魏建輝，李 旭，黃 威，徐宏建,3，方搏鵬

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

具有結(jié)構(gòu)輕量化與功能一體化特點的功能梯度夾芯結(jié)構(gòu)近年來憑借其優(yōu)異的力學(xué)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(lǐng)域獲得了廣泛的關(guān)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(yīng)用的抗沖擊吸能材料[5]。通過對金屬泡沫進(jìn)行密度梯度設(shè)計得到的擁有仿生特性的功能梯度夾芯結(jié)構(gòu)顯示出了明顯優(yōu)于其等質(zhì)量均質(zhì)泡沫芯材的夾芯結(jié)構(gòu)的性能[6-7]，顯示出了巨大的工程應(yīng)用前景。

目前對多孔金屬泡沫材料不同應(yīng)變率加載下的能量吸收機(jī)理已經(jīng)有了較為全面的認(rèn)知[1,8]，Deshpande 等[9]和Daniel 等[10]分別建立了各向同性和考慮了應(yīng)變率效應(yīng)的多孔材料唯像本構(gòu)模型。針對大量不同金屬泡沫夾芯結(jié)構(gòu)在爆炸、侵徹、高速撞擊等強(qiáng)動載以及低速撞擊等載荷條件下結(jié)構(gòu)響應(yīng)和失效機(jī)理的研究表明，以金屬泡沫為芯層的夾芯結(jié)構(gòu)具有優(yōu)于金屬蜂窩、波紋、點陣等夾芯結(jié)構(gòu)的抗沖擊吸能特性[6,11]，并且可以通過泡沫芯層的強(qiáng)度設(shè)計獲得更優(yōu)異的抗爆炸沖擊性能[12]?；诖?，近來年學(xué)者們通過采用密度梯度的分層夾芯結(jié)構(gòu)來進(jìn)一步開展抗沖擊防護(hù)結(jié)構(gòu)的輕量化設(shè)計[13]。通過落錘試驗機(jī)開展的低速沖擊實驗，Jing 等[14]指出梯度設(shè)計使得夾芯結(jié)構(gòu)的抗彎曲能力下降進(jìn)而性能不如均質(zhì)結(jié)構(gòu)，而Zhang 等[15]則指出固支的負(fù)梯度夾芯結(jié)構(gòu)具有更好的抗低速沖擊性能。在強(qiáng)動載作用下，蘇興亞等[16]指出均質(zhì)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(jié)論一致。但是，Wang 等[6]卻得到了不一致的結(jié)論，即負(fù)梯度結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)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(yīng)對夾芯結(jié)構(gòu)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(jī)，采用具有不同速度的金屬泡沫彈體對由三種不同密度結(jié)構(gòu)組成的分層密度梯度夾芯梁結(jié)構(gòu)進(jìn)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(jié)構(gòu)的動態(tài)變形響應(yīng)和失效模式，結(jié)合準(zhǔn)靜態(tài)三點彎曲實驗，明確分層夾芯梁結(jié)構(gòu)抗高速沖擊性能的梯度效應(yīng)。

1 實驗方法

1.1 試件制備

泡沫梯度夾芯梁結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)進(jìn)行逐層膠結(jié)，預(yù)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(jié)構(gòu)，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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)。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(yīng)的屈服強(qiáng)度分別為4.03、9.46、15.45 MPa，壓實應(yīng)變分別為0.47、0.50、0.54。五種密度梯度結(jié)構(gòu)均具有相同的單位面積質(zhì)量，6.97 kg/m2。如圖1(b)和圖1(c)所示，結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)（UM）、正梯度芯層結(jié)構(gòu)（LMH）、負(fù)梯度芯層結(jié)構(gòu)（HML）、半正梯度芯層結(jié)構(gòu)（MLH）、半負(fù)梯度芯層結(jié)構(gòu)（MHL）。

1.2 實驗設(shè)備

針對梯度泡沫夾芯梁結(jié)構(gòu)分別開展了準(zhǔn)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(zhǔn)靜態(tài)實驗在材料試驗機(jī)上進(jìn)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(jié)構(gòu)以兩端夾支的狀態(tài)固定于防護(hù)靶艙中，確保其在沖擊載荷作用下能夠縱向滑動，進(jìn)而達(dá)到模擬大型結(jié)構(gòu)變形的邊界約束條件。

圖2 泡沫梯度夾芯梁結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)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(yīng)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(zhì)量，v0為泡沫彈的初始速度。為了獲取結(jié)構(gòu)動態(tài)響應(yīng)和失效過程，高速照相機(jī)（SA-Z）被正對夾芯梁結(jié)構(gòu)放置。高速相機(jī)采樣頻率為100 000 s-1，像素大小為640×280。

2 實驗結(jié)果與分析

2.1 三點彎曲實驗結(jié)果與分析

圖3 展現(xiàn)了三種典型金屬泡沫梯度夾芯梁結(jié)構(gòu)在三點彎曲加載下的失效過程和失效模式。結(jié)合圖4所示的對應(yīng)的載荷-位移關(guān)系曲線可知，在相同的單位面積質(zhì)量下，密度梯度的分布對結(jié)構(gòu)失效過程和失效模式有著明顯的影響，繼而影響梯度結(jié)構(gòu)的能量耗散機(jī)制。不同梯度結(jié)構(gòu)載荷-位移曲線上的驟降點均對應(yīng)著結(jié)構(gòu)新失效模式的出現(xiàn)和演化。在較低的面-芯界面強(qiáng)度下，結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)。隨著錘頭的繼續(xù)下降，在共同經(jīng)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(zhì)結(jié)構(gòu)UM 在經(jīng)歷了輕微的芯材局部壓縮和結(jié)構(gòu)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(yīng)力作用下使得結(jié)構(gòu)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(jìn)一步引起錘頭端部裂紋的產(chǎn)生，直至裂紋貫穿而使得UM 喪失承載能力。負(fù)梯度結(jié)構(gòu)HML 由于高密度層置于前端，在結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)橫向變形和跨中彎矩的增加，強(qiáng)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)瞬間喪失承載能力。正梯度結(jié)構(gòu)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(zhǔn)靜態(tài)三點彎曲作用下，正梯度、均質(zhì)、負(fù)梯度泡沫夾芯梁結(jié)構(gòu)芯層分別發(fā)生以局部芯材壓縮、橫向剪切和彎曲為主導(dǎo)的失效。

圖3 典型泡沫鋁梯度夾芯梁結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)三點彎曲載荷-位移關(guān)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(jié)果與分析

為了闡明邊界條件對結(jié)構(gòu)抗沖擊性能的影響，文獻(xiàn)[19]對比了完全固支和夾支邊界下均質(zhì)、正梯度和負(fù)梯度夾芯梁結(jié)構(gòu)的動態(tài)響應(yīng)和失效，但是針對夾支邊界下結(jié)構(gòu)響應(yīng)的梯度效應(yīng)未做詳細(xì)討論。本文在此基礎(chǔ)上，通過增加半正梯度（MLH）和半負(fù)梯度（MHL）泡沫夾芯梁結(jié)構(gòu)，進(jìn)一步系統(tǒng)開展夾支邊界條件下金屬泡沫夾芯梁結(jié)構(gòu)抗沖擊性能芯材梯度效應(yīng)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(zhì)量相同的5 種密度梯度夾芯梁結(jié)構(gòu)在三種沖擊強(qiáng)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(jié)構(gòu)高速沖擊實驗初始條件及結(jié)果Table 1 Experimental conditions and results of the graded metal foam sandwich beams

2.2.1 動態(tài)響應(yīng)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(jié)構(gòu)在相似的較低速度沖擊下的動態(tài)響應(yīng)和失效過程。在低速沖擊下，梁結(jié)構(gòu)發(fā)生兩側(cè)向中心的輕微縱向滑移，結(jié)構(gòu)在沖擊后仍然保持在夾支的狀態(tài)。不同于準(zhǔn)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(dǎo)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(dǎo)致夾支端橫向剪切裂紋的產(chǎn)生。如圖5(a)所示，UM 芯材未發(fā)生明顯的局部壓縮。負(fù)梯度夾芯結(jié)構(gòu)由于第一層強(qiáng)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(dāng)?shù)谝粚訛閺?qiáng)度最低的正梯度結(jié)構(gòu)時，結(jié)構(gòu)主要發(fā)生局部的芯材壓縮和整體變形失效。相較于均質(zhì)結(jié)構(gòu)，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(qiáng)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(jié)構(gòu)整體響應(yīng)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(jié)構(gòu)的響應(yīng)。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(qiáng)度使得結(jié)構(gòu)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(qiáng)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(jī)制與HML 基本相同。但是當(dāng)沖擊強(qiáng)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(dǎo)致失效機(jī)制的變化。

圖5 低速沖擊下金屬梯度夾芯梁結(jié)構(gòu)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(fù)梯度結(jié)構(gòu)MHL 和半正梯度結(jié)構(gòu)MLH 分別在中等沖擊強(qiáng)度和高沖擊強(qiáng)度下的初始沖擊、開始整體結(jié)構(gòu)響應(yīng)和持續(xù)變形的動態(tài)響應(yīng)和失效過程。由圖可知，隨著沖擊強(qiáng)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(jié)構(gòu)整體變形過程中，結(jié)構(gòu)彎曲變形顯著增加，繼而在邊界位置導(dǎo)致低強(qiáng)度芯層的局部壓縮。高強(qiáng)度和低強(qiáng)度芯層厚度基本保持不變，與低強(qiáng)度沖擊響應(yīng)基本相同。在強(qiáng)沖擊載荷下，MLH 的中間低強(qiáng)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(jié)構(gòu)均由于芯層強(qiáng)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)背板中點的變形響應(yīng)和最大變形是衡量結(jié)構(gòu)抗沖擊能力的一個重要指標(biāo)。圖7 給出了不同梯度泡沫夾芯梁結(jié)構(gòu)在三種沖擊載荷作用下的中點變形響應(yīng)和塑性變形大小。需要指出的是，當(dāng)沖擊強(qiáng)度超過最低值時，不同芯材的結(jié)構(gòu)會發(fā)生明顯的縱向滑移。由圖7(a)可知，通過低強(qiáng)度芯層的壓縮吸能能夠有效的降低背板中點的變形。當(dāng)沖擊強(qiáng)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(shè)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(jié)構(gòu)變形速率，通過壓縮耗能，達(dá)到降低橫向變形的效果。沖擊結(jié)束后，結(jié)構(gòu)通過彈性恢復(fù)達(dá)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(jī)制。這種趨勢隨著沖擊強(qiáng)度的增加同樣有效。由圖7(c)和圖7(d)可知，當(dāng)中點變形約大于20 mm 后，結(jié)構(gòu)的大彎曲變形致使結(jié)構(gòu)發(fā)生縱向滑移。均質(zhì)結(jié)構(gòu)在沖擊強(qiáng)度使其發(fā)生芯材壓縮后，結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)，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(qiáng)度芯層的壓縮吸能，顯示出了較之其他形式梯度結(jié)構(gòu)更好的抗沖擊性能。MHL 由于能量的耗散以結(jié)構(gòu)變形為主，在不同沖擊強(qiáng)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(shè)計，在預(yù)計的沖擊強(qiáng)度范圍內(nèi)，通過不同芯層在不同沖擊強(qiáng)度下的逐層壓縮吸能，能夠有效地提升防護(hù)結(jié)構(gòu)的抗沖擊變形能力。

圖7 不同沖擊速度下梯度夾芯梁結(jié)構(gòu)背板中點動態(tài)響應(yīng)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(zhì)中等密度泡沫夾芯梁結(jié)構(gòu)在低速沖擊加載下的失效模式。如前所述，由于低強(qiáng)度沖擊不會使中等密度芯層發(fā)生壓縮，該均質(zhì)夾芯結(jié)構(gòu)整體為橫向彎曲變形以及對應(yīng)的芯層失效和面板變形。由圖8 可知，夾芯結(jié)構(gòu)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(dāng)芯層不發(fā)生壓縮失效時，其主要通過橫向剪切裂紋的產(chǎn)生和生長以及芯層間拓展來耗散主要的沖擊能量。結(jié)構(gòu)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(fù)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(cè)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(zhuǎn)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(zhì)泡沫鋁夾芯梁結(jié)構(gòu)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(zhì)結(jié)構(gòu)UM 相比，圖9 給出了近似沖擊強(qiáng)度下其他四種不同梯度的夾芯梁結(jié)構(gòu)測試后的失效模式。由圖9 可知，梯度芯材的梁結(jié)構(gòu)無論是變形還是失效均顯示出均質(zhì)結(jié)構(gòu)的特性。除了LMH 由于首層低強(qiáng)度芯層發(fā)生明顯的局部壓縮失效，其他形式的結(jié)構(gòu)除了發(fā)生局部的層間脫粘之外，芯層失效程度低，以負(fù)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(jié)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(jié)構(gòu)吸收的能量更大。

圖9 梯度泡沫鋁夾芯梁結(jié)構(gòu)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(qiáng)度的變化，夾芯梁結(jié)構(gòu)的失效模式受到芯材梯度效應(yīng)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(jié)構(gòu)在中等強(qiáng)度沖擊和高強(qiáng)度沖擊載荷作用后的結(jié)構(gòu)失效模式。正梯度LMH 結(jié)構(gòu)在受到中等沖擊強(qiáng)度時首層芯材的完全壓實而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)局部變形效應(yīng)明顯，進(jìn)而引起過度變形，并在邊界出現(xiàn)貫穿橫向剪切失效，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)基本喪失承載能力。負(fù)梯度HML 結(jié)構(gòu)仍然以整體變形為初始響應(yīng)，隨著沖擊強(qiáng)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(qiáng)度芯層在變形區(qū)域均無明顯壓縮。與之相比，均質(zhì)夾芯結(jié)構(gòu)UM 整體變形和失效在夾支邊界下隨沖擊強(qiáng)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(zhì)夾芯結(jié)構(gòu)在更高強(qiáng)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(zhì)結(jié)構(gòu)同樣存在明顯差異。MLH 始終呈現(xiàn)為上述的低強(qiáng)度泡沫為芯層的等效夾芯結(jié)構(gòu)，在沖擊過程中首先出現(xiàn)的是低強(qiáng)度層的壓縮失效和局部變形。隨著沖擊強(qiáng)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(qiáng)層發(fā)生邊界剪切斷裂。MHL 則由于更強(qiáng)的支撐力作用于第一層中等密度層，在經(jīng)歷了首層的輕微壓縮后結(jié)構(gòu)出現(xiàn)整體彎曲變形，變形明顯大于MLH。隨著沖擊強(qiáng)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(jié)構(gòu)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(jié)合結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)最主要的失效模式，但是隨著沖擊強(qiáng)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(dǎo)對應(yīng)結(jié)構(gòu)能量吸收的主要機(jī)制。上述的失效模式分析可知，不同梯度的夾芯結(jié)構(gòu)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(yán)重區(qū)域，隨著沖擊強(qiáng)度和芯層強(qiáng)度的由低到高的變化，失效模式由芯層壓縮轉(zhuǎn)換為整體響應(yīng)后的斷裂，對結(jié)構(gòu)整體響應(yīng)和能量吸收機(jī)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(qiáng)度和最后層芯層強(qiáng)度的增加易發(fā)生橫向剪切失效。但是當(dāng)最后層強(qiáng)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)的初始失效模式對結(jié)構(gòu)整體響應(yīng)和主要的能量吸收機(jī)制起著主導(dǎo)作用。圖11(b)給出了梯度夾芯梁結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)隨著沖擊強(qiáng)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(jié)果可知，在密度相近的泡沫彈體沖擊下，均質(zhì)夾芯結(jié)構(gòu)僅發(fā)生輕微的芯層壓縮。均質(zhì)和負(fù)梯度的夾芯結(jié)構(gòu)以整體變形為主。其他梯度的夾芯結(jié)構(gòu)隨著沖擊強(qiáng)度的變化均會出現(xiàn)不同程度的芯層壓縮，當(dāng)?shù)蛷?qiáng)度芯層位于前兩層時會隨著沖擊強(qiáng)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(chǎn)生，在中等沖擊強(qiáng)度下，所有結(jié)構(gòu)均會發(fā)生不同程度的中心斷裂失效（紅色虛線），而均質(zhì)結(jié)構(gòu)則會在更低強(qiáng)度下出現(xiàn)該失效。

3 結(jié) 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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)在夾支邊界條件下抗沖擊性能隨沖擊強(qiáng)度以及梯度效應(yīng)的變化規(guī)律，結(jié)合三點彎曲實驗，通過結(jié)構(gòu)的動態(tài)響應(yīng)過程和失效分析，得到了以下結(jié)論。

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

(2)沖擊加載下，梯度夾芯梁結(jié)構(gòu)的初始失效模式對結(jié)構(gòu)整體響應(yīng)和主要的能量吸收機(jī)制起主導(dǎo)作用。當(dāng)沖擊條件不足以使均質(zhì)夾芯結(jié)構(gòu)發(fā)生局部芯材壓縮時，均質(zhì)及負(fù)梯度夾芯結(jié)構(gòu)初始失效模式為整體彎曲變形。低強(qiáng)度芯層位于前兩層的其他梯度形式的夾芯結(jié)構(gòu)隨著沖擊強(qiáng)度的變化均會出現(xiàn)不同程度的局部芯層壓縮。

(3)當(dāng)沖擊強(qiáng)度較低時，梯度結(jié)構(gòu)通過更豐富的局部失效表現(xiàn)出明顯優(yōu)于均質(zhì)結(jié)構(gòu)的抗沖擊變形能力，其中芯層壓縮起主要作用。隨著沖擊強(qiáng)度的提升，存在一個臨界沖擊強(qiáng)度，即當(dāng)?shù)蛷?qiáng)度芯層被快速壓實時，均質(zhì)結(jié)構(gòu)具有更好的抗沖擊變形能力。在預(yù)計的沖擊強(qiáng)度范圍內(nèi)，通過合理地設(shè)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(hù)結(jié)構(gòu)的抗沖擊變形能力。