高速沖擊載荷下梯度金屬泡沫夾芯梁的動態(tài)響應與失效*

魏建輝，李 旭，黃 威，徐宏建,3，方搏鵬

（1. 武漢第二船舶設計研究所，湖北 武漢 430061；2. 華中科技大學船舶與海洋工程學院，湖北 武漢430074；3. 天津航海儀器研究所，天津 300131）

具有結構輕量化與功能一體化特點的功能梯度夾芯結構近年來憑借其優(yōu)異的力學性能和能量吸收特性，作為一種新型的抗爆炸沖擊吸能材料在航空航天、水陸交通等領域獲得了廣泛的關注[1-4]。多孔金屬泡沫材料可以通過較大的塑性變形吸收較多的能量，繼而成為廣泛應用的抗沖擊吸能材料[5]。通過對金屬泡沫進行密度梯度設計得到的擁有仿生特性的功能梯度夾芯結構顯示出了明顯優(yōu)于其等質量均質泡沫芯材的夾芯結構的性能[6-7]，顯示出了巨大的工程應用前景。

目前對多孔金屬泡沫材料不同應變率加載下的能量吸收機理已經有了較為全面的認知[1,8]，Deshpande 等[9]和Daniel 等[10]分別建立了各向同性和考慮了應變率效應的多孔材料唯像本構模型。針對大量不同金屬泡沫夾芯結構在爆炸、侵徹、高速撞擊等強動載以及低速撞擊等載荷條件下結構響應和失效機理的研究表明，以金屬泡沫為芯層的夾芯結構具有優(yōu)于金屬蜂窩、波紋、點陣等夾芯結構的抗沖擊吸能特性[6,11]，并且可以通過泡沫芯層的強度設計獲得更優(yōu)異的抗爆炸沖擊性能[12]。基于此，近來年學者們通過采用密度梯度的分層夾芯結構來進一步開展抗沖擊防護結構的輕量化設計[13]。通過落錘試驗機開展的低速沖擊實驗，Jing 等[14]指出梯度設計使得夾芯結構的抗彎曲能力下降進而性能不如均質結構，而Zhang 等[15]則指出固支的負梯度夾芯結構具有更好的抗低速沖擊性能。在強動載作用下，蘇興亞等[16]指出均質芯層夾芯板的抗沖擊性能優(yōu)于所有分層梯度夾芯板，與Zhou 等[17]獲取的結論一致。但是，Wang 等[6]卻得到了不一致的結論，即負梯度結構具有更好的抗爆炸性能，且這種優(yōu)異性隨著梯度的增加而愈加明顯。由此可知，受到不同加載條件、邊界條件、密度梯度等因素的影響，目前針對分層密度梯度結構在沖擊載荷作用下的抗沖擊性能研究仍不夠完善。

為了探究芯層梯度效應對夾芯結構抗沖擊性能的影響規(guī)律，本文利用一級輕氣炮加載系統(tǒng)和高速相機，采用具有不同速度的金屬泡沫彈體對由三種不同密度結構組成的分層密度梯度夾芯梁結構進行沖擊加載，對比分析夾支邊界條件下五種等面密度梯度夾芯梁結構的動態(tài)變形響應和失效模式，結合準靜態(tài)三點彎曲實驗，明確分層夾芯梁結構抗高速沖擊性能的梯度效應。

1 實驗方法

1.1 試件制備

泡沫梯度夾芯梁結構由0.6 mm 厚的2A12 鋁合金上下面板以及三層10 mm 等厚度的泡沫鋁組成。用環(huán)氧樹脂膠膜將夾芯結構進行逐層膠結，預壓后放置于120 ℃保溫箱中保溫1.5 h，得到實驗所需泡沫鋁梯度夾芯梁結構，如圖1 所示。試樣的長、寬、高分別為290 mm×42 mm×32 mm。

圖1 金屬泡沫梯度夾芯梁結構Fig. 1 Gradient metal foam sandwich beam

本文采用3 種不同密度的金屬泡沫鋁，組成5 種不同密度梯度的夾芯結構。泡沫鋁材料的三種不同密度分別是0.28 g/cm3（low density, L）、0.42 g/cm3（medium density, M）、0.56 g/cm3（high density, H），對應的屈服強度分別為4.03、9.46、15.45 MPa，壓實應變分別為0.47、0.50、0.54。五種密度梯度結構均具有相同的單位面積質量，6.97 kg/m2。如圖1(b)和圖1(c)所示，結構形式根據(jù)不同密度泡沫芯層的分布位置分別為：均勻芯層結構（UM）、正梯度芯層結構（LMH）、負梯度芯層結構（HML）、半正梯度芯層結構（MLH）、半負梯度芯層結構（MHL）。

1.2 實驗設備

針對梯度泡沫夾芯梁結構分別開展了準靜態(tài)的三點彎曲實驗和泡沫彈高速沖擊實驗。三點彎曲準靜態(tài)實驗在材料試驗機上進行，加載速度為2 mm/min，有效跨距與高速沖擊實驗相同，均為150 mm。高速沖擊加載實驗裝置見圖2，夾芯梁結構以兩端夾支的狀態(tài)固定于防護靶艙中，確保其在沖擊載荷作用下能夠縱向滑動，進而達到模擬大型結構變形的邊界約束條件。

圖2 泡沫梯度夾芯梁結構高速沖擊加載實驗裝置示意圖Fig. 2 Experimental setup for the graded foam sandwich beams

由一級輕氣炮發(fā)射 ? 39.6 mm×45 mm，密度為0.40 g/cm3的金屬泡沫彈以不同速度高速撞擊夾芯梁結構實現(xiàn)模擬空氣爆炸的作用工況[18]。本文針對不同密度梯度的夾芯結構分別開展低、中、高三種不同速度的沖擊實驗，初始沖擊速度在157.0 到266.3 m/s 之間，對應的初始動量I0=m0v0在3.30～3.76 N·s 之間，其中m0為泡沫彈初始質量，v0為泡沫彈的初始速度。為了獲取結構動態(tài)響應和失效過程，高速照相機（SA-Z）被正對夾芯梁結構放置。高速相機采樣頻率為100 000 s-1，像素大小為640×280。

2 實驗結果與分析

2.1 三點彎曲實驗結果與分析

圖3 展現(xiàn)了三種典型金屬泡沫梯度夾芯梁結構在三點彎曲加載下的失效過程和失效模式。結合圖4所示的對應的載荷-位移關系曲線可知，在相同的單位面積質量下，密度梯度的分布對結構失效過程和失效模式有著明顯的影響，繼而影響梯度結構的能量耗散機制。不同梯度結構載荷-位移曲線上的驟降點均對應著結構新失效模式的出現(xiàn)和演化。在較低的面-芯界面強度下，結構前面板受載點處的局部壓縮和褶皺致使面-芯脫粘失效最先發(fā)生于所有結構。隨著錘頭的繼續(xù)下降，在共同經歷初始階段的近似彈性上升后，梯度差異引起的芯材初始失效的不同在載荷-位移曲線上驟然顯現(xiàn)。均質結構UM 在經歷了輕微的芯材局部壓縮和結構整體彎曲變形后，隨著載荷的增加，泡沫材料本身缺陷和集中應力作用下使得結構在大小相同的橫向剪切力作用下于簡支邊界形成裂紋，使得曲線從峰值驟降。橫向剪切裂紋沿厚度方向增長，并進一步引起錘頭端部裂紋的產生，直至裂紋貫穿而使得UM 喪失承載能力。負梯度結構HML 由于高密度層置于前端，在結構變形初始階段無芯材壓縮發(fā)生，因此其載荷-位移曲線類彈性段較之UM 明顯更長。隨著結構橫向變形和跨中彎矩的增加，強度最低的芯層在中心位置發(fā)生由下到上的斷裂。裂紋由下往上衍生，結構承載能力在最上層高密度層保持完好情況下基本保持不變，便出現(xiàn)了圖4 所示的平臺段。隨著裂紋在最大密度層的萌生，結構瞬間喪失承載能力。正梯度結構LMH 則由于最上層芯材密度最低，芯材的初始失效為芯材的局部壓縮，隨著壓縮量的增加，載荷-位移曲線上升變緩，直至第一層被完全壓實。LMH 持續(xù)在中心載荷作用下發(fā)生持續(xù)的橫向變形。由此可見，在準靜態(tài)三點彎曲作用下，正梯度、均質、負梯度泡沫夾芯梁結構芯層分別發(fā)生以局部芯材壓縮、橫向剪切和彎曲為主導的失效。

圖3 典型泡沫鋁梯度夾芯梁結構三點彎曲失效過程Fig. 3 Failure of typical gradient metal foam sandwich beams under the three-point bending

圖4 典型泡沫鋁梯度夾芯梁結構三點彎曲載荷-位移關系Fig. 4 Load-displacement curve of the typical gradient metal foam sandwich beam under the three-point bending

2.2 高速沖擊實驗結果與分析

為了闡明邊界條件對結構抗沖擊性能的影響，文獻[19]對比了完全固支和夾支邊界下均質、正梯度和負梯度夾芯梁結構的動態(tài)響應和失效，但是針對夾支邊界下結構響應的梯度效應未做詳細討論。本文在此基礎上，通過增加半正梯度（MLH）和半負梯度（MHL）泡沫夾芯梁結構，進一步系統(tǒng)開展夾支邊界條件下金屬泡沫夾芯梁結構抗沖擊性能芯材梯度效應的研究。通過泡沫鋁彈高速沖擊實驗研究，表1列出了單位面積質量相同的5 種密度梯度夾芯梁結構在三種沖擊強度下的初始實驗條件和背板中點塑性變形。

表1 金屬梯度夾芯結構高速沖擊實驗初始條件及結果Table 1 Experimental conditions and results of the graded metal foam sandwich beams

2.2.1 動態(tài)響應與失效分析

圖5 顯示了五種不同密度梯度的泡沫鋁夾芯梁結構在相似的較低速度沖擊下的動態(tài)響應和失效過程。在低速沖擊下，梁結構發(fā)生兩側向中心的輕微縱向滑移，結構在沖擊后仍然保持在夾支的狀態(tài)。不同于準靜態(tài)三點彎曲的情況，局部沖擊載荷作用下UM 首先發(fā)生整體變形。在載荷作用區(qū)域邊緣，由于橫向剪力的猛然增大，出現(xiàn)橫向裂紋，并繼續(xù)誘導芯材層間脫粘的大面積發(fā)生。隨著持續(xù)加載和橫向變形的增大，導致夾支端橫向剪切裂紋的產生。如圖5(a)所示，UM 芯材未發(fā)生明顯的局部壓縮。負梯度夾芯結構由于第一層強度的增加，在低速下發(fā)生以整體變形為主的失效，且無明顯橫向剪切失效。當?shù)谝粚訛閺姸茸畹偷恼荻冉Y構時，結構主要發(fā)生局部的芯材壓縮和整體變形失效。相較于均質結構，具有同樣首層泡沫的MLH 和MHL 仍然呈現(xiàn)出了明顯的差異。如圖5(b)所示，MLH 強度最低的第二層泡沫層在沖擊的初始時刻便發(fā)生局部的壓縮，而前后層芯材無明顯壓縮。結構整體響應等效于由低密度泡沫為芯層、金屬板和其相連芯層為新面板的夾芯結構的響應。隨著橫向變形的增加，芯層間不連續(xù)的抗彎能力使得層間脫粘的發(fā)生。與之相比，MHL 前兩層較大的壓縮強度使得結構在沖擊初始階段即發(fā)生整體的彎曲變形，如圖5(c)所示。強度最低的泡沫層厚度基本保持不變，僅在發(fā)生較大橫向彎曲變形時夾支邊界造成了兩端的輕微壓縮和剪切失效。變形機制與HML 基本相同。但是當沖擊強度增加后，中等密度作為第一層更易發(fā)生局部芯材壓縮，繼而導致失效機制的變化。

圖5 低速沖擊下金屬梯度夾芯梁結構動態(tài)變形與失效Fig. 5 Dynamic deformation and failure modes of the gradient metal foam sandwich beams under the low impulsive intensity

圖6 給出了半負梯度結構MHL 和半正梯度結構MLH 分別在中等沖擊強度和高沖擊強度下的初始沖擊、開始整體結構響應和持續(xù)變形的動態(tài)響應和失效過程。由圖可知，隨著沖擊強度的增加，MHL 中等密度的首層泡沫在沖擊初始時刻發(fā)生芯材的局部壓縮。在后續(xù)結構整體變形過程中，結構彎曲變形顯著增加，繼而在邊界位置導致低強度芯層的局部壓縮。高強度和低強度芯層厚度基本保持不變，與低強度沖擊響應基本相同。在強沖擊載荷下，MLH 的中間低強度泡沫層在沖擊初始時刻即發(fā)生快速的芯材壓縮直至壓實。首層中密度芯層在較低的背部支撐載荷下隨著弱芯層的壓潰和泡沫彈的沖擊同時發(fā)生芯材壓縮，直至在整體變形過程中，第二芯層的壓實和大彎曲變形作用下發(fā)生斷裂。兩種梯度結構均由于芯層強度的不連續(xù)而在大彎曲變形下發(fā)生顯著的層間脫粘失效。

圖6 中速和高速沖擊下金屬梯度夾芯梁結構動態(tài)變形與失效Fig. 6 Dynamic deformation and failure modes of the gradient metal foam sandwich beams under the medium and high impulsive intensities

夾芯結構背板中點的變形響應和最大變形是衡量結構抗沖擊能力的一個重要指標。圖7 給出了不同梯度泡沫夾芯梁結構在三種沖擊載荷作用下的中點變形響應和塑性變形大小。需要指出的是，當沖擊強度超過最低值時，不同芯材的結構會發(fā)生明顯的縱向滑移。由圖7(a)可知，通過低強度芯層的壓縮吸能能夠有效的降低背板中點的變形。當沖擊強度不足以使得中等密度芯層在沖擊初始發(fā)生壓縮時，梯度設計均能夠有效的降低最大變形。梯度芯層通過局部壓縮降低結構變形速率，通過壓縮耗能，達到降低橫向變形的效果。沖擊結束后，結構通過彈性恢復達到最終的塑性變形狀態(tài)。通過圖7(b)可知，充分的芯層壓縮是降低最大變形和塑性變形的有效機制。這種趨勢隨著沖擊強度的增加同樣有效。由圖7(c)和圖7(d)可知，當中點變形約大于20 mm 后，結構的大彎曲變形致使結構發(fā)生縱向滑移。均質結構在沖擊強度使其發(fā)生芯材壓縮后，結構的整體變形和中點變形均小于不同梯度的等面密度夾芯結構，顯示出了更好的抗沖擊性能。LMH 由于首層的快速壓實，整體變形未得到明顯提升。MLH 則由于雙層不同強度芯層的壓縮吸能，顯示出了較之其他形式梯度結構更好的抗沖擊性能。MHL 由于能量的耗散以結構變形為主，在不同沖擊強度下，其橫向變形均呈現(xiàn)為較大數(shù)值，無法提供較好的抗沖擊性能。由此可見，通過合理的密度梯度設計，在預計的沖擊強度范圍內，通過不同芯層在不同沖擊強度下的逐層壓縮吸能，能夠有效地提升防護結構的抗沖擊變形能力。

圖7 不同沖擊速度下梯度夾芯梁結構背板中點動態(tài)響應和變形Fig. 7 Central dynamic response and deformation of the gradient metal foam sandwich beams under the impulsive loads

2.2.2 變形與失效模式分析

圖8 給出了均質中等密度泡沫夾芯梁結構在低速沖擊加載下的失效模式。如前所述，由于低強度沖擊不會使中等密度芯層發(fā)生壓縮，該均質夾芯結構整體為橫向彎曲變形以及對應的芯層失效和面板變形。由圖8 可知，夾芯結構前后面板在沖擊載荷下受彎曲和縱向拉伸作用發(fā)生塑性變形，并在前面板形成輕微褶皺。當芯層不發(fā)生壓縮失效時，其主要通過橫向剪切裂紋的產生和生長以及芯層間拓展來耗散主要的沖擊能量。結構失效的分布沿跨長方向呈對稱分布的趨勢。泡沫彈體沖擊區(qū)域失效分布最為復雜，由于剪力在彈體邊界的驟然增加，第一層和第二層泡沫均出現(xiàn)貫穿的橫向剪切失效，并伴隨完整的層間脫粘。該區(qū)域的層間脫粘裂紋在動態(tài)變形過程中持續(xù)向兩側延伸，接近至邊界位置。在最邊緣區(qū)域，由于夾具端的橫向剪力使得層間裂紋停止延伸并轉換為橫向裂紋，靠近夾具的第三層裂紋更為明顯，基本貫穿。

圖8 均質泡沫鋁夾芯梁結構低速沖擊載荷作用下的失效模式Fig. 8 Failure modes of UM under the low impulsive intensity

與均質結構UM 相比，圖9 給出了近似沖擊強度下其他四種不同梯度的夾芯梁結構測試后的失效模式。由圖9 可知，梯度芯材的梁結構無論是變形還是失效均顯示出均質結構的特性。除了LMH 由于首層低強度芯層發(fā)生明顯的局部壓縮失效，其他形式的結構除了發(fā)生局部的層間脫粘之外，芯層失效程度低，以負梯度HML 為最。在近似相同的入射能量下，造成這種差異的一個主要因素可以歸結為泡沫彈具有與中等密度芯層相似的密度，波阻抗相似的情況使得結構吸收的能量更大。

圖9 梯度泡沫鋁夾芯梁結構低速沖擊載荷作用下的失效模式Fig. 9 Failure modes of the gradient metal foam sandwich beams under the low impulsive intensity

隨著沖擊強度的變化，夾芯梁結構的失效模式受到芯材梯度效應的影響發(fā)生了明顯的改變。圖10給出了五種不同梯度夾芯梁結構在中等強度沖擊和高強度沖擊載荷作用后的結構失效模式。正梯度LMH 結構在受到中等沖擊強度時首層芯材的完全壓實而導致結構局部變形效應明顯，進而引起過度變形，并在邊界出現(xiàn)貫穿橫向剪切失效，導致結構基本喪失承載能力。負梯度HML 結構仍然以整體變形為初始響應，隨著沖擊強度的增加，在彈體沖擊區(qū)域和第三層出現(xiàn)越來越多的橫向斷裂失效，且低強度芯層在變形區(qū)域均無明顯壓縮。與之相比，均質夾芯結構UM 整體變形和失效在夾支邊界下隨沖擊強度變化并不敏感。通過不同速度的動態(tài)加載過程可知，均質夾芯結構在更高強度的沖擊加載下首層發(fā)生輕微的芯層壓縮，并在彈體頭部中心位置隨著壓縮的停止出現(xiàn)剪切斷裂，裂紋橫向生長并誘發(fā)層間失效。同樣發(fā)生首層的輕微壓縮，MLH 和MHL 的失效模式與均質結構同樣存在明顯差異。MLH 始終呈現(xiàn)為上述的低強度泡沫為芯層的等效夾芯結構，在沖擊過程中首先出現(xiàn)的是低強度層的壓縮失效和局部變形。隨著沖擊強度和變形增加，首層中密度層出現(xiàn)壓縮并在彎曲變形作用下發(fā)生中心斷裂，并在高強層發(fā)生邊界剪切斷裂。MHL 則由于更強的支撐力作用于第一層中等密度層，在經歷了首層的輕微壓縮后結構出現(xiàn)整體彎曲變形，變形明顯大于MLH。隨著沖擊強度和彎曲變形的增加，彈體沖擊區(qū)域發(fā)生多芯層斷裂，并在邊界易出現(xiàn)剪切失效。

圖10 梯度泡沫鋁夾芯梁結構沖擊載荷作用下的失效模式Fig. 10 Failure modes of the gradient metal foam sandwich beams under the impulsive loads

結合結構的動態(tài)變形和失效模式可知，盡管芯層的橫向剪切失效和層間脫粘失效為夾芯結構最主要的失效模式，但是隨著沖擊強度和芯層梯度的變化，這兩種失效模式以及泡沫壓縮失效出現(xiàn)的先后順序以及失效程度會發(fā)生明顯的變化，這種變化即是主導對應結構能量吸收的主要機制。上述的失效模式分析可知，不同梯度的夾芯結構受到中心局部沖擊加載時，其失效模式的沿著跨長分布基本呈現(xiàn)出較好的對稱性，如圖11(a)所示。中心區(qū)域（Ⅲ）受到彈體的直接作用，為失效最嚴重區(qū)域，隨著沖擊強度和芯層強度的由低到高的變化，失效模式由芯層壓縮轉換為整體響應后的斷裂，對結構整體響應和能量吸收機制起到主要作用。相鄰區(qū)域（Ⅱ）收到局部壓縮和整體大變形的影響以層間失效為主。在邊緣區(qū)域（Ⅰ），受大變形和夾具反力作用，隨著沖擊強度和最后層芯層強度的增加易發(fā)生橫向剪切失效。但是當最后層強度較低時，則主要發(fā)生局部的芯材壓縮失效。

圖11 梯度夾芯梁結構抗沖擊失效模式Fig. 11 Failure modes of the gradient metal foam sandwich beams subjected to high-velocity impact

如前所述，梯度夾芯梁結構的初始失效模式對結構整體響應和主要的能量吸收機制起著主導作用。圖11(b)給出了梯度夾芯梁結構在不同沖擊載荷作用下初始失效模式圖以及隨之衍生的主要失效模式。不同梯度夾芯梁結構隨著沖擊強度的變化所呈現(xiàn)的初始失效模式主要為芯材局部壓縮和整體變形（實線）。由實驗結果可知，在密度相近的泡沫彈體沖擊下，均質夾芯結構僅發(fā)生輕微的芯層壓縮。均質和負梯度的夾芯結構以整體變形為主。其他梯度的夾芯結構隨著沖擊強度的變化均會出現(xiàn)不同程度的芯層壓縮，當?shù)蛷姸刃緦游挥谇皟蓪訒r會隨著沖擊強度的增加發(fā)生完全壓實失效（虛線）。中心的斷裂失效均是伴隨芯材的壓縮和彎曲變形而產生，在中等沖擊強度下，所有結構均會發(fā)生不同程度的中心斷裂失效（紅色虛線），而均質結構則會在更低強度下出現(xiàn)該失效。

3 結 論

本文利用泡沫彈沖擊實驗開展了金屬泡沫梯度夾芯梁結構的抗沖擊性能研究，分析了五種不同梯度的等面密度夾芯結構在夾支邊界條件下抗沖擊性能隨沖擊強度以及梯度效應的變化規(guī)律，結合三點彎曲實驗，通過結構的動態(tài)響應過程和失效分析，得到了以下結論。

(1)在準靜態(tài)三點彎曲作用下，密度梯度的分布對結構失效過程和失效模式有著明顯的影響，繼而影響梯度結構的能量耗散機制。正梯度、均質、負梯度泡沫夾芯梁結構芯層分別發(fā)生以局部芯材壓縮、橫向剪切和彎曲為主導的失效。

(2)沖擊加載下，梯度夾芯梁結構的初始失效模式對結構整體響應和主要的能量吸收機制起主導作用。當沖擊條件不足以使均質夾芯結構發(fā)生局部芯材壓縮時，均質及負梯度夾芯結構初始失效模式為整體彎曲變形。低強度芯層位于前兩層的其他梯度形式的夾芯結構隨著沖擊強度的變化均會出現(xiàn)不同程度的局部芯層壓縮。

(3)當沖擊強度較低時，梯度結構通過更豐富的局部失效表現(xiàn)出明顯優(yōu)于均質結構的抗沖擊變形能力，其中芯層壓縮起主要作用。隨著沖擊強度的提升，存在一個臨界沖擊強度，即當?shù)蛷姸刃緦颖豢焖賶簩崟r，均質結構具有更好的抗沖擊變形能力。在預計的沖擊強度范圍內，通過合理地設計密度梯度而實現(xiàn)芯材的逐層壓縮吸能，能夠有效提升防護結構的抗沖擊變形能力。