的面積Ab：

(2)

式中t為鋁蜂窩胞元壁厚。

假設(shè)每層鋁蜂窩高度為h，鋁蜂窩基體密度為ρb，鋁蜂窩的密度ρy可由式(3)計(jì)算：

(3)

鋁蜂窩的相對(duì)密度可表示為：

(4)

由式(4)可知，鋁蜂窩的相對(duì)密度僅與蜂窩胞元的邊長(zhǎng)和厚度有關(guān)。

1.2 梯度率

在分層鋁蜂窩夾芯板的設(shè)計(jì)中有一種是根據(jù)相鄰層間的相對(duì)密度變化呈線性而進(jìn)行設(shè)計(jì)出的結(jié)構(gòu)形式，這種鋁蜂窩結(jié)構(gòu)通常被稱為分段線性梯度蜂窩。到目前為止，研究人員已經(jīng)對(duì)梯度系數(shù)對(duì)能量吸收的影響做了大量的實(shí)驗(yàn)研究，然而關(guān)于梯度率的大小對(duì)能量吸收影響的研究相對(duì)較少，借鑒文獻(xiàn)[15]對(duì)于梯度率的定義，本工作中梯度率的公式為：

(5)

式中：ρn為蜂窩板第n層的相對(duì)密度；h為第n層的高；H為試樣總高度；γ為無(wú)量綱的數(shù)值，表示梯度率。

根據(jù)相對(duì)密度和梯度率式(4)，(5)設(shè)計(jì)了3種不同梯度率的蜂窩夾芯板，其層級(jí)之間的關(guān)系如下：

(6)

在中間層蜂窩芯的相對(duì)密度一定的情況下，2ρ2≥ρ2>ρ3,ρ1≥ρ2>0,根據(jù)GB/T 1453-2005的要求規(guī)范，對(duì)于蜂窩、波紋等格子型芯子，試樣邊長(zhǎng)或直徑為60 mm，或至少應(yīng)包括4個(gè)完整格子，因此密度最小層級(jí)的胞元邊長(zhǎng)范圍為12 mm≥Lmin≥4 mm，密度最大層級(jí)的胞元邊長(zhǎng)范圍為4 mm≥Lmax≥2.4 mm，則0.0334>γ≥0。根據(jù)胞元的邊長(zhǎng)范圍，本次實(shí)驗(yàn)選用胞元厚度為t=0.04 mm，設(shè)計(jì)了4種不同梯度率的蜂窩夾芯板，具體的設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。

表1 分層線性梯度試樣的具體參數(shù)

2 實(shí)驗(yàn)

2.1 實(shí)驗(yàn)材料

本實(shí)驗(yàn)選用了1060鋁合金材料作為面板，選用3003H18鋁合金材料作為蜂窩芯層，以環(huán)氧樹脂膠作為黏合劑對(duì)兩種材料進(jìn)行連接，其材料合金成分如表2和表3所示。

表2 3003H18鋁合金成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)

表3 1060鋁合金成分(質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%)

分別對(duì)兩種材料進(jìn)行力學(xué)性能測(cè)試。根據(jù)GB/T228.1-2010制備了1060鋁合金和3003H18鋁合金的拉伸試樣，然后通過(guò)拉伸實(shí)驗(yàn)測(cè)出兩種材料的應(yīng)力-應(yīng)變，并計(jì)算出真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變值，圖2所示為兩種材料的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線。

圖2 拉伸試樣及材料真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線

2.2 壓縮試樣的制備

多層梯度蜂窩夾芯板試件前后面板及中間隔板均采用1060鋁合金，厚度為0.5 mm，鋁蜂窩芯層材料采用3003H18鋁合金，鋁蜂窩芯胞孔形狀為正六邊形，壁厚為t=0.04 mm，芯層高度h1=h2=h3=8 mm，試樣總高度H=26 mm，每級(jí)芯層所對(duì)應(yīng)的鋁蜂窩胞元邊長(zhǎng)L分別為：L1=3 mm，L2=4 mm，L3=6 mm。將其利用環(huán)氧樹脂膠進(jìn)行粘接，粘接好的夾芯板試件如圖3所示，面板及芯層的材料通過(guò)拉伸實(shí)驗(yàn)測(cè)得的力學(xué)性能參數(shù)如表4所示，其中σ0.2為材料的屈服應(yīng)力，E為材料的彈性模量，ρs為材料密度，ν為泊松比。

圖3 夾芯板試樣

表4 材料力學(xué)性能參數(shù)

2.3 實(shí)驗(yàn)方法

利用SHIMADZU-10TA的萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)對(duì)制備好的梯度夾芯板試件進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)壓縮實(shí)驗(yàn)。壓縮速度為2 mm/min，試件放置位置及狀態(tài)如圖4(a)所示，實(shí)驗(yàn)過(guò)程中使用微焦照相機(jī)記錄夾芯板變形過(guò)程的載荷-位移數(shù)據(jù)。

采用ABAQUS/EXPLICIT對(duì)實(shí)驗(yàn)進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)壓縮模擬。假定各向同性并忽略應(yīng)變率的影響，各部件材料屬性為拉伸實(shí)驗(yàn)所測(cè)得的材料參數(shù)，面板使用實(shí)體單元，由于在平壓過(guò)程中面板幾乎無(wú)塑性變形，因此網(wǎng)格尺寸設(shè)置為1 mm，共3600個(gè)C3D8R個(gè)單元，六邊形蜂窩芯采用殼單元計(jì)算，厚度偏移設(shè)置為中面，網(wǎng)格尺寸大小為0.5，共98816個(gè)S4R單元，模型尺寸為60 mm×60 mm×26 mm，蜂窩板各部件之間采用綁定約束，根據(jù)壓縮實(shí)驗(yàn)狀態(tài)，蜂窩板需置于上下壓頭之間，因此構(gòu)造離散剛體代替試驗(yàn)機(jī)壓頭，如圖4(b)所示，上下面板與離散剛體之間的約束設(shè)為表面與表面接觸，摩擦因數(shù)設(shè)為0.5，與蜂窩板下面板接觸的剛體固定，與上面板接觸的剛體施加位移邊界條件，壓縮位移設(shè)為20 mm。

根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)EN15227-2008確定蜂窩夾芯板的高速?zèng)_擊碰撞仿真情形，通過(guò)ABAQUS/EXPLICIT對(duì)沖擊實(shí)驗(yàn)進(jìn)行模擬。假定用于沖擊試件的面板和芯層在沖擊過(guò)程沒(méi)有分離現(xiàn)象的發(fā)生，各部件材料屬性為拉伸實(shí)驗(yàn)所測(cè)得的材料參數(shù)，面板選用的是實(shí)體單元，采用C3D8R的線性六面體單元，進(jìn)行減縮積分和沙漏控制，網(wǎng)格尺寸為1 mm，蜂窩芯為殼單元，采用S4R的線性四邊形單元，此類單元為四結(jié)點(diǎn)曲面薄殼或厚殼，減縮積分，沙漏控制，有限膜應(yīng)變，網(wǎng)格尺寸設(shè)定為0.5 mm，面板與芯層設(shè)置成綁定約束，根據(jù)實(shí)際沖擊實(shí)驗(yàn)狀況，構(gòu)造兩個(gè)離散剛體代替沖擊實(shí)驗(yàn)的沖擊端壓頭和工作臺(tái)，沖擊端壓頭質(zhì)量為5 kg，壓頭尺寸(長(zhǎng)×寬)為100 mm×100 mm，給定X3方向自由度，其余方向自由度設(shè)置為0，剛體與試樣之間留存0.5 mm的距離，以此來(lái)更好地還原沖擊實(shí)驗(yàn)的實(shí)際狀態(tài)，沖擊端在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中是在自由狀態(tài)下獲得一個(gè)向下的速度，雖然在實(shí)際工作中它具有加速過(guò)程，但在仿真模擬中可將其簡(jiǎn)化為具有一個(gè)初速度并以此初速度勻速向下，直到撞擊到梯度蜂窩夾芯板試件，具體設(shè)定方式是在設(shè)置載荷時(shí)在預(yù)定義場(chǎng)中對(duì)沖擊端的初始狀態(tài)添加一個(gè)速度，本次實(shí)驗(yàn)?zāi)M所設(shè)置的速度為50 m/s，沖擊的初始能量值為6.25 kJ；工作臺(tái)的剛體邊界條件通過(guò)約束全部自由度來(lái)施加，剛體與工作臺(tái)之間的相互關(guān)系設(shè)為表面與表面接觸，摩擦因數(shù)為0.2，沖擊裝配圖如圖4(c)所示。

圖4 實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ蛨D

3 力學(xué)性能分析

3.1 梯度蜂窩板準(zhǔn)靜態(tài)壓縮性能

為了確定準(zhǔn)靜態(tài)下梯度蜂窩夾芯板力學(xué)性能，分別進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究。圖5是在微焦攝像機(jī)下觀察到的準(zhǔn)靜態(tài)壓縮下面板與芯層交接處的局部放大圖，通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)在準(zhǔn)靜態(tài)壓縮全程，面板與芯層之間膠接層未出現(xiàn)開裂，可能有以下幾種原因：一是由于芯層胞壁較薄，在壓縮過(guò)程中蜂窩夾芯板中芯層胞壁率先屈曲變形，對(duì)膠接層起到了緩沖卸載的作用；二是相比薄壁蜂窩鋁及面板層材料，膠結(jié)層的壓縮強(qiáng)度較高，經(jīng)過(guò)壓縮逐漸密實(shí)后的軟金屬層嵌入硬膠層之間，可以有效減緩膠層的應(yīng)力集中，從而降低了膠層啟裂的概率；三是壓縮應(yīng)力狀態(tài)有利于微裂紋的閉合，抑制其擴(kuò)展。

圖5 準(zhǔn)靜態(tài)壓縮下面板與芯層交接處的局部放大圖

圖6為準(zhǔn)靜態(tài)下實(shí)驗(yàn)和模擬壓縮示意圖，圖7為準(zhǔn)靜態(tài)下實(shí)驗(yàn)和模擬的載荷-位移曲線。由圖6可以發(fā)現(xiàn)鋁蜂窩梯度夾芯板的變形根據(jù)各蜂窩芯層密度的不同，蜂窩芯的變形順序是從低密度向高密度逐級(jí)變形的，直至蜂窩板完全密實(shí)，另外由于在準(zhǔn)靜態(tài)壓縮過(guò)程中，試件的受力較為均勻，所以蜂窩夾芯板中間的隔板基本沒(méi)有發(fā)生明顯的形變。根據(jù)圖7的載荷-位移曲線可以觀察到曲線出現(xiàn)了3個(gè)密實(shí)化峰值點(diǎn)，所對(duì)應(yīng)的位移分別是d1=8.32 mm，d2=14.82 mm，d3=20.8 mm，結(jié)合圖6可以發(fā)現(xiàn)，曲線出現(xiàn)峰值點(diǎn)時(shí)的位移與實(shí)驗(yàn)過(guò)程中試樣芯層逐級(jí)密實(shí)時(shí)的位移是吻合的，說(shuō)明在準(zhǔn)靜態(tài)壓縮過(guò)程中，梯度蜂窩板的變形是根據(jù)芯層密度的變化而逐層變形，從另一方面也說(shuō)明了蜂窩芯層密度越大，梯度蜂窩夾芯板所能承受的載荷也就越大，芯層抵抗變形的能力也就越強(qiáng)。另外，由各芯層密實(shí)時(shí)的壓縮位移可以看出，隨芯層密度的增大，各芯層的達(dá)到密實(shí)時(shí)所壓縮的位移之差是逐漸減小的，根據(jù)Wierzbicki[16]的研究可知，孔壁是按波長(zhǎng)(漸進(jìn)折疊，而波長(zhǎng)約等于蜂窩胞元邊長(zhǎng)，芯層密度是根據(jù)胞元邊長(zhǎng)的改變而變化的，而密度越大的芯層其胞元邊長(zhǎng)越小，孔壁折疊次數(shù)越多，芯層會(huì)越快速地密實(shí)化，因此，層級(jí)之間的密實(shí)化時(shí)所壓縮的位移之差會(huì)逐漸變小。

圖6 鋁蜂窩梯度夾芯板變形過(guò)程

圖7 準(zhǔn)靜態(tài)載荷-位移曲線

3.2 不同梯度率下梯度蜂窩的沖擊性能

為了確定在高速?zèng)_擊載荷下梯度率對(duì)蜂窩夾芯板抗沖擊性能的影響，現(xiàn)保持沖擊速率v=50 m/s，蜂窩板總高度H=26 mm，使用4種同等質(zhì)量的不同梯度率的梯度夾芯蜂窩板，即γ1=0.0276，γ2=0.0153，γ3=0.0059，γ4=0進(jìn)行了相應(yīng)的數(shù)值模擬。

圖8為沖擊壓頭的載荷-位移關(guān)系，圖9為位移d=4.6 mm時(shí)γ1,γ2,γ3的試件變形圖。由圖9可以觀察到，在高速?zèng)_擊下，梯度蜂窩板并非嚴(yán)格按照準(zhǔn)靜態(tài)過(guò)程中逐級(jí)變形密實(shí)，這是因?yàn)樵跊_擊過(guò)程中，靠近沖擊端的蜂窩芯層的變形主要依靠錘頭的沖擊慣性決定的，芯層密度起次要作用，而隨著芯層的增加，錘頭的沖擊慣性逐漸減小，此時(shí)影響蜂窩芯層形變的是芯層密度，整塊蜂窩板在錘頭沖擊慣性及芯層密度的相互影響下，各芯層胞壁先后發(fā)生彈性屈曲變形，隨后芯層才逐漸被壓潰密實(shí)，由圖8中γ1,γ2,γ3的載荷位移曲線也可以看出，梯度蜂窩板在塑性變形階段載荷較平緩，并未出現(xiàn)峰值，這說(shuō)明沖擊過(guò)程中，在錘頭沖擊慣性及芯層密度的相互作用下，梯度蜂窩板的變形是整體發(fā)生的線彈性變形、彈性屈曲、塑性坍塌及密實(shí)化。同時(shí)，從圖8中還可以觀察到，不同的梯度率有不同的沖擊載荷峰值，載荷峰值與梯度率成正比關(guān)系，聯(lián)系前面所敘述的梯度蜂窩板芯層的變形情況，可以發(fā)現(xiàn)沖擊端芯層的密度越大，蜂窩板的沖擊載荷峰值越高，蜂窩板的抗沖擊性能越好。

圖8 不同梯度率試樣沖擊載荷-位移曲線

圖9 試樣變形圖(d=4.6 mm)

圖10中γ4的試樣變形圖顯示當(dāng)梯度率γ4=0時(shí)，由于各級(jí)芯層的密度均相同，此時(shí)分層蜂窩板的變形主要依靠沖擊慣性的作用決定，而沖擊慣性隨沖擊壓頭首先作用在最上層面板及最上層的蜂窩芯，因此蜂窩夾芯板的變形模式是從沖擊端開始逐層變形，從圖8中也可以觀察到梯度率γ4=0時(shí)，蜂窩夾芯板的載荷-位移曲線有多個(gè)密實(shí)化峰值，這也驗(yàn)證了在沖擊過(guò)程中均質(zhì)蜂窩板是從沖擊端開始逐層密實(shí)的。

圖10 試樣變形圖(γ4=0)

3.3 不同梯度率下梯度蜂窩的能量吸收

為了確定在高速?zèng)_擊載荷下梯度率對(duì)蜂窩夾芯板抗沖擊性能的影響，模擬了上述同等質(zhì)量的3種不同梯度率以及均質(zhì)的夾芯蜂窩板，其塑性變形能隨位移的變化如圖11所示。

圖11 不同梯度率下夾芯蜂窩板的能量吸收

由圖11可以觀察到，當(dāng)沖擊壓縮位移達(dá)到5.5 mm之前，梯度蜂窩板曲線呈明顯的外凸形，并且塑性變形能都要高于均勻蜂窩板，另外，當(dāng)梯度率越大，曲線外凸越明顯即吸能越多，這主要是因?yàn)樵跊_擊過(guò)程中，由于受沖擊慣性和芯層本身密度共同影響，因此靠近沖擊端的蜂窩芯層優(yōu)先變形，而能量吸收又與蜂窩芯層的塑性鉸有關(guān)，根據(jù)Wierzbicki[16]的蜂窩芯孔壁折疊理論，相同高度下，蜂窩芯胞元的邊長(zhǎng)越小壓縮過(guò)程中所形成的塑性鉸越多，所以在塑性變形過(guò)程中芯層胞元邊長(zhǎng)越小其吸能性越好；當(dāng)壓縮位移大于5.5 mm之后，曲線轉(zhuǎn)變?yōu)閮?nèi)凹狀，此時(shí)均質(zhì)的吸能性要優(yōu)于梯度試樣的吸能性，直到壓縮位移至17.5 mm之后，梯度試樣的吸能性又好于均勻試樣，這主要是因?yàn)殡S著沖擊過(guò)程的進(jìn)行，梯度蜂窩芯層的孔壁折疊由胞元邊長(zhǎng)小的芯層延伸到胞元邊長(zhǎng)較大的芯層，在這段位移過(guò)程中，主要是由胞元邊長(zhǎng)較大的芯層所形成的塑性鉸來(lái)進(jìn)行能量吸收，因此均質(zhì)蜂窩板此時(shí)吸能性會(huì)優(yōu)于梯度蜂窩板，但隨著沖擊的進(jìn)行，當(dāng)梯度蜂窩芯胞元邊長(zhǎng)較大的芯層塑性鉸形成結(jié)束后，未密實(shí)的邊長(zhǎng)較小的胞元芯層又開始形成塑性鉸直至芯層完全密實(shí)，此時(shí)梯度蜂窩板的吸能性又好于均質(zhì)蜂窩板。由以上分析可知，對(duì)蜂窩板進(jìn)行梯度的設(shè)計(jì)可以提高其在沖擊前期的能量吸收能力。

另外，蜂窩板發(fā)生變形時(shí)所需要的能量是反映其吸能性的重要指標(biāo)。Zhang等[7]在研究帽形結(jié)構(gòu)耐撞性問(wèn)題時(shí)，提出一種表征結(jié)構(gòu)碰撞過(guò)程中所需能量的方法，即

(7)

式中：EA為結(jié)構(gòu)沖擊過(guò)程中所需要的能量；S為沖擊過(guò)程中錘頭的位移；F(S)為動(dòng)態(tài)沖擊力；Sx為動(dòng)態(tài)沖擊過(guò)程中蜂窩板密實(shí)化之前錘頭的位移值。

通過(guò)表5對(duì)不同梯度率的蜂窩夾芯板能量吸收情況的分析可知，當(dāng)梯度率為γ1=0.0276時(shí)，梯度蜂窩夾芯板的吸能性達(dá)到最好，相較于同等質(zhì)量下的均質(zhì)蜂窩夾芯板，能量吸收提高了10.63%，所以同等質(zhì)量下梯度蜂窩板的吸能性要優(yōu)于均質(zhì)蜂窩板的吸能性。

表5 梯度蜂窩夾芯板能量吸收情況

4 結(jié)論

(1)在準(zhǔn)靜態(tài)壓縮過(guò)程中，鋁蜂窩梯度夾芯板的變形具有明顯的局部化特征，蜂窩芯的變形順序?yàn)榈兔芏葍?yōu)先變形直至密實(shí)，層級(jí)之間的密實(shí)化應(yīng)變差隨芯層密度的增大而逐漸減小。

(2)在高速?zèng)_擊下，梯度蜂窩板并非嚴(yán)格按照準(zhǔn)靜態(tài)過(guò)程中逐級(jí)變形直至密實(shí)，而是在錘頭沖擊慣性及芯層密度的相互作用下整體發(fā)生的線彈性變形、彈性屈曲、塑性坍塌及密實(shí)化，并且不同梯度率的蜂窩板的沖擊載荷峰值與沖擊端芯層的密度有關(guān)，沖擊端芯層的密度越大，蜂窩板的沖擊載荷峰值越高，蜂窩板的抗沖擊性能越好。

(3)對(duì)蜂窩板進(jìn)行梯度的設(shè)計(jì)可以提高其在沖擊前期的能量吸收能力，當(dāng)梯度率為γ1=0.0276時(shí)，梯度蜂窩夾芯板的吸能性達(dá)到最好，相較于同等質(zhì)量下的均質(zhì)蜂窩夾芯板，能量吸收提高了10.63%。