鋁蜂窩填砂復合夾芯結構的低速沖擊響應試驗研究

羅偉銘，石少卿，孫建虎, 劉盈豐

(1.陸軍勤務學院 軍事設施系，重慶 401331； 2.重慶對外建設(集團)有限公司，重慶 401121)

鋁蜂窩夾芯結構由于自身優良的力學性能和吸能特性，被廣泛應用于航天[1]，防護，汽車，船舶[2]以及其他領域。其復合形式一直是研究的熱點，主要的復合方法一般包括如下三種：首先，利用不同的面板材料，例如碳纖維面板、玻纖面板等，Belingardi等[3]研究了碳纖維面板和鋁蜂窩芯組合的復合夾芯梁在四點彎曲條件下的疲勞損傷；Akatay等[4]利用玻璃纖維增強環氧樹脂作為面板，鋁蜂窩芯作為芯層，制作出具有較好抗沖擊性能的夾芯結構；其次，為了提升復合結構力學性能，可采用不同的芯層例如蜂窩芯，格架芯[5-6]，泡沫芯[7]，軟木芯[8]等等，其中蜂窩芯的材料又可以分為鋁、PP聚丙烯、NOMEX諾梅克斯[9-10]、紙[11]等等；另外，在結構形式上可采用多種復合方法，包括組合型、填充型、增強型。Han等[12]通過采用蜂窩-瓦楞混合的組合形式，在鋁制瓦楞芯的空隙中填充鋁蜂窩塊，制作了一種新型的復合夾芯結構，利用準靜力面外壓縮試驗來驗證結構的力學性能，結果表明該混合結構的強度和吸能水平強于瓦楞和蜂窩二者的總和。另外，填充的復合形式也較為常見，例如Mozafari等[13]對蜂窩夾芯結構填充聚氨酯泡沫后吸能水平和沖擊強度的提升進行了量化研究，值得一提的是，他們用的結構面板是抗沖擊性能更佳的編織復合材料。Zhang等[14]研究了聚氨酯泡沫填充金字塔型格架芯夾芯結構的低速沖擊性能和吸能特性，發現填充泡沫后，沖頭與試件接觸時間減短，峰值力提高。Shi等[15]采用在鋁蜂窩芯中增加正交鋁肋的方法，以彌補碳纖維面板和鋁蜂窩芯剛度不對稱的缺陷，減小界面錯動，通過三點彎曲試驗驗證后，結果表明該方法達到提升夾芯結構力學特性的目的；同時他們還研究了利用短凱夫拉纖維來增強碳纖維面板和鋁蜂窩芯的界面強度，通過三點彎曲試驗和面內壓縮試驗證明該方法具有可行性和有效性，界面增強后的試件具有更高峰值力和吸能性能[16]。

本文以防護結構設計為背景，受芯層填充方法的啟發，提出一種鋁蜂窩填砂復合夾芯結構，結構如圖1所示。目前，尚未發現鋁蜂窩填砂復合夾芯結構力學性能研究的相關報道，本文從理論角度對填砂蜂窩模型進行力學分析，通過落錘沖擊試驗，對不同芯層規格的試件在梯度能級沖擊下的響應進行了對比，根據荷載、位移和撓度的變化規律，以及結構的破壞模式來分析芯層填砂對結構沖擊響應的影響。

圖1 鋁蜂窩填砂復合夾芯結構示意圖Fig.1 Schematic description of the sand-filled aluminum honeycomb sandwich structure

1 理論分析

蜂窩結構是一種周期性多胞結構，因此，研究其力學特性可以取單個分析模型進行研究[17]，如圖2中右側幾何體所示。

鋁蜂窩填砂復合夾芯結構受面外沖擊作用時，沖擊點及周圍局部區域主要發生壓縮變形，該局部向周圍擴展的區域會發生剪切變形，當沖擊能量很大時，大部分區域甚至發生壓剪混合變形。因此，可對分析模型的受力情況進行分解，如圖3所示，圖3(a)為分解后的壓縮變形情況，圖3(b)為分解后的剪切變形情況。當變形處于彈性階段時，將分析模型對壓應力和剪應力的反作用力σ′和τ′分解為：

圖2 蜂窩分析模型[17]Fig.2 Analysis model of honeycomb

圖3 填砂蜂窩分析模型壓剪變形受力分析Fig.3 Force analysis of the model of sand-filled honeycomb

(1)

式中：σhe和τhe為鋁蜂窩的彈性坍塌應力和彈性剪切應力；σs和τs為砂提供的承載應力和剪切應力；α和β為砂和鋁蜂窩的相互作用力系數；鋁蜂窩單片鋁箔軸向彈性屈曲荷載由其二階慣性矩和胞元邊長l決定[18]：

(2)

式中：K為胞元端面約束因子；Eh和νh分別為鋁箔材料彈模和泊松比；t為蜂窩鋁箔厚度；根據圖2所示，取出的分析模型三角形面積Ah為：

(3)

由此計算出其彈性坍塌應力σhe為：

(4)

又根據砂的力學特性又可將等式(1)中的σ′等效為：

(5)

式中：σcp為分析模型中砂所受側限應力；φs為砂的內摩擦角。由于蜂窩自身的幾何特性，導致其彈性剪切應力τhe存在方向性，τhe在圖2中L和W方向上的剪應力分別為：

(6)

式中：C為常數；θ為相鄰鋁箔所夾銳角。當蜂窩變形進入穩態塑性階段，式(1)中的σhe會變成塑性坍塌應力σhp可近似為：

(7)

式中：σy為材料的屈服應力。趙國偉等[19]還在已有的蜂窩結構靜態平均塑性坍塌應力理論模型和Cowper-Symonds本構模型的基礎上，建立了具有應變強化效應的平均塑性坍塌應力理論模型：

(8)

式中：k為常數；v為沖擊加載速度；C和p為應變率敏感系數；Ep為塑性硬化模量。由此可以看出，蜂窩的材質和幾何參數、砂的性質和填充密度、砂和蜂窩的相互作用以及沖擊的能級和速度均會影響其響應結果，同時，結構在不同能級沖擊下，材料進入彈塑性階段的時間和程度不同均會導致不同的響應結果。理論分析結果為落錘沖擊試驗的變量設置提供依據。

2 落錘沖擊試驗

2.1 材料選擇

本文采用ASTM D 7136標準來進行落錘沖擊試驗。根據理論分析結果，利用控制變量法，將試驗中的多變量變成單變量進行分析。因此，為保證材料統一，所有試件蜂窩芯均采用AL3003-H18制作，鋁箔厚度t均為0.04 mm，以AL-5052-H32作為面板，面板厚度均為1 mm。AL3003-H18和AL-5052-H32材料屬性如表1所示。

表1 面板和蜂窩芯材料力學特性參數Tab.1 Mechanical properties of base materials for facesheets and honeycomb core

試驗所采用的夾芯結構類型包括以下四種：A，B，B1，B2。根據圖2中的分析模型可以計算出蜂窩的相對密度為：

(9)

表2 芯層蜂窩尺寸Tab.2 Honeycomb size

式中：ρh為蜂窩密度；ρb為鋁箔材料密度。為了將蜂窩芯幾何尺寸定為獨立變量，根據式(9)將A和B的蜂窩芯設置為如表2所示的尺寸，使其質量相同。而B, B1和B2的蜂窩尺寸相同，高度設置為獨立變量。填砂試件如圖4所示(未加上面板時)。為了對比芯層填砂對鋁蜂窩夾芯結構的影響，同工況下，試件均分為兩組：一組空芯和一組填砂。填砂方式采用自然堆積，以保證所有試件具有相同的填充密度。如圖2所示，對于六邊形蜂窩，蜂窩L(帶向)剪切性能大約是W(橫向)的2倍，因此，蜂窩芯沿試件長度方向選擇L向。

圖4 試驗試件Fig.4 Specimens of test

2.2 試驗方法

落錘沖擊試驗采用Instron Dynatup 9250 HV試驗機。沖頭加砝碼總質量為10.09 kg，沖頭的沖擊端部為直徑12.7 mm的半球形球頭。根據標準，試件切割成150 mm×100 mm尺寸后，夾持在固定支座上，該支座平臺的幾何中心有125 mm×75 mm方形開孔。整個沖擊過程的力和沖頭位移通過力傳感器和位移傳感器自動采集，再由脈沖數據采集軟件記錄。沖擊試驗機、沖頭以及固定支座和夾具如圖5所示。

3 結果與分析

3.1 沖擊響應

為了測試鋁蜂窩填砂復合夾芯結構的低速沖擊響應，落錘沖擊試驗中設置了四個能級的沖擊能量，初始設置值為25 J，50 J，100 J，150 J，但由于試驗機的初始設置值和最終實測值存在一定誤差，因此，最終的沖擊能量以實測為準，分別為17 J，39 J，83 J，119 J。設置四種沖擊能級的目的是為了從梯度增長的沖擊能量下獲取和發現沖擊響應的變化規律。為了參照對比，將17 J和39 J設定為低能級，83 J和119 J設定為高能級。低能級下，A和B型夾芯結構作對比，考察蜂窩尺寸對沖擊響應的影響；高能級下，B、B1和B2型夾芯結構作對比，考察蜂窩高度變化產生的影響。

圖5 試驗設置Fig.5 Experimental setup

從圖6可見：低能級沖擊下，每組曲線的峰值和位移均會隨著沖擊能量的增加而增加；填砂之后的力-位移曲線峰值升高，沖頭終止位移減小，同時曲線變得相對光滑，而空芯試件對應的曲線會出現抖動，尤其是B型空芯試件的兩組工況，這是因為空芯試件在受沖擊過程中，當沖擊力到達蜂窩芯屈曲強度后產生屈曲變形，隨后結構產生一定彎曲撓度，因此整個過程的曲線會產生抖動，關于試件的破壞模式下面會詳細描述；B型填砂試件的力-位移曲線峰值增幅和位移減小幅度均比A型的大，這是由于A型試件的胞元尺寸小，面外和面內強度高于B型試件，換句話說，B型試件芯層相對A較軟，因此，填砂對于B型試件強度提升和變形撓度減小的作用要相對大一些；值得注意的是，A和B型填砂試件力-位移曲線峰值和終止位移幾乎相同，而A型試樣填砂量約為B型試樣的1/2，因此，在低能級沖擊作用下，可優先選擇胞元較小高度較低的蜂窩作為填砂復合夾芯結構的芯層。

圖6 低能級沖擊響應Fig.6 Impact responses in low energy level

如圖7所示，在高能級沖擊作用下，力-位移曲線同樣在填砂之后呈現出峰值升高，沖頭終止位移減小；并且，可以看出每組空芯試件的曲線均會在初期(位移6 mm～8 mm之間)出現一個小峰值(1.5 kN～2.5 kN)，如圖7中所有空芯試件曲線所示，這是蜂窩芯發生屈曲變形引起的，經對比發現，蜂窩芯發生屈曲變形的臨界值會隨著高度增加而減小；其次，圖7的(b), (d), (e), (f)的空芯試件曲線以及(f)中的填砂試件曲線在沖擊過程后期出現一個較大的峰值，該值是由于沖頭已經完全穿透上下面板，沖頭后部的加粗桿接觸到上面板，防止沖頭進一步穿透造成的，因此，該峰值可不計入沖擊響應；相比較而言，填砂之后，力-位移曲線由于沖頭接觸上面板迅速進入峰值，隨后抖動減小，圖7中(c), (d), (e), (f)填砂試件曲線較為明顯，這是產生的峰值力，穿透上面板后與蜂窩以及砂之間相互作用產生的抖動。

圖7 高能級沖擊響應Fig.7 Impact responses in high energy level

3.2 荷載、位移和撓度

如圖8所示，隨著沖擊能量的增加，沖擊峰值力的變化具有一定的規律，低能級沖擊作用下(17 J～39 J)，隨著沖擊能量增加，沖擊峰值力增勢明顯，從低能級向高能級過渡過程中(39 J～83 J)，盡管峰值繼續增加，但增勢減弱，進一步增加沖擊能量后(83 J～119 J)峰值卻出現下降，這是由于低能級沖擊狀態下，沖頭僅在結構上面板造成球形凹痕，結構產生一定的撓度，因此峰值會隨著沖擊能量的增加而增加，而低能級向高能級過渡后，上面板出現裂縫或者穿透，因此峰值力增勢減小，沖擊能量增加到最大時，沖頭貫穿結構，因此峰值力降低。由此推斷，全貫穿臨界值應當介于83 J～119 J之間。如圖9所示，增加沖擊能量會導致沖頭終止位移量增加，這和試件的變形破壞有關，當沖頭完全貫穿試件后，其位移就會增加很多，因此曲線在高能級階段(83 J～119 J)增勢明顯。通過測量結構下面板變形撓度發現，低能級階段和過渡階段，撓度隨沖擊能量的增加表現出一種線性增長，但在高能級階段出現分化，即空芯試件的變形撓度隨著沖擊能量的增加而增加，但填砂試樣中B1和B2的變形撓度卻減小，其中B型試件的變形撓度繼續保持線性增加，如圖10所示。由此可以推斷，當結構芯層填砂之后，其高度達到一定的值時，變形撓度將減小。

圖8 峰值力變化規律Fig.8 The change law of peak force

圖9 沖頭位移變化規律Fig.9 The change law of impactor displacement

圖10 變形撓度變化規律Fig.10 The change law of deflection

3.3 破壞模式

通過對比落錘低速沖擊后試件的變形和破壞情況，發現試件受到沖擊能級和芯層填砂的影響，其破壞模式基本可分為4種。首先，低能級沖擊作用下，填砂試件的整體變形較小，沖頭均會在上面板中心留下球形凹痕，如圖11(a)所示的Ⅰ型模式；高能級沖擊作用下，試件兩側邊緣的中間位置會產生比較大的褶皺形翹曲，如圖11(b)所示的Ⅱ型模式；對于B1和B2型夾芯結構，空芯試件和填砂試件的區別較為明顯，B1型空芯試件在高能級沖擊作用下發生Ⅱ型模式變形，B2型則從中間產生一條橫向凹陷，如圖11(c)的Ⅲ型模式，產生該變形的原因主要由于沖擊力達到蜂窩芯發生屈曲變形的臨界值，蜂窩壓縮屈曲后結構中間部分變薄，如同簡支梁中點受沖擊產生塑性鉸一樣，形成整體彎曲變形，而B1和B2型填砂試件由于整體剛度較大，變形較小，沖頭形成局部貫穿破壞，破壞模式如圖11(d)的Ⅳ型。

圖11 破壞模式Fig.11 Damage modes

4 結 論

本文提出一種鋁蜂窩填砂復合夾芯結構，對填砂蜂窩模型進行了力學分析，在設計的20組工況下對其低速沖擊響應進行落錘沖擊試驗研究，結果表明：

(1)根據分析模型受力情況可知，鋁蜂窩的材質和幾何參數、砂的性質和填充密度、砂和蜂窩的相互作用、沖擊的能級和速度均會影響其響應結果；而針對具體試驗結構，通過變量控制后影響其性能的主要因素為胞元邊長l、蜂窩高度c、砂的力學性能以及沖擊能級，其中l的減小和c的增加對結構抗沖擊性能產生有利影響。

(2)在低能級沖擊作用下，蜂窩芯層較軟的試件填砂后對于其結構強度和剛度的提升作用較為明顯，同時，在鋁蜂窩質量相同的前提下，優先選擇蜂窩胞元較小、高度較低的蜂窩作為填砂復合夾芯結構的芯層，可減少芯層填砂量，提高結構比強(剛)度，而具體尺寸的設定將在今后的研究中得到優化。

(3)在高能級沖擊作用下，當芯層高度達到一定值時，對比空芯試件，變形撓度減小，破壞范圍縮小為局部貫穿破壞，芯層填砂對結構抗沖擊性能產生較為積極的影響。

參 考 文 獻

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