泡沫鋁夾芯板的低速沖擊行為與仿真模擬

孫宇杰，高 強，馬婉婷，祖國胤

（東北大學 材料科學與工程學院，沈陽 110819）

與傳統(tǒng)金屬材料相比，泡沫鋁作為一種新型功能材料，具有很多獨特的物理性能，如輕質、高比剛度和比強度、良好的緩沖減震性能、消聲隔聲性能及電磁屏蔽性能等［1-3］.但由于泡沫鋁的多孔特性，其強度和剛度明顯弱于傳統(tǒng)金屬，不適合獨自作為承重部件投入使用.有研究發(fā)現，以泡沫鋁為芯層材料，通過膠粘法或冶金結合法與外層金屬板復合制備成三明治型泡沫鋁夾芯板，其強度和剛度可得到顯著提升［4］.膠粘法主要是通過樹脂膠或其他黏結劑實現面板與芯層的物理連接，而冶金結合法則是利用高溫、高壓促進面板與芯層之間的元素擴散來實現復合.但在高溫和腐蝕性環(huán)境下，膠接層會發(fā)生軟化和變質，這導致膠粘法制得的泡沫鋁夾芯板芯層與面板脫粘分層而失效［5-6］.另外，在泡沫鋁夾芯板的使役過程中，不可避免地會受到外部沖擊載荷的作用，尤其在低速沖擊作用下夾芯板的脫粘分層現象對破壞過程的能量耗散有很大的影響［7］.而具有冶金結合界面的泡沫鋁夾芯板界面連接性能更穩(wěn)定，因此它逐漸成為主要研究方向.

現階段，國內外對泡沫鋁夾芯結構的抗沖擊性能研究取得了一系列進展.但泡沫鋁夾芯板的抗沖擊性能與諸多因素有關，如孔形、各向異性率、密度、面板材質、面板厚度、面板／芯層連接方式等［8］，因此，對沖擊過程中的損傷破壞機理尚未建立起系統(tǒng)性、高水平的評價體系.膠粘法制備泡沫鋁夾芯板的工藝較為簡便，故此類泡沫鋁夾芯板在低速沖擊下的損傷機理研究較多.郭開嶺等［9］研究了膠粘法制備的船用泡沫鋁夾芯板在低溫下的動態(tài)沖擊力學響應過程，結果表明泡沫鋁夾芯板在低溫下具有與常溫相比更好的抗沖擊性能.Mohan等［10］研究了鋁面板、不銹鋼面板和CFRP這三種不同面板類型的膠粘泡沫鋁夾芯板在沖擊載荷下的能量吸收機制，發(fā)現泡沫鋁夾芯板的能量吸收量取決于面板類型，通過增加面板厚度可提高夾芯板的能量吸收量.Crupi等［11］通過研究泡沫鋁夾芯板和蜂窩鋁夾芯板的夾芯結構在靜態(tài)和動態(tài)低速沖擊下的力學響應機制，發(fā)現泡沫鋁夾芯板的吸能能力與芯層泡沫的破碎行為密切相關.但在以上研究中，夾芯板均出現了面板和芯層脫粘分層現象，這嚴重損害了夾芯板的抗沖擊性能，因此高強度的冶金結合界面連接方式成為了泡沫鋁夾芯板抗沖擊性能研究的重要方向.張敏等［12］分別研究了膠粘泡沫鋁夾芯板和采用包套軋制-粉末冶金發(fā)泡法制備的冶金結合泡沫鋁夾芯板在沖擊載荷下的力學響應，結果表明冶金結合界面可顯著提高夾芯板的抗沖擊韌性，而膠粘泡沫鋁夾芯板容易出現分層現象.

采用包套軋制-粉末冶金發(fā)泡工藝制備的泡沫鋁夾芯板在宏觀上具有夾芯結構的復合特征［13］，其面板／芯層高強度的冶金結合界面還能使泡沫鋁夾芯板具有良好的抗沖擊性能.在受到強動載沖擊作用時，它具有更強的防護功能，因此在國防軍工、軌道交通等戰(zhàn)略領域有著巨大的應用潛力［14-16］.本文中重點研究采用包套軋制-粉末冶金發(fā)泡工藝制備的泡沫鋁夾芯板在不同沖擊能量、不同面板厚度條件下的低速沖擊行為，分析面板和芯層在承受沖擊載荷過程中的能量吸收機制和相互作用；利用有限元軟件ABAQUS建立泡沫鋁夾芯板低速沖擊過程的數值模型，通過實驗結果驗證數值計算結果的可靠性，以期為后續(xù)設計輕質、高抗沖擊性能的泡沫鋁夾芯板的損傷阻抗和損傷容限提供理論參考依據.

1 實 驗

采用包套軋制-粉末冶金發(fā)泡法制備閉孔泡沫鋁夾芯板（aluminum foam sandwich panels，AFSP），主要制備工藝流程如圖1所示.芯層粉末成分配比如表1所列.先將粉末置于SYH-600三維混料機內進行混料，設置混料時間為3 h，球料比為2∶1，然后將均勻混合的粉末裝入3003鋁合金型腔內，并對型腔頭部和尾部進行密封處理，在Φ450 mm的二輥軋機上對密封后的型腔依次進行冷軋、熱軋.其中，冷軋階段采用多道次小壓下量進行軋制，使盡可能多的型腔內部氣體排出，實現粉末的初等致密化.熱軋階段在330～400℃進行，這樣既能進一步提升粉末致密度及芯層粉末與面板的結合強度，又可以促進粉末顆粒與面板間的冶金結合.接下來對軋制后的板坯進行鋸切，切除邊部低致密區(qū)，得到致密度高、面板／芯層結合界面平直的泡沫鋁發(fā)泡預制坯，如圖2（a）所示.最后，在預設爐溫為610～630℃的箱式爐中，利用定滑輪、位移傳感器、鋼墜等高度測量裝置實時監(jiān)測和記錄發(fā)泡時樣品的膨脹過程，并通過調整發(fā)泡溫度和發(fā)泡時間精確控制樣品的發(fā)泡高度.在發(fā)泡過程中，上、下面板幾乎不發(fā)生變化，通過控制發(fā)泡高度可以得到所需芯層厚度的泡沫鋁夾芯板，如圖2（b）所示.

圖1 泡沫鋁夾芯板制備工藝流程圖Fig.1 Flow chart of preparation process of AFSP

圖2 泡沫鋁夾芯板樣品Fig.2 Sample of AFSP

表1 粉末成分及比例Table 1 Powder composition and ratio

本文中采用的Inston 9250HV落錘沖擊試驗機如圖3所示.該試驗機可以通過調節(jié)落錘質量和落錘高度來調節(jié)實驗所需的沖擊能量，在落錘試驗機底部安裝有雙層氣動卡具，外形為正方形，中間留有直徑為75 mm的圓形區(qū)域.在實驗過程中，用于固定落錘錘頭的十字頭松開，帶有半球形的錘頭架沿兩導架自由下落，以垂直方向沖擊圓形區(qū)域的試樣，并完成沖擊試驗過程中沖擊載荷、能量、位移與時間等相關數據的采集.在本次實驗中，試驗機落錘底部錘頭類型選擇半球形錘頭，錘頭直徑為12.6 mm.通過調整落錘高度和落錘質量，獲得不同的初始沖擊能量，具體樣品參數及實驗條件如表2所列.

圖3 Instron 9250HV落錘沖擊試驗機Fig.3 Instron 9250HV drop weight impact tester

表2 泡沫鋁夾芯板的樣品參數及落錘實驗參數Table 2 Sample parameters and drop weight test parameters of AFSP

2 結果與討論

2.1 不同沖擊能量下的低速沖擊響應

為研究泡沫鋁夾芯板在不同沖擊能量下的力學響應及失效方式，選擇三種沖擊能量（60，90，120 J）對面板厚度為1.4 mm、芯層厚度為21 mm的泡沫鋁夾芯板進行沖擊.通過稱重法計算得到泡沫鋁芯層的表觀密度為0.39 g／cm3，芯層致密基體主要為鋁元素，可近似取2.7 g／cm3；通過芯層表觀密度與致密鋁基體密度之比得出泡沫鋁芯層的相對密度為0.14；三種沖擊能量下相同面板厚度的泡沫鋁夾芯板分別命名為AFSP-1.4-60J，AFSP-1.4-90J，AFSP-1.4-120J.

圖4給出了三種不同沖擊能量下的載荷-位移-能量曲線及載荷-時間曲線.由圖4中夾芯板的載荷-位移-能量曲線可以看出，變形明顯分為的3個階段：彈性壓縮階段、平臺階段和失效破壞階段.在彈性壓縮階段，主要通過鋁合金面板的塑性變形吸收大部分沖擊能量.由于泡沫鋁夾芯板的低速沖擊是一種局部變形現象，因此在沖擊過程中初始峰值載荷的出現一部分取決于面板的塑性變形，另一部分則是隨著面板局部變形程度的增強，由靠近上面板的泡沫鋁芯層致密化引起.隨著面板開始斷裂失效，泡沫鋁芯層接觸落錘錘頭，但它對落錘錘頭的阻力明顯弱于面板，因此載荷值由峰值下降，進入平臺階段.其中靠近錘頭尖端部分的泡沫鋁芯層失效模式為混合壓縮和剪切變形模式，同時在凹陷周圍產生了泡壁撕裂現象［17-19］.隨著落錘錘頭位移的增大，泡沫鋁芯層不斷失效且持續(xù)維持吸收沖擊能量過程，因此載荷僅存在輕微波動.而在第三階段，在未穿透下面板的情況下，泡沫鋁芯層出現了拉伸和剪切失效而被落錘錘頭進一步破壞，導致芯層對落錘的阻力下降，從而載荷值下降.

由圖4（a）～（c）可以看出，隨著沖擊能量從60 J增大到120 J，三組夾芯板在達到最高峰值前表現出相似的位移-載荷曲線，這表明在沖擊的第一階段，泡沫鋁夾芯板的上面板在承受沖擊載荷方面起主導作用.而最高峰值載荷也從5 998.55 N增至6 502.86 N，增加了8.41%.其主要原因是在低速沖擊過程中，隨著沖擊能量的增加，塑性變形程度增強，進而3003鋁面板的加工硬化程度也會提高.從微觀方面解釋，在室溫實驗情況下，3003鋁面板的塑性變形主要源于位錯的滑動.鋁的晶體結構為面心立方，在多個滑移系同時開動的情況下，隨著沖擊能量增大，位錯正常運動的時間縮短，極易造成位錯等缺陷在晶界處的大量塞積.此時，需要更高的外加應力來推動塑性變形的持續(xù)進行，在實驗中則表現為外加載荷最高峰值的增大.還可以發(fā)現，泡沫鋁夾芯板處于平臺階段時的平均載荷值會隨著沖擊能量的增加而增大，初始沖擊能量越大，夾芯板芯層吸收能量的能力越強.這是因為隨著沖擊能量的增加，泡沫鋁孔壁坍塌的范圍擴大，孔壁與孔壁之間的接觸面積增大.隨著泡沫鋁芯層致密化程度的進一步提升，承載能力增強，泡沫鋁夾芯板在此階段消耗的沖擊能量越多，所吸收的能量也就越多.由圖4（d）可以看出，沖擊能量越高，峰值載荷越大，沖擊響應的時間從9.63 ms延長至18.84 ms.綜上可得，泡沫鋁芯層在壓縮和剪切失效及落錘周圍泡壁撕裂的共同作用下，沖擊響應時間越長，夾芯板損傷越嚴重.

圖4 泡沫鋁夾芯板在不同沖擊能量下的低速沖擊響應Fig.4 Low velocity impact response of AFSP under different impact energy

圖5給出了不同沖擊能量下上、下面板的損傷破壞模式.由圖可知：當沖擊能量為60 J時，上面板只發(fā)生局部凹陷且被完全穿透，下面板無任何變化；當沖擊能量為90 J時，上面板被完全穿透，下面板產生嚴重彎曲變形但尚未被穿透，但下面板與泡沫鋁芯層存在局部剝離現象；當沖擊能量為120 J時，試樣上面板被完全穿透，下面板被部分穿透，試樣內部泡沫鋁芯層與面板出現明顯剝離情況.綜上可知，隨著沖擊能量的增加，上、下面板的變形程度逐漸提升，同時下面板的損傷變形區(qū)域面積和凹坑深度均逐漸增大.

圖5 不同沖擊能量下的破壞模式Fig.5 Damage results under different impact energy

2.2 不同面板厚度下的低速沖擊響應

為研究泡沫鋁夾芯板在不同面板厚度下的力學響應及失效方式，選擇三種面板厚度為2.3，1.7，1.4 mm的泡沫鋁夾芯板進行沖擊，芯層厚度保持相同.除此之外，為進一步研究泡沫鋁芯層在沖擊過程中的形變吸能特性，若選擇的沖擊能量較小，則樣品的整體損傷變形范圍較小，沖擊能量主要通過上面板的塑性變形來吸收；若選擇的沖擊能量較大，泡沫鋁芯層在落錘沖擊過程中容易被瞬間穿透，不易觀察到泡沫鋁芯層細微的變形特征.因此，選擇的沖擊能量為90 J，三種不同面板厚度的夾芯板分別命名為AFSP-2.3-90 J，AFSP-1.7-90 J，AFSP-1.4-90 J.

圖6（a）～（c）給出了在沖擊能量為90 J的條件下，面板厚度分別為2.3，1.7，1.4 mm泡沫鋁夾芯板的載荷-位移-能量曲線.可以看到，面板厚度為2.3 mm泡沫鋁夾芯板的峰值載荷及相應位移比面板厚度為1.7和1.4 mm時的峰值載荷及相應位移更大，且峰值載荷隨面板厚度的增加而增大，此結果也輔證了夾芯板的低速沖擊過程在載荷達到最高峰值前由泡沫鋁夾芯板上面板主導這一結論.面板厚度1.4 mm的夾芯板峰值載荷為4 561.70 N，其相應位移為7.54 mm；面板厚度2.3 mm的夾芯板峰值載荷為7 054.78 N，其相應位移為11.22 mm，面板厚度由1.4 mm增至2.3 mm，峰值載荷提高了54.65%.這主要是由于面板厚度越大，其處于塑性變形與加工硬化交織狀態(tài)的時間越長，上面板的強化程度變高，承載能力也隨之提高.在彈性階段結束后，還會發(fā)現各載荷曲線出現載荷值明顯下降，這是由于上面板在沖擊載荷作用下被完全穿透，發(fā)生局部斷裂失效.當落錘錘頭與泡沫鋁芯層相接觸時，泡沫鋁芯層在壓縮和剪切共同作用下，不斷致密化進入平臺階段.在這一階段，泡沫鋁芯層持續(xù)吸收沖擊能量，隨著位移的增大，載荷僅存在輕微波動.圖6（d）給出了在不同的面板厚度下泡沫鋁夾芯板的載荷-時間曲線.可以看出，隨著面板厚度的增加，達到峰值載荷的響應時間越長.此時，面板通過塑性變形來吸收大量沖擊能量的時間也會變長，這有助于達到保護泡沫鋁芯層的目的.而面板越薄，沖擊總響應時間越長，這是由于上面板被穿透后，只能通過芯層泡沫的壓縮致密化和其他失效形式來耗散殘余的沖擊能量.當泡沫鋁芯層不足以耗散殘余的沖擊能量時，落錘將穿透泡沫鋁芯層與下面板相接觸，通過下面板的塑性變形來進一步吸收殘余的沖擊能量.

圖7為面板厚度不同但芯層厚度相同的夾芯板受到90 J沖擊能量的破壞模式圖.由圖可知：面板厚度為2.3 mm的試樣下面板未被穿透，與芯層依舊保持完整的冶金結合；面板厚度為1.7 mm的試樣下面板未被穿透，但芯層與面板已出現明顯剝離情況；面板厚度為1.4 mm的試樣下面板未被穿透，芯層與下面板剝離情況更為明顯.綜上可知，厚度不同的夾芯板受到相同沖擊能量作用后，隨面板厚度的減小，沖擊損傷區(qū)域面積、凹坑深度逐漸增大，上、下面板的變形程度逐漸提升.

圖7 不同面板厚度的破壞模式Fig.7 Damage results under different panel thicknesses

3 等效模型的建立及驗證

泡沫鋁夾芯板制備工藝的局限性，不可避免地會使泡孔的大小、分布、形態(tài)存在無序性和離散性等問題，即使通過大量的實驗獲得的實驗結果仍存在較大的離散性［12］.這是由于低速沖擊過程通常為瞬態(tài)非線性過程，通過實驗難以觀察到夾芯板的變形，而采用數值模型不僅可以節(jié)約大量實驗成本，同時還在參數控制、邊界條件調節(jié)、加載方式等方面有獨特的優(yōu)勢［16］.因此，建立等效數值模型進行計算，對于泡沫鋁夾芯板的動態(tài)沖擊性能研究具有重要的意義.

3.1 等效模型的建立

利用ABAQUS有限元軟件，對包套軋制-粉末冶金法制備的閉孔泡沫鋁夾芯板在受沖擊載荷作用下的力學響應進行動態(tài)顯式分析.沖擊試樣的長為100 mm、寬為100 mm，上、下面板為3003鋁合金板.泡沫鋁夾芯板有限元模型如圖8所示.該模型分為4個部分：泡沫鋁芯層，泡沫鋁上、下面板，以及剛性錘頭.芯層采用實體建模，將芯層等效為均勻的各向同性材料，對面板和芯層分別進行力學性能測試獲取其材料參數，再進行等效建模.泡沫鋁夾芯板的上、下面板及芯層均采用全局網格劃分，選擇六面體形網格，布種近似全局尺寸為0.001 mm，上、下面板及芯層共220 000～240 000個網格.為簡化計算，錘頭模型采用解析剛體，質量縮放系數設為100.

圖8 落錘沖擊試驗有限元模型Fig.8 Finite element model of drop weight impact test

3.2 材料模型定義

本文中上、下面板所使用的3003鋁合金面板采用J-C本構模型，芯層采用可壓潰泡沫模型.對鋁合金面板進行單軸拉伸測試，將數據處理后即可獲得J-C本構模型參數，對泡沫鋁芯層進行單軸壓縮測試獲得塑性應力-應變數據.選用顯示分析求解器，采用的顯式動力為有限元列式；場輸出的主要定義內容有作用力、能量、位移、應力及應變等；接觸條件切向行為采用罰接觸，摩擦系數為0.1，法向行為采用硬接觸；錘頭與上、下面板及芯層均采用力學約束為罰接觸的表面與表面接觸；上、下面板之間采用TIE綁定約束；泡沫鋁夾芯板模型四周約束邊界條件采用完全固定.

3.3 等效模型結果驗證

將不同沖擊能量下泡沫鋁夾芯板的實驗結果及相同沖擊能量下不同厚度泡沫鋁夾芯板的實驗結果分別與有限元數值模擬結果進行對比分析，結果如圖9所示.

圖9 數值計算結果與試驗結果的比較Fig.9 Comparison of numerical calculation results and experimental results

由9（a）～（c）Mises應力云圖中可以看出，在不同沖擊能量下，數值模擬結果與實驗結果經歷相同的損傷變形行為，面板的局部凹陷程度及下面板的塑性變形程度與實驗結果均近似，且最大應力主要分布于落錘與樣品的接觸區(qū)域.當沖擊能量為60 J時，沖擊速度較慢，上面板在達到峰值載荷前有較長的力學響應時間，因此落錘的半球形區(qū)域存在最大Mises應力.隨著沖擊能量的增加，沖擊的凹坑深度增大，由于沖擊速度越來越快，從應力云圖只能觀察到落錘錘身與周圍泡沫芯層接觸區(qū)域存在相對較大的應力集中.

圖9（d）～（f）為在沖擊能量相同的條件下，面板厚度不同的夾芯板Mises應力分布云圖.由圖可知，在外部載荷沖擊下，上面板越厚越不易發(fā)生塑性變形.這主要是因為越厚的面板需要越大的外加載荷推動位錯滑動來進行塑性變形，故可以觀察到圖9（d）中的最大Mises應力分布比圖9（e）～（f）更加明顯.

數值模擬結果表明，該等效模型所選取的彈塑性本構和失效準則是合理的.綜上可知，所建立的有限元模型能夠產生較為準確可靠的結果，后續(xù)可以不斷地對數值計算精度和邊界條件進行優(yōu)化，從而代替真實泡沫鋁夾芯板試樣，為泡沫鋁夾芯板的沖擊性能研究節(jié)約大量的實驗成本.

4 結 論

（1）在沖擊能量分別為60，90，120 J的低速沖擊響應過程中，載荷-位移曲線明顯分為3個階段：彈性壓縮階段、平臺階段和失效破壞階段.隨著沖擊能量的增加，峰值載荷增大，沖擊響應時間延長，沖擊損傷面積和凹坑深度也隨之增大.

（2）當夾芯板芯層厚度一定時，隨著面板厚度的增加，上面板局部塑性變形達到峰值載荷的響應時間也就越長，故可以吸收大量沖擊能量，從而使泡沫鋁芯層的損傷程度與下面板變形程度降低.

（3）應用ABAQUS有限元軟件建立了泡沫鋁夾芯板低速沖擊的有限元分析模型，數值模擬結果與實驗結果吻合較好，驗證了該有限元模型的可靠性，可以節(jié)約大量的實驗成本.