軸向和斜向加載下復(fù)合材料-金屬-泡沫混雜管件的壓潰吸能機(jī)制

王振, 梅軒, 曹悉奧, 陳軼嵩, 朱國華, 郭應(yīng)時(shí)

(長安大學(xué) 汽車學(xué)院，西安 710064)

隨著汽車輕量化對(duì)結(jié)構(gòu)減重、成本節(jié)約及性能提升等要求越來越高，一些學(xué)者提出采用碳纖維/鋁合金混雜材料進(jìn)行車身防撞結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的思路[1-5]，并開展了有關(guān)金屬部件厚度[6]、復(fù)合材料鋪設(shè)順序[7]、復(fù)合材料厚度[8]、復(fù)合材料纖維取向[9-10]及外部加載速率[11]對(duì)碳纖維-鋁合金混雜薄壁管件壓潰性能影響的研究。結(jié)果表明，混雜薄壁管中不同組分間存在明顯的相互作用，相比于單一材料，各組分的變形模式及相應(yīng)的能量吸收也將發(fā)生變化，最終導(dǎo)致混雜管件整體的能量吸收與單一材料組分的吸能之和不相等，該現(xiàn)象稱為交互效應(yīng)。因此，碳纖維-鋁合金混雜薄壁管件的耐撞性設(shè)計(jì)應(yīng)盡量使其能量吸收超過單一組分吸能之和，產(chǎn)生“1+1>2”的效果[12-13]。

韌性較差的碳纖維在壓潰中存在變形模式不穩(wěn)定的問題，與鋁合金混雜使用可以在一定程度上改善其變形模式，但空心碳纖維-鋁合金混雜管依然會(huì)發(fā)生碳管撕裂和折斷等不穩(wěn)定失效模式，嚴(yán)重降低其承載能力[14-15]。泡沫鋁材料變形模式極為穩(wěn)定[16]，常被用作薄壁結(jié)構(gòu)的填充材料從而改善其壓縮變形模式，提高結(jié)構(gòu)承載能力[17-18]。為了改善空心復(fù)合材料-金屬混雜管不穩(wěn)定的壓潰變形模式，一些學(xué)者設(shè)計(jì)了復(fù)合材料-金屬-泡沫混雜吸能結(jié)構(gòu)，Costas 等[19]通過動(dòng)態(tài)軸向沖擊實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)聚對(duì)苯二甲酸乙二醇酯(Polyethylene terephthalate，PET)填充的鋁合金-玻纖混雜縱梁的吸能效力得到了大幅提升；Yang 等[20]通過低速?zèng)_擊實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)相比于空心混雜管，泡沫鋁填充的復(fù)合材料-鋁合金混雜管的平均力得到了較好提升，但是其比吸能有所下降。

相比于空心混雜薄壁結(jié)構(gòu)，復(fù)合材料-金屬-泡沫混雜結(jié)構(gòu)具有更穩(wěn)定的壓潰變形模式和更高的能量吸收能力，但當(dāng)前關(guān)于其壓潰吸能機(jī)制的研究還不多見，已有的報(bào)道主要集中在實(shí)驗(yàn)研究，但是實(shí)驗(yàn)手段難以深入表征混雜結(jié)構(gòu)中不同材料組分在壓潰過程中的變形特性和吸能機(jī)制；另外，實(shí)際服役中車輛除了遭受正面撞擊還可能受到斜向壓潰，而以往的報(bào)道主要集中在軸向研究，其在斜向工況下的壓潰吸能機(jī)制仍不清楚。因此，深入探索復(fù)合材料-金屬-泡沫混雜結(jié)構(gòu)在軸向和斜向工況下的壓潰變形特性和能量吸收機(jī)制對(duì)于促進(jìn)其在汽車輕量化中的應(yīng)用意義重大。

本文首先通過實(shí)驗(yàn)對(duì)比了單一鋁管(Al)、單一泡沫鋁(Af)、單一碳纖維(CFRP)、鋁管-泡沫鋁(Al-Af)及碳纖維-鋁合金-泡沫鋁(CFRP-Al-Af) 混雜管在準(zhǔn)靜態(tài)軸向(0°)和斜向(10°)工況下的壓潰變形模式和吸能差異；然后基于LS-DYNA 建立了單一管件和混雜管件的壓潰有限元模型并深入探究了混雜管件在軸向和斜向工況下的壓潰變形特性和能量耗散機(jī)制；最后基于實(shí)驗(yàn)和仿真結(jié)果，分別構(gòu)建了單一管件、混雜管件及其交互效應(yīng)的平均載荷預(yù)測(cè)模型，結(jié)果表明所構(gòu)建的理論模型能夠較好地預(yù)測(cè)單一管件和混雜管件在軸向工況下的平均壓潰載荷，本文為后續(xù)開展混雜結(jié)構(gòu)耐撞性優(yōu)化設(shè)計(jì)提供了良好的模型支撐。

1 實(shí)驗(yàn)方法及結(jié)果

1.1 制備工藝及實(shí)驗(yàn)方法

實(shí)驗(yàn)所用的3 K 碳纖維預(yù)浸料由深圳市航宇碳纖維科技有限公司提供，閉孔泡沫鋁(密度為0.29 g/cm3)由四川元泰達(dá)新材料股份有限公司提供，所用鋁合金圓管的牌號(hào)為6061，長度為120 mm，外徑為60 mm，厚度為1 mm。圖1(a)展示了鋁合金-泡沫鋁(Al-Af)混雜管件的制備方法，利用線切割工藝將泡沫鋁材料切割成長度為120 mm、直徑為58 mm 的圓柱體，然后將其塞入鋁合金管內(nèi)部即可完成Al-Af 混雜管的制備。圖1(b)為碳纖維-鋁合金-泡沫鋁(CF-Al-Af)混雜管件的制備方法，將5 層碳纖維包覆于鋁管外表面，鋪層順序?yàn)?0°/90°)5。然后將其放在烘箱烘烤約120 min，溫度為150°C 左右(供應(yīng)商提供)，接著取出固化的碳纖維-鋁合金(CF-Al)混雜管并將多余的碳纖維材料切除，最后將泡沫鋁芯材塞入其內(nèi)部，即可完成CF-Al-Af 混雜管件的制備。所有試樣的幾何信息如表1 所示。

圖1 鋁合金(Al)-泡沫鋁(Af)混雜管 (a) 和碳纖維(CF)-Al-Af 混雜管 (b) 的制備過程Fig.1 Manufacturing process of the aluminum (Al)-aluminum foam (Af)hybrid tube (a) and carbon fiber (CF)-Al-Af hybrid tube (b)

表1 所有實(shí)驗(yàn)試樣的信息匯總Table 1 Information summary of all testing samples

本文中將著重研究兩種不同工況下單一管件和混雜管件的壓潰吸能特性，分別為軸向(0°)和斜向(10°)加載，如圖2 所示。加載速率為4 mm/min，萬能拉伸試驗(yàn)機(jī)(Instrong，5965)量程為0～150 kN。需要注意的是，斜向加載中為了避免橫向載荷對(duì)試驗(yàn)機(jī)造成損傷，因此采用對(duì)稱斜向加載方式，兩側(cè)的試樣制備工藝和質(zhì)量均一致。

圖2 軸向(0°)和斜向(10°) 壓縮實(shí)驗(yàn)Fig.2 Axial (0°) and oblique (10°) compressive tests

1.2 評(píng)價(jià)指標(biāo)及結(jié)果分析

本文中分別采用能量吸收(Energy absorption，EA) 、峰值載荷(Peak crushing force，PCF)和壓潰載荷效率(Crushing force efficiency，CFE)3 個(gè)指標(biāo)對(duì)單一鋁管、單一泡沫鋁、單一碳纖維管及其混合管的壓潰性能進(jìn)行評(píng)估[12]。

能量吸收的定義如下所示[12]：

其中：F(x)表 示瞬時(shí)壓潰反力；d為壓潰距離。

壓潰載荷效率可通過下式計(jì)算[12]：

其中，MCF和PCF分別表示壓潰平均載荷和壓潰峰值載荷，而MCF可以通過下式計(jì)算[12]：

圖3 展示了單一管件和混雜管件的典型壓潰歷程?？梢钥吹絾我讳X管(Al)在軸向和斜向工況下均發(fā)生了明顯的自頂向下的塑形變形，其塑性鉸既包含對(duì)稱鉸又包含非對(duì)稱鉸；泡沫鋁(Af)在軸向和斜向工況中也都發(fā)生了穩(wěn)定的塑形變形，壓潰過程中發(fā)現(xiàn)少部分碎屑脫落，主要原因是由于較薄的泡沫鋁壁發(fā)生了失效，但泡沫鋁整體依然表現(xiàn)出穩(wěn)定的變形模式；碳管(CF)在軸向和斜向工況下也均發(fā)生了自上而下的漸進(jìn)“開花式(Splaying mode)”變形，壓潰中少量碎屑從管壁發(fā)生脫落，主要是由于部分纖維和基體發(fā)生了破裂；鋁合金-泡沫鋁混雜管(Al-Af)同樣在兩種不同工況下均發(fā)生了穩(wěn)定的塑形變形，但是外側(cè)的鋁管形成了一系列對(duì)稱的塑形鉸，而空心鋁管的變形模式則是混合型，二者差異明顯；碳纖維-鋁合金-泡沫鋁混雜管(CF-Al-Af)在兩種工況下也發(fā)生了自上至下的漸進(jìn)壓潰變形，但是外側(cè)的碳管由于受到內(nèi)部泡沫鋁和鋁管塑形鉸的擠壓，在壓潰過程中管壁發(fā)生了橫向斷裂和軸向撕裂，與單一碳管的“開花式”變形模式差異明顯。

圖3 軸向(0°)和斜向(10°) 實(shí)驗(yàn)的典型壓潰歷程Fig.3 Typical crushing histories of axial (0°) and oblique (10°) tests

從圖4 和圖5 可以看到，對(duì)于單一碳管(CF)、單一鋁管(Al)及碳纖維-鋁合金-泡沫鋁混雜管(CFAl-Af)，斜向加載導(dǎo)致CF 和Al 首先在靠近壓頭的一側(cè)發(fā)生了破碎或者屈服，進(jìn)而減小了試樣的初始峰值載荷；而泡沫鋁材料(Af)在軸向和斜向下均能發(fā)生穩(wěn)定的變形，因此其軸向和斜向初始峰值載荷也較接近；相比于單一鋁管(Al)，單一碳管(CF)和單一泡沫鋁(Af)的壓潰載荷波動(dòng)幅度更小，說明其變形模式更穩(wěn)定；相比于鋁合金-泡沫鋁混雜管(Al-Af)，碳纖維-鋁合金-泡沫鋁混雜管(CF-Al-Af)的壓潰反力更大，說明碳管顯著增強(qiáng)了鋁合金-泡沫鋁混雜管的承載能力。

圖4 純Al、純Af 和純CF 在軸向(0°)和斜向(10°)工況下的載荷-位移曲線Fig.4 Force-displacement curves of net Al, net Af and net CF tubes under axial (0°) and oblique (10°) loads

圖5 Al-Af 混雜管和CF-Al-Af 混雜管在軸向(0°)和斜向(10°)工況下的載荷-位移曲線Fig.5 Force-displacement curves of Al-Af and CF-Al-Af hybrid tubes under axial (0°) and oblique (10°) loads

圖6 對(duì)單一管件和混雜管件的能量吸收進(jìn)行了對(duì)比。對(duì)于鋁合金-泡沫鋁混雜管(Al-Af)而言，無論是軸向還是斜向工況下其能量吸收總是高于相應(yīng)的單一組分的能量吸收之和，泡沫鋁與鋁合金管之間的摩擦作用增強(qiáng)了混雜管整體的承載能力；對(duì)于碳纖維-鋁合金-泡沫鋁混雜管(CF-Al-Af)而言，在軸向工況下，其能量吸收小于相應(yīng)的單一組分的能量吸收之和，但是在斜向工況下，其吸能總量高于單一組分吸能之和，原因是外部的碳纖維管為內(nèi)部鋁合金管的變形造成了阻力，進(jìn)而增強(qiáng)了的混雜管整體的承載能力；此外，相比于鋁合金-泡沫鋁混雜管(Al-Af)與單一碳管(CF)的能量吸收之和，碳纖維-鋁合金-泡沫鋁混雜管(CF-Al-Af)的吸能總量有所減少，原因主要是混雜管中外部碳管發(fā)生了橫向和軸向撕裂失效，顯著降低了碳管的承載能力。

圖6 單一管件和混雜管件的吸能對(duì)比Fig.6 Comparisons in energy absorption of single and hybrid tubes

2 材料本構(gòu)及模型驗(yàn)證

2.1 材料本構(gòu)模型介紹

2.1.1 鋁合金材料本構(gòu)

采用LS-DYNA 中的MAT_24 號(hào)材料卡片描述鋁管在壓縮階段的彈塑性力學(xué)特性[3]，通過線切割工藝從管壁切下啞鈴型拉伸試樣，然后對(duì)其開展準(zhǔn)靜態(tài)單軸拉伸實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)試樣及真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖7 所示。經(jīng)過處理得到所用鋁合金材料的彈性模量為50.86 GPa；拉伸強(qiáng)度為188.4 MPa；泊松比為0.366。

圖7 鋁合金材料的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.7 True stress-strain curve of aluminum material

2.1.2 泡沫鋁材料本構(gòu)

本文暫不考慮泡沫鋁微觀胞壁材料的各向異性及失效行為，而將其視為一種具有各向同性特點(diǎn)的均質(zhì)材料。采用LS-DYAN 中MAT_63 號(hào)材料模擬其壓縮行為[21]。為了支撐MAT_63 材料卡片的參數(shù)輸入，對(duì)泡沫鋁立方體樣本進(jìn)行了準(zhǔn)靜態(tài)壓縮實(shí)驗(yàn)，相關(guān)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖8 所示。

圖8 泡沫鋁材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.8 Stress-strain curve of aluminum foam

2.1.3 碳纖維材料本構(gòu)

LS-DYNA 中的MAT_54 號(hào)材料卡片已經(jīng)被較多研究證明可以較準(zhǔn)確地模擬單向或者織物增強(qiáng)復(fù)合材料的彈脆性力學(xué)特性，因此，本文將利用MAT_54 號(hào)材料本構(gòu)模擬碳纖維管的壓潰變形行為，其面內(nèi)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為[3]

其中：E1、E2和G12分別是碳纖維縱向、橫向和面內(nèi)剪切模量；σ11、σ22和σ12分別是碳纖維縱向、橫向和面內(nèi)剪切應(yīng)力分量；ε11、ε22和ε12分別是碳纖維縱向、橫向和面內(nèi)剪切應(yīng)變分量；ν12和ν21分別是面內(nèi)縱橫和面內(nèi)橫縱泊松比。

MAT_54 材料包含的失效模式如下所示[3]：

其中：XT和XC分別是碳纖維縱向拉伸和壓縮強(qiáng)度；YT和YC分 別是碳纖維橫向拉伸和壓縮強(qiáng)度；XS為碳纖維面內(nèi)剪切強(qiáng)度；β 是剪切系數(shù)，如表2 所示。

表2 碳纖維復(fù)合材料(CFRP)力學(xué)性能參數(shù)Table 2 Mechanical property parameters of carbon-fibrereinforced polymer (CFRP)

碳纖維管在壓潰過程中往往還伴隨有分層失效，LS-DYNA 提供了兩種模擬分層的方法，第一種為在相鄰層板之間建立粘膠單元；第二種方法可以不建立粘膠單元，直接在相鄰層間定義Tiebreak_Contact 接觸，從而模擬復(fù)合材料的層間脫粘行為。為了減少單元數(shù)量提高計(jì)算效率，本文采用基于Tiebreak_Contact 的接觸方法模擬碳管的分層行為，界面失效可以根據(jù)下式預(yù)測(cè)[3]：

其中：σn和 σs代表界面層法向和切向應(yīng)力分量；NFLS和SFLS分別表示界面層的法向和切向強(qiáng)度值，如表2 所示。其中GN代表層間界面的接觸剛度，CCRIT代表層間臨界失效距離，當(dāng)界面失效發(fā)生后，一旦層間距離超過CCRIT的大小，將發(fā)生界面分離，即分層變形。

2.2 有限元模型驗(yàn)證

2.2.1 有限元模型介紹

圖9 中鋁管采用單層殼單元離散，尺寸為2 mm×2 mm。泡沫鋁采用實(shí)體單元離散，尺寸為2 mm×2 mm，為避免壓潰中碳纖維或鋁合金侵入較軟的泡沫引發(fā)負(fù)體積錯(cuò)誤，在其表面生成一層尺寸為2 mm×2 mm 的包殼單元，厚度設(shè)置為0.001 mm，從而盡可能降低其對(duì)泡沫鋁壓潰響應(yīng)的影響[22]。碳纖維管采用5 層殼單元進(jìn)行離散，單元尺寸為2 mm×1 mm，并且在碳纖維管上端逐層對(duì)其高度進(jìn)行調(diào)整實(shí)現(xiàn)45°觸發(fā)倒角的設(shè)置；此外，相鄰兩層單元之間設(shè)置Tiereak_Contact(ONE_WAY_SURFACE_TO_SURFACE_TIEBREAK, OPTION 8)接觸算法模擬分層變形，并且當(dāng)膠層失效后自動(dòng)退化為Surface_To_Surface_Contact 接觸算法，相關(guān)摩擦因數(shù)設(shè)置為0.22。

圖9 CF-Al-Af 試樣的有限元模型Fig.9 Finite element model of CF-Al-Af samples

2.2.2 有限元模型驗(yàn)證

圖10 對(duì)比了有限元預(yù)測(cè)的載荷-位移曲線與實(shí)驗(yàn)結(jié)果之間的差異。可以看到數(shù)值模擬獲得的載荷-位移曲線的變化趨勢(shì)及幅值大小均與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。圖11 展示了數(shù)值預(yù)測(cè)的變形模式與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比情況。鋁管單獨(dú)壓潰時(shí)管壁同時(shí)出現(xiàn)了對(duì)稱和非對(duì)稱塑性鉸，呈現(xiàn)混合變形模式，仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致；對(duì)于泡沫鋁，仿真結(jié)果不考慮泡沫鋁胞壁的失效與斷裂，其整體變形模式與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合；對(duì)于單一碳管，仿真結(jié)果預(yù)測(cè)出了內(nèi)外分層和層瓣彎曲，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本一致；對(duì)于鋁合金-泡沫鋁混雜管，鋁管形成了一系列對(duì)稱塑性鉸，內(nèi)部泡沫鋁發(fā)生了穩(wěn)定的塑性變形，仿真結(jié)果顯示鋁管及泡沫鋁的變形模式均與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合；而碳纖維-鋁合金-泡沫鋁混雜管在實(shí)驗(yàn)結(jié)束后，外部碳纖維管被內(nèi)部鋁管的塑性鉸頂破，發(fā)生了軸向撕裂和橫向開裂，內(nèi)部鋁管則在泡沫鋁的誘導(dǎo)下形成了一系列對(duì)稱塑性鉸，仿真結(jié)果也與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合。表3 對(duì)比了實(shí)驗(yàn)與仿真獲得的典型耐撞性指標(biāo)，結(jié)果表明仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果誤差較小，基本吻合。

圖10 純Al (a)、純Af (b)、純CF (c)、Al-Af (d)和CF-Al-Af 混雜管 (e) 的仿真與實(shí)驗(yàn)曲線對(duì)比Fig.10 Comparisons in curves between experiments and simulations of net Al (a), net Af (b), net CF (c), Al-Af (d) and CF-Al-Af tubes (e)

圖11 純Al (a)、純Af (b)、純CF (c)、Al-Af (d) 和CF-Al-Af 混雜管 (e)的仿真與實(shí)驗(yàn)的變形模式對(duì)比Fig.11 Comparisons in deformation modes between experiments and simulations of net Al (a), net Af (b), net CF (c), Al-Af (d) and CF-Al-Af tubes (e)

表3 實(shí)驗(yàn)與仿真的耐撞性指標(biāo)對(duì)比Table 3 Comparisons in crashworthiness indicators between experiments and simulations

3 吸能機(jī)制分析與討論

3.1 單一管件和混雜管件的能量吸收特性對(duì)比

基于驗(yàn)證后的數(shù)值模擬結(jié)果，提取單一管件和混雜管件的能量耗散數(shù)值并進(jìn)行對(duì)比，圖12 和圖13 分別展示了鋁合金-泡沫鋁混雜管(Al-Af)在軸向和斜向工況下的能量吸收特性。對(duì)于軸向工況，Al-Af 的總內(nèi)能比單一Al 和單一Af 及其摩擦能之和高約7.6%，其中混雜管中的Al 所耗吸收的內(nèi)能比單一Al 高約11.4%，混雜管中的Af 比單一Af 高約1.6%，混雜管中的摩擦能比單一摩擦能之和高約50%。對(duì)于斜向工況，Al-Af 的總內(nèi)能比單一Al 和單一Af 及其摩擦能之和高約19.7%，其中混雜管中的Al 所耗吸收的內(nèi)能比單一Al 高約20.1%，混雜管中的Af 比單一Af 高約11.5%，混雜管中的摩擦能比單一摩擦能之和高約152.3%。可以看出，Al-Af 混雜管件中不同材料組分的能量耗散均高于單一材料組分，說明泡沫鋁和鋁合金管在壓潰過程中產(chǎn)生了明顯的正向交互作用，增強(qiáng)了兩種材料之間的摩擦作用，提升了各個(gè)組分的抗壓潰變形能力，最終促進(jìn)了混雜管整體吸能的提升。

圖12 軸向(0°)工況下Al-Af 混雜管及其不同組分的能量吸收對(duì)比Fig.12 Comparisons in energy absorptions between Al-Af hybrid tube and its different counterparts under axial (0°) load

圖13 斜向(10°)工況下Al-Af 混雜管及其不同組分的能量吸收對(duì)比Fig.13 Comparisons in energy absorptions between Al-Af hybrid tube and its different counterparts under oblique (10°) load

圖14 和圖15 分別展示了碳纖維-鋁合金-泡沫鋁混雜管(CF-Al-Af)在軸向和斜向工況下的能量吸收特性。對(duì)于軸向工況，CF-Al-Af 的總內(nèi)能比單一Al、單一碳管、單一Af 及其摩擦能之和低約13.5%，其中混雜管中的Al 所耗吸收的內(nèi)能比單一Al 高約41.7%，混雜管中的CF 比單一CF 低約62.0%，混雜管中的Af 比單一Af 低約10.9%，混雜管中的摩擦能比單一摩擦能之和高約39.7%。對(duì)于斜向工況，Al-Af 的總內(nèi)能比單一Al 和單一Af 及其摩擦能之和高約3.0%，其中混雜管中的Al所耗吸收的內(nèi)能比單一Al 高約74.0%，混雜管中的CF 比單一CF 低約61.1%，混雜管中的Af 比單一Af 高約6.2%，混雜管中的摩擦能比單一摩擦能之和高約47.4%?？梢园l(fā)現(xiàn)，無論是軸向還是斜向加載，CF-Al-Af 混雜管中的鋁管和摩擦作用耗散的能量均高于單一材料組分，而混雜管中的碳管由于出現(xiàn)了軸向和橫向撕裂變形，導(dǎo)致其能量吸收遠(yuǎn)低于單一碳管，而混雜管中的泡沫鋁吸能變化不大。說明CF-Al-Af 混雜管中同樣存在明顯的交互作用，一方面增強(qiáng)了不同組分之間的摩擦作用，并提升了鋁管的抗壓潰能力，另一方面也導(dǎo)致外部碳管出現(xiàn)災(zāi)難性失效。值得注意的是，雖然在軸向壓潰中，CF-Al-Af 混雜管的吸能低于單一組分之和，但在斜向壓潰中，盡管碳管依然發(fā)生不理想的失效變形，CF-Al-Af 混雜管的整體吸能依然高于單一組分之和，這主要得益于內(nèi)部鋁管的增強(qiáng)作用，表明該混雜結(jié)構(gòu)對(duì)于斜向壓潰具有較好的承載性能。

圖14 軸向(0°)工況下CF-Al-Af 混雜管及其不同組分的能量吸收對(duì)比Fig.14 Comparisons in energy absorptions between CF-Al-Af hybrid tube and its different counterparts under axial (0°) load

圖15 斜向(10°)工況下CF-Al-Af 混雜管及其不同組分的能量吸收對(duì)比Fig.15 Comparisons in energy absorptions between CF-Al-Af hybrid tube and its different counterparts under oblique (10°) load

3.2 能量吸收機(jī)制討論

圖16 進(jìn)一步對(duì)比了單一材料(Af、Al 和CF)與其在混雜管件中對(duì)應(yīng)組分的吸能差異。可以看到泡沫鋁材料在單獨(dú)壓潰或者被用作填充物壓潰時(shí)，其能量吸收變化并不大，主要原因是泡沫鋁作為多孔材料，本身的強(qiáng)度和吸能效力較低。而混雜管中的碳管無論在軸壓還是斜壓下受到內(nèi)部鋁管的擠壓都發(fā)生了軸向撕裂失效，大部分材料尚未發(fā)生充分變形便不再參與壓潰承載，導(dǎo)致其能量吸收總量驟減。相比之下，無論是Al-Af 混雜管還是CF-Al-Af 混雜管中的鋁管，其吸能總量均高于相同工況下的單一鋁管，并且CF-Al-Af 混雜管中鋁管的吸能又高于Al-Af 混雜管中的鋁管，說明外部碳管進(jìn)一步增強(qiáng)了內(nèi)部鋁管的承載能力。

圖16 軸向(0°)和斜向(10°)工況下混雜管中的Af、Al 和CF 及相應(yīng)的單一組分的能量吸收對(duì)比Fig.16 Comparisons in energy absorptions between Af, Al, CF in hybrid tubes and the corresponding single counterparts under axial (0°) and oblique (0°) loads

圖17 進(jìn)一步提取了軸向加載下單一鋁管及混雜管中鋁管的載荷-位移變化曲線。圖18 對(duì)比了單一鋁管及相應(yīng)的混雜管中鋁管的變形模式?？梢钥吹剑瑔我讳X管壓潰后呈現(xiàn)為對(duì)稱與非對(duì)稱疊加的混合變形模式，最終形成8 個(gè)折疊角，而Al-Af 和CF-Al-Af 混雜管中鋁管的變形模式則變?yōu)榱烁?guī)則的對(duì)稱模式，說明內(nèi)部泡沫鋁穩(wěn)定的變形模式誘導(dǎo)鋁管也發(fā)生了更穩(wěn)定的變形，而對(duì)于CFAl-Af 混雜管，其外部碳管的擠壓作用進(jìn)一步又輕微地改變了鋁管塑性鉸的形狀，使其內(nèi)部形成了8 個(gè)折疊角，外部則形成了一系列對(duì)稱的塑形鉸。因此，變形模式的改變直接影響了混雜管中鋁管的載荷-位移響應(yīng)特性及其能量吸收特性。相似的增強(qiáng)作用也可以在斜向工況中發(fā)現(xiàn)，如圖19 和圖20 所示。

圖17 軸向(0°)工況下Al-Af 和CF-Al-Af 混雜管中的Al 及其相應(yīng)的單一組分的載荷-位移曲線對(duì)比Fig.17 Comparisons in force-displacement curves among Al in Al-Af and CF-Al-Af hybrid tubes and the corresponding single counterparts under axial (0°) load

圖18 軸向(0°)工況下Al-Af 和CF-Al-Af 混雜管中的Al 及其相應(yīng)的單一組分的變形模式對(duì)比Fig.18 Comparisons in deformation modes among Al in Al-Af and CFAl-Af hybrid tubes and the corresponding single counterparts under axial (0°) load

圖19 斜向(10°)工況下Al-Af 和CF-Al-Af 混雜管中的Al 及其相應(yīng)的單一組分的載荷-位移曲線對(duì)比Fig.19 Comparisons in force-displacement curves among Al in Al-Af and CF-Al-Af hybrid tubes and the corresponding single counterparts under oblique (10°) load

圖20 斜向(10°)工況下Al-Af 和CF-Al-Af 混雜管中的Al 及其相應(yīng)的單一組分的變形模式對(duì)比Fig.20 Comparisons in deformation modes among Al in Al-Af and CFAl-Af hybrid tubes and the corresponding single counterparts under oblique (10°) load

3.3 壓潰解析模型構(gòu)建

通過構(gòu)建單一管件和混雜管件的壓潰載荷解析模型，可以進(jìn)一步提升混雜材料防護(hù)結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)效率。本文將在以往的研究基礎(chǔ)上[24-29]，分別構(gòu)建軸向工況下單一鋁管、單一碳管、單一泡沫鋁及其混雜管件的壓潰平均載荷。單一鋁管的平均壓潰載荷可通過下式計(jì)算[24]：

其中：κD表示鋁管的幾何特征參數(shù)，壓潰行程為80%的時(shí)候鋁管已處于穩(wěn)定壓潰階段，對(duì)應(yīng)的κD值為15.56；σ0為屈服應(yīng)力與極限應(yīng)力之和的一半，本文為200 MPa；b和h分別是空心鋁管的外徑和厚度，本文分別為60 mm 和1 mm。

其中：σAf是泡沫鋁的平臺(tái)應(yīng)力，約為3.4 MPa；bi是泡沫鋁直徑，為58 mm。

其中：L是選取的壓潰距離，本文中為4 mm；α是分層角度，為90°；μ是摩擦系數(shù)，為0.22；σf和 σm分別是碳板和基體的拉伸強(qiáng)度，分別為455 MPa 和 93 MPa[23]。

其中：Cavg是交互效應(yīng)增強(qiáng)系數(shù)，可根據(jù)實(shí)驗(yàn)中混雜管的平均壓潰載荷與各組分平均載荷確定，考慮到壓潰行程達(dá)到80%的時(shí)候混雜管已較長時(shí)間處于穩(wěn)定壓潰階段，對(duì)應(yīng)的Cavg值為-0.0035。

表4 列出了關(guān)于單一管件(Al、Af 和CF)、交互效應(yīng)及混雜管件(CF-Al-Af)在軸向工況下的平均載荷預(yù)測(cè)誤差，可以發(fā)現(xiàn)有限元和解析模型預(yù)測(cè)得到的單一組分和混雜管件的平均載荷均與實(shí)驗(yàn)吻合較好，誤差均不超過10%；然而，有限元和解析模型預(yù)測(cè)的交互效應(yīng)平均載荷偏離實(shí)驗(yàn)結(jié)果較大，主要原因是CF-Al-Af 混雜管中碳管的變形模式在壓潰過程中發(fā)生了變化，壓潰初始階段碳管未出現(xiàn)軸向撕裂失效，隨后發(fā)生了橫向和軸向斷裂，非穩(wěn)定變形和失效模式為建立高精度的數(shù)值模型和解析模型帶來了一定的挑戰(zhàn)。

表4 CF-Al-Af-0°管件的軸向壓潰性能實(shí)驗(yàn)與預(yù)測(cè)結(jié)果對(duì)比Table 4 Comparisons in axial crushing performances of CF-Al-Af-0° tube between experimental and predicted results

4 結(jié) 論

通過實(shí)驗(yàn)和仿真探究了碳纖維-鋁合金-泡沫鋁混雜管件及其單一組分在軸向(0°)和斜向(10°)工況下的壓潰變形特性和能量吸收機(jī)制，并初步建立了軸向工況下混雜管件的平均壓潰載荷解析預(yù)測(cè)模型，得到的主要結(jié)論包括：

(1) 在軸向和斜向工況下，碳纖維-鋁合金-泡沫鋁混雜管中外部的碳管由于受到內(nèi)部鋁管塑性鉸的擠壓作用，在壓潰過程中發(fā)生了軸向撕裂和橫向斷裂破壞模式，與單一碳管的“開花式”變形模式完全不同；而中部的鋁管在內(nèi)部泡沫鋁穩(wěn)定的塑形變形誘導(dǎo)下形成了一系列整齊的塑性鉸，與單一鋁管形成的“手風(fēng)琴+鉆石型”混合變形模式明顯不同；

(2) 碳纖維-鋁合金-泡沫鋁混雜管在軸壓時(shí)能量吸收少于單一組分之和，但在斜壓時(shí)吸能高于單一組分之和；仿真結(jié)果表明，混雜管中的鋁管受到泡沫鋁和碳管的雙重?cái)D壓，其變形模式由混合型轉(zhuǎn)變?yōu)閷?duì)稱型，能量吸收提高了近42%(軸向)和74%(斜向)，增強(qiáng)了混雜管的能量吸收能力，但外部碳管的軸向撕裂破壞使其能量吸收減少了約62%(軸向)和61%(斜向)，嚴(yán)重削弱了混雜管的承載能力；

(3) 仿真模型和解析模型均可以較好地預(yù)測(cè)單一材料及其混雜管件的軸向壓潰載荷平均值，但是混雜管件中的復(fù)雜的交互效應(yīng)致使預(yù)測(cè)誤差依然較大，主要原因是相比于鋁管和泡沫鋁，混雜管中碳管的失效模式極為不穩(wěn)定，對(duì)構(gòu)建交互效應(yīng)的解析模型帶來了巨大挑戰(zhàn)，后續(xù)研究仍需要重點(diǎn)關(guān)注復(fù)合材料-金屬-泡沫混雜管件中不同組分變形模式的改變對(duì)交互效應(yīng)的影響機(jī)制。