增材制造鎳鈦仿生結構緩沖吸能及自恢復特性研究

2022-11-21 03:39:58于征磊信仁龍陳立新朱奕凝張志輝徐澤洲趙杰亮

振動與沖擊 2022年21期

于征磊, 信仁龍, 陳立新, 郭雪, 朱奕凝, 張志輝, 徐澤洲, 梁平, 趙杰亮

(1.吉林大學汽車仿真與控制國家重點試驗室，長春 130022; 2.吉林大學工程仿生教育部重點試驗室,長春 130022; 3.延邊大學農學院,吉林延吉 133002; 4.北京理工大學機械與車輛學院,北京 100081)

近年來對抗沖擊結構的設計與分析一直是汽車碰撞防護、衛星著陸、船舶水下防爆、土木工程、軍事裝備和其他工業等領域的研究熱點，在這種環境下，對抗沖擊結構的進一步的優化設計與應用，變得尤為重要。為了提高汽車被動安全性能，抗沖擊結構的設計必須不斷改進，結構必須能夠從碰撞中吸收動能，并以可控的、不可逆的方式消散這種能量，以確保最高的保護能力。在緩沖吸能方面，利用結構的負泊松比效應抵抗沖擊是一種有效的方式。一般來說，材料拉縮、壓脹的現象我們定義為正泊松比效應，而拉脹、壓縮的特性我們定義為負泊松比效應。負泊松比結構因其優異的可設計性、拉脹性等力學性能受到研究者們廣泛關注[1]，針對負泊松比材料的面內沖擊[2]、面外沖擊[3]、非理想沖擊性能[4]已有學者進行了大量的研究。裴連政[5]研究了負泊松比蜂窩結構單元的壁厚對夾芯板防爆性能的影響，為夾芯板的防爆設計提供了參考。Qin等[6]以原點機械阻抗水平最大為目標建立了功能元件的優化數學模型，然后通過數學模型的計算設計出比傳統蜂窩結構減振性能優異的超材料。Fu等[7]基于手性蜂窩的旋轉機理，提出了一種新的三維彈性材料設計思路。Meena等[8]針對復雜結構在準靜態壓縮時出現的節點處應力集中的問題進行的研究，設計了一種新的負泊松比結構，與文獻中常見的重入式結構相比，這種結構的應力更小。綜上可知，負泊松比材料幾何結構的設計優化，對得到最優的吸能結構來說具有重要意義。

自然界中的生物體在不斷的進化中，自身結構功能針對于所生活的自然環境逐步完善，人類可從中借鑒諸多特征。眾多學者在抗沖擊吸能的結構方面對類蜂窩結構研究較多[9-11]，將傳統的類蜂窩結構轉變為凹角蜂窩就轉變成了一種負泊松比蜂窩結構，不僅具有了傳統蜂窩結構優異的抗沖擊吸能效果，并且將負泊松比材料中可設計性、拉脹特性、剪切模量、斷裂韌性、抗沖擊吸能等優點融入其中[12]。對于內凹蜂窩結構的性能特性在國內外已經有了諸多學者進行了研究。不僅研究了凹角、材料體積因子、胞元擴張角、沖擊速度等因素對凹角蜂窩的影響，而且得出了具有負泊松比效應的凹角蜂窩結構比傳統蜂窩結構具有更優的抗沖擊性能、較大的面內變形能力，其結構變形具有特殊的拉漲特性[13-17]。在許多尖角結構中，非常容易出現高應力集中的問題，而在自然界中，花生殼外形獨特，在整體結構中線條圓潤，且兼具負泊松比的特性。而在材料方面，NiTi形狀記憶合金因其獨特的形狀恢復行為、低剛度、高強度、超彈性以及出色的耐腐蝕性等被廣泛的應用于生物醫療和汽車工業等各個領域[18-21]，但是傳統的鑄造以及機械加工等工藝并不適合復雜NiTi合金結構的制造，以往的相關研究較少從而限制其進一步的應用，隨著增材制造(additive manufacturing，AM)技術的不斷的發展，使用AM工藝所制備的金屬構件的性能逐漸的可以滿足人們的需求[22]，其中選區激光融化(selective laser melting,SLM)技術的成熟，在較高表面光潔度和幾何精度的復雜NiTi合金多孔結構的制備中展現出優勢[23-25]。

本文針對車輛碰撞、著陸緩沖等領域，將負泊松比效用應用于設計的三維結構中得到三維負泊松比結構。在蜂窩結構的基礎上，構建了一種三維內凹蜂窩結構的模型。為了實現剛度和柔韌性的平衡，同時具有平滑的邊界和可控的孔隙率。我們借鑒花生外殼形狀對內凹蜂窩結構進行仿生優化，以此減少結構的應力集中現象。本文中以NiTi形狀記憶合金為基材，采用增材制造技術制造出所設計的模型并進行準靜態壓縮試驗，并運用有限元數值模擬技術，分析了兩種結構在準靜態壓縮下的高彈性、能量吸收以及承載能力。并在力學試驗后，通過水浴加熱的方式對結構進行形狀記憶恢復的試驗，結構在一定的壓縮應變量時，可以達到近乎百分之百的形狀恢復率，并且即便是在較大形變情況下，也有著較高的形狀恢復。

1 材料和方法

1.1 模型建立及方法

1.1.1 結構設計

本文中的結構是由二維結構三維構建而成，二維內凹蜂窩胞元模型，如圖1(a)所示，二維胞元的幾何參數如下：橫向長度l0=5 mm、高度h0=5 mm、凹角θ=160°、構型桿厚t=0.45 mm。二維仿花生殼胞元模型，如圖1(b)所示。在二維內凹蜂窩胞元模型的基礎上，模仿花生殼的外形對其進行圓角化處理，其幾何參數如下：胞元的橫向長度l0=5 mm、高度h0=5 mm、構型桿厚t=0.52 mm，弧形桿的弧邊半徑r0=0.4 mm，將二維結構以平行于z軸的中心軸為基準進行圓形陣列，形成幾何尺寸為5 mm×5 mm×5 mm的三維胞元模型(兩種模型相同)，然后將三維結構進行陣列排布形成10 mm×10 mm×15 mm尺寸的結構(如圖1所示)，表示了三維內凹蜂窩結構(以下簡稱CH)和三維仿花生殼結構(以下簡稱PEI)的設計方法。

(a) 內凹蜂窩結構構建方法

(b) 仿花生殼結構構建方法圖1 仿生結構的構建方法Fig.1 Construction methods of biomimetic structures

1.1.2 有限元模型建立

為了了解準靜態壓縮試驗的過程，降低試驗的成本和時間，并開展進一步的研究，采用HyperMesh軟件進行網格處理，模型截面屬性中選用完全集成殼單元的第16單元算法和具有節點旋轉的S/R二次四面體單元的第4單元算法，單元尺寸均設置為0.5 mm。在材料卡中，根據所使用材料的特性曲線設置相關參數，密度ρ=6.45 g/cm3，楊氏模量E=18.556 GPa，泊松比μ=0.3。為便于計算，將模型的殼單元設置為9號空殼單元材料(*MAT_NULL)，實體單元設置為30號形狀記憶合金材料(*MAT_ SHAPE_MEMORY)，剛性壁單元設置為20號剛性材料(*MAT_RIGID)。通過約束各自由度對模型底面進行夾持，并在模型頂面施加向下位移。根據泊松比和有效彈性模量的定義進行計算，并利用LS-DYNA求解器來分析仿生結構的力學性能。

1.2 材料選取以及試樣制備

1.2.1 材料選取

選用Ni50.8Ti49.2合金粉末(通過電極感應-熔化氣體霧化工藝制備的，粒徑在11.2～76.0 μm)進行打印。打印過程中采用高純氬氣作為保護氣體，以降低制造腔的氧氣含量。

本文使用的Ni50.8Ti49.2粉末的SEM(scanning electron microscope)圖像,如圖2(a)所示。大多數粉末呈球形。Ni50.8Ti49.2粉體的粒度分布,如圖2(b)所示。粒徑范圍為d10～d90=22.2～58.1 μm，粒徑小于22.2 μm的顆粒占10%，小于58.1 μm的顆粒占90%。Ni50.8Ti49.2粉末的差示掃描量熱法(differential scanning calorimetry,DSC)曲線,如圖2(c)所示。正向和反向馬氏體相變Ms和As的起始溫度分別為24.8 ℃和-25.3 ℃。

(a) 掃描電鏡圖像

(b) 粒徑分布

1.2.2 樣件制備

以100 W的激光功率，600 mm/s的激光掃描速度、30 μm的層厚的參數制備兩種結構，如圖3(a)所示。

(a) SLM技術制備Ni50.8Ti49.2結構的圖像

(b) 打印試樣的光學顯微鏡圖

(d) 打印試樣的拉伸應力-應變關系圖3 試樣打印質量評測Fig.3 Quality evaluation of sample printing

圖3(b)是打印試樣的光學顯微鏡圖像，從中可以看到試樣中沒有大尺寸的氣孔、雜志或裂紋，只有一些球形微孔，這種微孔通常來自于液態金屬在快速凝固過程中失效逃逸的溶解氣體，傳統鑄件中也存在球形微孔[26]，由于其尺寸微小、逸出率較低[27]，因此由其產生的球形微孔對打印試樣的拉伸性能影響極小。

圖3(c)是以10 ℃/min的冷卻/升溫速率，用差示掃描量熱法測定的相變溫度，相變起始溫度Ms和As分別為35 ℃和7 ℃，相變終止溫度Mf和Af分別為-15 ℃和59 ℃。此時試樣具有較寬的相變峰，當在25 ℃的室溫條件下，可以是混合相。

選區激光融化(SLM)技術制備的NiTi拉伸樣條的拉伸應力-應變曲線，如圖3(d)所示。試樣的拉伸斷裂應變為10.89%，斷裂強度為735.18 MPa。顯然，在馬氏體變體重定向上，拉伸試樣經歷了一個典型的應力平臺，平臺應力在250 MPa左右，所以結合試樣的DSC曲線，我們可以推斷試樣在室溫時，馬氏體成分偏多。不同的階段被確定為初始彈性變形(第Ⅰ階段)，與馬氏體變體重定向相關的應力平臺(第Ⅱ階段)，定向馬氏體的彈性變形(第Ⅲ階段)，定向馬氏體的彈塑性變形(第Ⅳ階段)。圖3(d)左上角插圖為經過拉伸試驗前后的拉伸樣條的俯視圖，框選的位置為標距位置，長度為30 mm，觀察發現經過拉伸后，斷口處無明顯的頸縮現象。

1.3 試驗方法

本文中的樣品采用NiTi材料，通過SLM打印機(Eplus M210-T)制造。其中準靜態壓縮試驗以及拉伸樣件的拉伸試驗均使用KQL計算機控制電子萬能試驗機在軸向以0.03 mm/s的速度壓縮/拉伸樣品。其中在討論其承載性能時，壓應變統一為15%。在討論結構的形狀記憶效應時，循環壓縮應變統一為13%。環境溫度為21 ℃，試驗同時用手機進行拍攝記錄。準靜態壓縮試驗的夾具設置和試樣示意圖，如圖4所示。

(a)

(b)圖4 準靜態壓縮試驗的夾具設置和試樣示意圖Fig.4 Fixture setting and sample schematic diagram of quasi-static compression test

1.4 性能指標

在關于緩沖吸能的結構方面，相關研究人員提出了一些關于吸能性能的標準[28-29]。為了量化兩種結構的承載能力和能量吸收能力，本文使用了能量吸收(energy absorption,EA)、比能量吸收(specific energy absorption,SEA)、平均力(Fm)、峰值力(Fmax)等常用指標。

結構在外部荷載作用下所吸收的內能代表其吸收能量(AE)的能力。值越高，表示結構的吸能性越好，表達式如下

(1)

式中，AE為整個結構吸收的能量；E(ε)為結構的應變能密度；V為結構的有效體積。

考慮到結構輕量化和高效吸能的需要，采用比能量吸收(ASE)作為評價多孔材料吸能性能的關鍵指標，表達式如下

(2)

式中，M為整個結構的質量。

平均力(Fm)是吸能結構在壓縮過程中所受荷載的平均值，在結構密實化之前，平均力較大的結構有著較好的承載能力。

(3)

式中:L為下壓位移;F(y)為在準靜態壓縮過程中結構所承載的力。

峰值力是吸能結構在壓縮過程中所施加的最大力。

Fmax=max[F(y)]

(4)

2 結果和討論

2.1 力學性能分析

為了詳細分析兩種結構的力學性能，通過準靜態壓縮試驗(experiment,Exp)與有限元仿真(finite element analysis,FEA)對兩種結構進行研究。圖5展示了兩種結構在Exp和FEA中軸向壓縮下的變形形態。

圖5 兩種結構在軸向壓縮下的變形形態：試驗和模擬Fig.5 Deformation configurations of the two structures under axial compression: experiments and numerical simulation

在準靜態軸向加載15%的應變條件下這兩種結構具有相似的變形模式。CH結構中的豎直梁在整體結構中并非是連續的，其中豎直梁和橫梁的交錯排布使得結構在承載時，相同尺寸的桿件中，軸向承載力是顯著大于徑向彎曲力的，所以在CH結構中，加載初期的承載以橫梁的彎曲為主。胞元中橫梁向內的局部彎曲導致整個晶格結構出現了負泊松比效應(negative Poisson’s ratio,NPR)。而PEI結構模仿花生外殼結構，在內凹蜂窩結構的基礎上，胞元的邊緣梁設計為弧形梁。這種設計使得結構在承受載荷的時候，不僅橫向的梁彎曲變形，豎直方向上的梁也會發生彎曲變化，整個胞元結構向中心發生扭轉變形，產生NPR效應，見圖5(f)、圖5(h)。

觀察兩種結構的應力分布，我們發現結構的應力分布都較為均勻，其CH結構的最大有效應力為596.3 MPa，處在材料的定向馬氏體彈性變形段，并未超過材料的極限強度。此時的結構的承載力較小，如圖6(a)所示，CH結構此時的承載力為378 N左右。而PEI結構在15%的應變情況下，隨著壓縮的進行，結構內部構型桿的連接處發生扭轉，通過胞元的扭轉變形來實現能量的吸收，這種胞元的扭轉變形使得質量聚集，并賦予結構更高的承載能力。CH結構在此加載應變條件下，承載力-位移曲線平順，載荷波動水平較小，這種情況說明結構吸能穩定。PEI的試驗和模擬的結果較為吻合，但是在仿真模擬中，當結構的承載力達到 1 500 N左右時，出現了一段平臺期，這種情況的發生是因為仿真模擬中結構的中間部分在這一階段發生了內凹與偏轉，使得結構的承載力并未增長。通過分析結構的試驗和仿真變形結果，發現結構在15%應變情況下，局部的最大有效應力達到了743.2 MPa，超出了材料的極限應力，此時在數值仿真的設置中會自動的將失效單元刪除，所以數值仿真的結果與試驗結果略有出入，在試驗中結構的承載力可達到2 700 N左右，略大于仿真結果。

(a) 數值仿真和試驗下的載荷-位移曲線

(b) EA和SEA圖6 兩種結構在試驗和仿真中的性能指標對比Fig.6 Comparison of performance indexes of the two structures in experiment and simulation

圖6(b)給出了CH和PEI兩種結構在試驗和仿真中獲得的EA和SEA的值。從圖6中可以看出，CH結構以及PEI結構在FEA和Exp中獲得的結果中的相對誤差分別為2.02%,2.88%，不大于15.03%。

結果表明，模擬仿真的結果和試驗結果取得了非常好的定量一致性，為有限元模型提供了驗證。這種定量一致性讓我們可以用有限元來模擬分析結構的力學性能，分析計算的結果我們得到，PEI結構在吸能承載方面要優于CH結構。

2.2 形狀記憶恢復性分析

在試驗過程中，PEI結構在應變達到16%左右時出現了局部斷裂，形狀恢復效果不佳，而CH結構有著較大的可恢復應變，故本節中不對PEI結構進行過多的分析，主要分析CH的形狀恢復情況。在本文中，我們用結構的高度變化來定義其結構在軸向壓縮條件下的變形率。

如圖7中，針對其形狀記憶疲勞性進行驗證試驗，對結構先加載，當加載到應變為13%時停止加載，穩壓后進行卸載，完全卸載后將結構放入燒杯中用100 ℃的開水進行水浴加熱，然后開始下一次循環。本文中列出了5次循環的結果，圖7中用橢圓形虛線框選的區域出現局部的抖動，這是因為結構在下壓時出現了局部的裂紋，這種裂紋肉眼不可見，對我們測量力學性能以及恢復特性影響較小，可忽略不計。經過5次循環后，我們發現其結構回彈了0.68 mm左右，說明CH結構有著一定的彈性恢復。然后進行水浴加熱，形狀恢復率可達99.54%。由此可以推斷，雖然總變形量為13%，但某些區域的變形量低于13%，而且只發生馬氏體相變重定向，而不發生塑性變形。因此，變形的部分經過熱激勵后，其中的b19馬氏體經歷了熱誘導馬氏體轉變，可以恢復到原來的形狀。綜合圖6的結果表明，CH結構可以實現較大的結構應變，并且準靜態壓縮時的峰值力較低，可以作為較優異的緩沖結構使用，并且經過熱激勵后可以達到近百的形狀恢復率，為未來的可重復使用的緩沖抗沖擊結構也可以提供參考。

(a) 加載前的原始試樣

(b) 經過水浴加熱后的試樣

3 結論

綜上所述，通過仿生設計原理和激光選區融化技術設計并制備了的兩種新型仿生吸能緩沖結構，PEI結構有著高的承載吸能特性，CH結構有著較高的緩沖吸能性能，因材料選用NiTi形狀記憶合金，故兩種結構均有形狀記憶效應。

對兩種結構進行有限元模擬和準靜態壓縮試驗分析，發現兩種結構均可以作為潛在的輕質能量吸收結構。在承載能力、能量吸收、比能量吸收方面PEI結構較好(不發生斷裂壓潰情況下)。

CH結構在準靜態壓縮過程中，通過有限元模擬分析可知其局部最大應力并未超過材料的極限應力，所以在壓縮過程中結構可以通過結構的形變將能量分散，使得結構可以壓縮13%情況下也不會出現明顯的斷裂等失效情況，結構因此可以在有限的緩沖距離下，平穩的吸收更多的能量。

CH結構在13%的循環試驗中，形狀恢復率可達99.54%。優于目前多數研究者所設計的NiTi多孔結構壓縮的形狀記憶效應結果。本研究有助于促進NiTi合金添加劑制造的更廣泛應用以及三維仿生結構的設計。