楊?？?盧位昌 何小元

(東南大學土木學院，南京 210096)

低密度的泡沫鋁芯層板與硬質金屬薄表皮黏合形成的泡沫鋁三明治梁，這種三明治結構材料除了具有泡沫鋁材料優(yōu)異的功能材料特性外，它還克服了單一泡沫鋁強度較低的缺點;具有比傳統(tǒng)蜂窩板更高效的能量耗散能力、更高的沖擊強度和耐熱能力.此外，泡沫鋁三明治結構還具有可設計性強、易于制備、能再生和加工性好等優(yōu)點.在汽車制造、高速軌道車輛、航空、航天等領域具有廣闊的應用前景［1-11］.

目前，對準靜態(tài)載荷下泡沫鋁三明治結構力學行為的研究主要集中在三明治結構的變形或者失效模式、能量吸收能力及機理等方面.如Contorno等［2］用實驗和數(shù)值模擬的方法研究了泡沫鋁三明治梁的彎曲變形過程.Crupi等［3］通過靜態(tài)和動態(tài)三點彎曲實驗研究不同結合方式制備的泡沫鋁三明治梁的結構響應，結果表明:名義尺寸相同的試件，當三點彎的跨距和泡沫鋁三明治梁的特性不同時，會出現(xiàn)不同的失效模式.文獻［4］研究了泡沫鋁三明治梁的夾芯和面板材料對泡沫鋁三明治結構準靜態(tài)力學特性和失效的影響.Tagarielli等［5］為研究夾持條件對泡沫鋁三明治結構彎曲行為的影響而進行了三點彎曲和拉伸彎實驗，結果表明面板拉伸主導著夾具測試中的變形，而不受最初失效模式的影響.Styles等［6］研究了不同夾芯厚度的泡沫鋁三明治梁的四點彎曲變形行為，結果顯示不同厚度夾芯的泡沫鋁三明治梁有不同的失效機制.張敏等［7］對復合軋制方法制備界面為冶金結合的泡沫鋁三明治梁進行了三點抗彎實驗，發(fā)現(xiàn)此時低孔隙率的泡沫鋁三明治梁的抗彎強度和彎曲彈性模量比高孔隙率的大，而高孔隙率的泡沫鋁三明治梁的斷裂吸能和斷裂撓度比低孔隙率的大.張林等［8］研究了球形孔泡沫鋁合金的三點彎曲性能，實驗證明球形孔泡沫鋁合金三明治梁具有很高的彎曲比剛度和較低的密度，極限荷載比多邊形孔泡沫鋁合金三明治梁要大.

本文采用靜態(tài)三點彎曲實驗和圖像相關方法對膠合加工制備的夾芯材料為類球形和隨機多面形閉孔泡沫鋁、不同尺寸的三明治結構在相同與不同跨距下的抗彎性能進行研究，了解三明治梁的變形模式、力學性能，以及夾芯厚度與芯材胞孔結構對其影響，以期為泡沫鋁三明治結構在實際的工程、生產等領域得到更好的應用提供實驗數(shù)據支持.

1 實驗材料及方法

采用金屬熔體發(fā)泡法通過鋁熔體的增黏、發(fā)泡和控制凝固等制備過程獲得實驗用泡沫鋁.分別選取孔隙率為78.8%與87%左右的類球形胞孔及80.8%左右的隨機多面形胞孔的閉孔泡沫鋁作為芯材，泡沫鋁線經電火花線切割加工成不同長度、寬度與厚度的芯層板共29塊.全部采用厚度為1 mm的實心鋁板作為前、后面板，面板和芯層板用AB膠黏合成三明治板，并在180℃的空氣中養(yǎng)護24 h.

將加工好的泡沫鋁三明治板試樣采用Instron?3367型電子試驗機進行靜態(tài)三點彎曲加載，測試其力學性能，同時利用CCD相機連續(xù)記錄彎曲變形過程并對記錄的圖像進行圖像處理，獲得不同變形時刻的泡沫鋁三明治變形行為.試樣尺寸及實驗時加載的支撐點跨距如表1所示，加載方式為位移控制方式，壓頭加載速率為1.5 mm/min，圖像記錄速度為10幀/min，每幅圖像為2048×800像素，直到試驗機壓頭壓入試樣至設定的位移值為止.

表1 試樣參數(shù)

2 實驗結果與分析

2.1 跨距相同、芯材厚度不同三明治板彎曲和變形特征

圖1為4組不同厚度閉孔泡沫鋁芯材的三明治梁在跨距為200 mm時三點彎曲過程中的壓力與壓頭位移(可近似為板中心處的彎曲撓度)曲線.其中孔隙率較高的A組～C組的9個試樣設定的壓頭最大位移為35 mm，孔隙率較低且芯材厚度較薄的H組，其4個試樣在三點彎曲時的壓頭最大位移為20 mm.由圖1中的壓力-位移曲線可以看出，三明治板彎曲時在線性范圍內的變形很小，大部分都是非線性或塑性彎曲.A，B兩組試樣的失效模式為壓頭局部壓入式破壞，而C組試樣中2個試樣為面板屈服斷裂式破壞，一個試樣為面板與芯材層剪脫黏破壞.與A，B兩組試樣不同的是，C組3個試樣均在壓頭位移壓至35 mm前徹底失效，失去抗彎能力.

圖1 跨距為200 mm時的三點彎曲壓力-位移曲線

2.2 芯材厚度相同、跨距不同的三明治梁彎曲和變形特征

圖2為D組～G組芯材厚度相同的三明治梁在三點彎曲跨距為100～180 mm時的壓力與壓頭位移曲線.每個試樣三點彎曲加載時設定的壓頭最大位移為15 mm.由圖可以看出，實驗中D組和G組的離散性較大，而E組和F組的一致性較好.

圖2 芯材厚度相同、不同跨距的三點彎曲荷載下的壓力-位移曲線

2.3 多邊形胞孔芯材的三明治梁彎曲和變形特征

圖3是5塊芯材為多邊形胞孔的三明治梁三點彎曲時的壓力-位移曲線和卸載后的試樣圖像，所有梁的泡沫鋁芯材的孔隙率及厚度、粘貼實心薄鋁面板的厚度均相同.除試樣D4為芯材層剪破壞外，E4～H4試樣均為面板壓入式失效，如圖3所示，D4的壓力-位移曲線分布與其他4個試樣明顯不同.

圖3 多邊形胞孔芯材的三明治梁不同跨距下的變形特征

2.4 結果分析與討論

盡管實驗中三明治梁的芯材厚度、胞孔結構不同，但是靜態(tài)彎曲載荷下的壓力-位移曲線有類似的變化趨勢.從加載起始至壓力達到極限承載力之前均呈現(xiàn)較短的線性變形，然而進入彈塑性階段，在達到極限承載力后，承載力先是在較小的位移內迅速下降，而后在較大的位移范圍內緩慢下降.

在圖1跨距為200 mm的三點彎曲實驗結果中，A組和B組試樣在彎曲變形直至實驗結束過程中，沒有出現(xiàn)夾芯裂縫、面板斷裂和面板與夾芯的脫落現(xiàn)象，泡沫鋁夾芯板的破壞過程是面板局部屈服及其面板以下部分泡沫鋁中的胞孔受壓緩慢塌陷的塑性變形過程，因此在達到極限承載力后，結構的靜態(tài)承載力沒有發(fā)生突然下降.這說明面板與夾芯之間膠結很好，有較強的抗層剪力.由于實驗中三明治梁截面高度(即板的厚度)遠小于跨度，因此，橫力彎曲時切應力影響可以忽略不計，將梁的彎曲理論應用于上、下表面面板厚度相同的夾心梁結構，可得其彎曲剛度D為［9］

式中，Ef和Ec分別為面板和板芯材料的彈性模量;b為夾心梁的寬度;f為面板厚度;d為上、下面板中心距離;c為夾芯的厚度.式(1)右端的第一、二項分別對應于上、下面板的彎曲剛度，第三項對應于夾芯部分.根據式(1)夾芯的厚度對三明治梁的彎曲剛度影響可以忽略.事實上，芯材厚度的增加，對彎曲性能有一定的影響，但不是特別顯著.對于A，B組試樣芯材的孔隙率幾乎相同，當芯層板的厚度增加了33%時，極限承載力增加18%.對C組試樣，夾芯的厚度增加雖使得其極限承載力提高，但使得彎曲時結構中心層下半部分的層間拉應力隨著壓力的增加而增加，當應力超過面板的屈服應力時，三明治梁的下面板出現(xiàn)短暫屈服、硬化和撕裂，試樣迅速失效.

在黏結層抗剪切強度足夠的情況下，三明治結構的破壞或失效形式主要有面板屈服斷裂、芯材層剪或彎剪和壓入屈服3種.而具體的破壞形式與結構的面板、芯材的抗拉、抗壓強度有關.圖2的厚度相同、跨距不同的三明治結構的三點彎曲實驗表明，隨著跨距的增加試樣極限承載力逐漸減小.出現(xiàn)這種情況的原因，可以認為是D組～G組(包括圖1中的H組)試樣主要是彎剪變形.彎矩的大小等于跨距及壓力乘積的一半，產生相同的彎矩，跨距越大，壓力則越小.因為三點彎曲是橫力彎曲，梁的橫截面上不但有正應力還有剪應力.由于剪應力的存在，橫截面不能再保持為平面，因此存在層剪.圖2實驗中試樣的芯材孔隙率比圖1中A組～C組試樣芯材的孔隙率低，因此D組～H組試樣芯材的抗拉、抗壓能力較弱.如果面板與芯材膠結層抗剪強度不夠，易出現(xiàn)縱向層剪引起的大部分或局部脫黏，導致面板屈曲起翹或芯材層剪斷裂(見圖4).另外，實驗中D組和G組的離散性較大，其原因主要與試樣個體芯材的孔隙率差異及膠結加工等因素有關.

圖4 試樣失效模式(i=1，2，3)

比較圖2及圖3的結果可見，芯材胞孔結構對于三明治結構的抗彎特性影響較為明顯.盡管試樣D4～H4的多邊形胞孔芯材孔隙率比試樣Di～Hi(i=1，2，3)類球形胞孔芯材的孔隙率高約2%，但多邊形胞孔三明治結構極限承載力比同樣尺寸的類球形胞孔三明治結構降低20% ～35%，試樣D4～H4的失效模式除D4出現(xiàn)芯材縱向層剪破裂外，其他均為局部壓入失效.而類球形胞孔芯材的試樣Di～Hi(i=1，2，3)失效模式則較為復雜.

3 結論

1)泡沫鋁三明治梁受三點彎曲荷載作用時，當跨距一定且試樣其他幾何參數(shù)相同的條件下，芯材厚度增加其彎曲極限承載力也增加，試樣的失效模式與芯材厚度有關.芯材越厚，面板屈服斷裂的可能性也越大.

2)同尺寸三明治結構使用類球形胞孔泡沫鋁芯材比使用隨機多邊形胞孔泡沫鋁芯材具有更高的極限承載力和能量吸收力.

References)

［1］Schwingel D，Seeliger H-W，Vecchionacci C，et al.Aluminium foam sandwich structures for space applications［J］.Acta Astronautica，2007，61(1/2/3/4/5/6):326-330.

［2］Contorno D，F(xiàn)ilice L，F(xiàn)ratini L，et al.Forming of aluminum foam sandwich panels:numerical simulations and experimental tests［J］.Journal of Materials Processing Technology，2006，177(1/2/3):364-367.

［3］Crupi V，Montanini R.Alumininium foam sandwich collapse modes under static and dynamic three-point bending［J］.International Journal of Impact Engineering，2007，34(3):509-521.

［4］Lehmhus D，Busse M，Chen Y，et al.Influence of core and face sheet materials on quasi-static mechanical properties and failure in aluminium foam sandwich［J］.Advanced Engineering Materials，2008，10(9):862-867.

［5］Tagarielli L V，F(xiàn)leck N A，Deshpande V S.The col-lapse response of sandwich beams with aluminium face sheets and a metal foam core［J］.Advanced Engineering Materials，2004，6(6):440-443.

［6］Styles M，Compston P，Kalyanasundaram S.The effect of core thickness on the flexural behavior of aluminum foam sandwich structures［J］.Composite Structures，2007，80(4):532-538.

［7］張敏，祖國胤，姚廣春.新型泡沫鋁三明治板的彎曲性能［J］.過程工程學報，2007，7(3):628-631.Zhang Min，Zu Guoyin，Yao Guangchun.Bending properties of novel aluminum foam sandwich panels［J］.The Chinese Journal of Process Engineering，2007，7(3):628-631.(in Chinese)

［8］張林，何德坪.球形孔泡沫鋁合金三明治梁的三點彎曲變形［J］.材料研究學報，2005，19(4):361-368.ZhangLin， He Deping.Deformation ofsandwich beams with spherical pore Al alloy foam core in threepoint bending［J］.Chinese Journal of Materials Research，2005，19(4):361-368.(in Chinese)

［9］Chen C，Harte A-M，F(xiàn)leck N A.The plastic collapse of sandwich beams with a metallic foam core［J］.International Journal of Mechanical Sciences，2001，43(6):1483-1506.

［10］Kabir K R，Vodenitcharova T，Mark Hoffman M.Structural response of aluminum foam hybrid sandwich panels under three-point bending loading［J］.International Journal of Modern Physics B，2009，23(6/7):1733-1738.

［11］楊?？?，王輝，杜曉磊，等.泡沫鋁夾心板靜態(tài)三點彎曲變形行為及力學性能［J］.東南大學學報:自然科學版，2012，42(1):120-124.Yang Fujun，Wang Hui，Du Xiaolei，et al.Deformation behavior and mechanical properties of aluminum foam sandwiches under static three-point bending［J］.Journal of Southeast University:Natural Science Edition，2012，42(1):120-124.(in Chinese)