泡沫铝夹芯板的低速冲击行为与仿真模拟

孙宇杰，高 强，马婉婷，祖国胤

（东北大学 材料科学与工程学院，沈阳 110819）

与传统金属材料相比，泡沫铝作为一种新型功能材料，具有很多独特的物理性能，如轻质、高比刚度和比强度、良好的缓冲减震性能、消声隔声性能及电磁屏蔽性能等［1-3］.但由于泡沫铝的多孔特性，其强度和刚度明显弱于传统金属，不适合独自作为承重部件投入使用.有研究发现，以泡沫铝为芯层材料，通过胶粘法或冶金结合法与外层金属板复合制备成三明治型泡沫铝夹芯板，其强度和刚度可得到显著提升［4］.胶粘法主要是通过树脂胶或其他黏结剂实现面板与芯层的物理连接，而冶金结合法则是利用高温、高压促进面板与芯层之间的元素扩散来实现复合.但在高温和腐蚀性环境下，胶接层会发生软化和变质，这导致胶粘法制得的泡沫铝夹芯板芯层与面板脱粘分层而失效［5-6］.另外，在泡沫铝夹芯板的使役过程中，不可避免地会受到外部冲击载荷的作用，尤其在低速冲击作用下夹芯板的脱粘分层现象对破坏过程的能量耗散有很大的影响［7］.而具有冶金结合界面的泡沫铝夹芯板界面连接性能更稳定，因此它逐渐成为主要研究方向.

现阶段，国内外对泡沫铝夹芯结构的抗冲击性能研究取得了一系列进展.但泡沫铝夹芯板的抗冲击性能与诸多因素有关，如孔形、各向异性率、密度、面板材质、面板厚度、面板／芯层连接方式等［8］，因此，对冲击过程中的损伤破坏机理尚未建立起系统性、高水平的评价体系.胶粘法制备泡沫铝夹芯板的工艺较为简便，故此类泡沫铝夹芯板在低速冲击下的损伤机理研究较多.郭开岭等［9］研究了胶粘法制备的船用泡沫铝夹芯板在低温下的动态冲击力学响应过程，结果表明泡沫铝夹芯板在低温下具有与常温相比更好的抗冲击性能.Mohan等［10］研究了铝面板、不锈钢面板和CFRP这三种不同面板类型的胶粘泡沫铝夹芯板在冲击载荷下的能量吸收机制，发现泡沫铝夹芯板的能量吸收量取决于面板类型，通过增加面板厚度可提高夹芯板的能量吸收量.Crupi等［11］通过研究泡沫铝夹芯板和蜂窝铝夹芯板的夹芯结构在静态和动态低速冲击下的力学响应机制，发现泡沫铝夹芯板的吸能能力与芯层泡沫的破碎行为密切相关.但在以上研究中，夹芯板均出现了面板和芯层脱粘分层现象，这严重损害了夹芯板的抗冲击性能，因此高强度的冶金结合界面连接方式成为了泡沫铝夹芯板抗冲击性能研究的重要方向.张敏等［12］分别研究了胶粘泡沫铝夹芯板和采用包套轧制-粉末冶金发泡法制备的冶金结合泡沫铝夹芯板在冲击载荷下的力学响应，结果表明冶金结合界面可显著提高夹芯板的抗冲击韧性，而胶粘泡沫铝夹芯板容易出现分层现象.

采用包套轧制-粉末冶金发泡工艺制备的泡沫铝夹芯板在宏观上具有夹芯结构的复合特征［13］，其面板／芯层高强度的冶金结合界面还能使泡沫铝夹芯板具有良好的抗冲击性能.在受到强动载冲击作用时，它具有更强的防护功能，因此在国防军工、轨道交通等战略领域有着巨大的应用潜力［14-16］.本文中重点研究采用包套轧制-粉末冶金发泡工艺制备的泡沫铝夹芯板在不同冲击能量、不同面板厚度条件下的低速冲击行为，分析面板和芯层在承受冲击载荷过程中的能量吸收机制和相互作用；利用有限元软件ABAQUS建立泡沫铝夹芯板低速冲击过程的数值模型，通过实验结果验证数值计算结果的可靠性，以期为后续设计轻质、高抗冲击性能的泡沫铝夹芯板的损伤阻抗和损伤容限提供理论参考依据.

1 实 验

采用包套轧制-粉末冶金发泡法制备闭孔泡沫铝夹芯板（aluminum foam sandwich panels，AFSP），主要制备工艺流程如图1所示.芯层粉末成分配比如表1所列.先将粉末置于SYH-600三维混料机内进行混料，设置混料时间为3 h，球料比为2∶1，然后将均匀混合的粉末装入3003铝合金型腔内，并对型腔头部和尾部进行密封处理，在Φ450 mm的二辊轧机上对密封后的型腔依次进行冷轧、热轧.其中，冷轧阶段采用多道次小压下量进行轧制，使尽可能多的型腔内部气体排出，实现粉末的初等致密化.热轧阶段在330～400℃进行，这样既能进一步提升粉末致密度及芯层粉末与面板的结合强度，又可以促进粉末颗粒与面板间的冶金结合.接下来对轧制后的板坯进行锯切，切除边部低致密区，得到致密度高、面板／芯层结合界面平直的泡沫铝发泡预制坯，如图2（a）所示.最后，在预设炉温为610～630℃的箱式炉中，利用定滑轮、位移传感器、钢坠等高度测量装置实时监测和记录发泡时样品的膨胀过程，并通过调整发泡温度和发泡时间精确控制样品的发泡高度.在发泡过程中，上、下面板几乎不发生变化，通过控制发泡高度可以得到所需芯层厚度的泡沫铝夹芯板，如图2（b）所示.

图1 泡沫铝夹芯板制备工艺流程图Fig.1 Flow chart of preparation process of AFSP

图2 泡沫铝夹芯板样品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落锤冲击试验机如图3所示.该试验机可以通过调节落锤质量和落锤高度来调节实验所需的冲击能量，在落锤试验机底部安装有双层气动卡具，外形为正方形，中间留有直径为75 mm的圆形区域.在实验过程中，用于固定落锤锤头的十字头松开，带有半球形的锤头架沿两导架自由下落，以垂直方向冲击圆形区域的试样，并完成冲击试验过程中冲击载荷、能量、位移与时间等相关数据的采集.在本次实验中，试验机落锤底部锤头类型选择半球形锤头，锤头直径为12.6 mm.通过调整落锤高度和落锤质量，获得不同的初始冲击能量，具体样品参数及实验条件如表2所列.

图3 Instron 9250HV落锤冲击试验机Fig.3 Instron 9250HV drop weight impact tester

表2 泡沫铝夹芯板的样品参数及落锤实验参数Table 2 Sample parameters and drop weight test parameters of AFSP

2 结果与讨论

2.1 不同冲击能量下的低速冲击响应

为研究泡沫铝夹芯板在不同冲击能量下的力学响应及失效方式，选择三种冲击能量（60，90，120 J）对面板厚度为1.4 mm、芯层厚度为21 mm的泡沫铝夹芯板进行冲击.通过称重法计算得到泡沫铝芯层的表观密度为0.39 g／cm3，芯层致密基体主要为铝元素，可近似取2.7 g／cm3；通过芯层表观密度与致密铝基体密度之比得出泡沫铝芯层的相对密度为0.14；三种冲击能量下相同面板厚度的泡沫铝夹芯板分别命名为AFSP-1.4-60J，AFSP-1.4-90J，AFSP-1.4-120J.

图4给出了三种不同冲击能量下的载荷-位移-能量曲线及载荷-时间曲线.由图4中夹芯板的载荷-位移-能量曲线可以看出，变形明显分为的3个阶段：弹性压缩阶段、平台阶段和失效破坏阶段.在弹性压缩阶段，主要通过铝合金面板的塑性变形吸收大部分冲击能量.由于泡沫铝夹芯板的低速冲击是一种局部变形现象，因此在冲击过程中初始峰值载荷的出现一部分取决于面板的塑性变形，另一部分则是随着面板局部变形程度的增强，由靠近上面板的泡沫铝芯层致密化引起.随着面板开始断裂失效，泡沫铝芯层接触落锤锤头，但它对落锤锤头的阻力明显弱于面板，因此载荷值由峰值下降，进入平台阶段.其中靠近锤头尖端部分的泡沫铝芯层失效模式为混合压缩和剪切变形模式，同时在凹陷周围产生了泡壁撕裂现象［17-19］.随着落锤锤头位移的增大，泡沫铝芯层不断失效且持续维持吸收冲击能量过程，因此载荷仅存在轻微波动.而在第三阶段，在未穿透下面板的情况下，泡沫铝芯层出现了拉伸和剪切失效而被落锤锤头进一步破坏，导致芯层对落锤的阻力下降，从而载荷值下降.

由图4（a）～（c）可以看出，随着冲击能量从60 J增大到120 J，三组夹芯板在达到最高峰值前表现出相似的位移-载荷曲线，这表明在冲击的第一阶段，泡沫铝夹芯板的上面板在承受冲击载荷方面起主导作用.而最高峰值载荷也从5 998.55 N增至6 502.86 N，增加了8.41%.其主要原因是在低速冲击过程中，随着冲击能量的增加，塑性变形程度增强，进而3003铝面板的加工硬化程度也会提高.从微观方面解释，在室温实验情况下，3003铝面板的塑性变形主要源于位错的滑动.铝的晶体结构为面心立方，在多个滑移系同时开动的情况下，随着冲击能量增大，位错正常运动的时间缩短，极易造成位错等缺陷在晶界处的大量塞积.此时，需要更高的外加应力来推动塑性变形的持续进行，在实验中则表现为外加载荷最高峰值的增大.还可以发现，泡沫铝夹芯板处于平台阶段时的平均载荷值会随着冲击能量的增加而增大，初始冲击能量越大，夹芯板芯层吸收能量的能力越强.这是因为随着冲击能量的增加，泡沫铝孔壁坍塌的范围扩大，孔壁与孔壁之间的接触面积增大.随着泡沫铝芯层致密化程度的进一步提升，承载能力增强，泡沫铝夹芯板在此阶段消耗的冲击能量越多，所吸收的能量也就越多.由图4（d）可以看出，冲击能量越高，峰值载荷越大，冲击响应的时间从9.63 ms延长至18.84 ms.综上可得，泡沫铝芯层在压缩和剪切失效及落锤周围泡壁撕裂的共同作用下，冲击响应时间越长，夹芯板损伤越严重.

图4 泡沫铝夹芯板在不同冲击能量下的低速冲击响应Fig.4 Low velocity impact response of AFSP under different impact energy

图5给出了不同冲击能量下上、下面板的损伤破坏模式.由图可知：当冲击能量为60 J时，上面板只发生局部凹陷且被完全穿透，下面板无任何变化；当冲击能量为90 J时，上面板被完全穿透，下面板产生严重弯曲变形但尚未被穿透，但下面板与泡沫铝芯层存在局部剥离现象；当冲击能量为120 J时，试样上面板被完全穿透，下面板被部分穿透，试样内部泡沫铝芯层与面板出现明显剥离情况.综上可知，随着冲击能量的增加，上、下面板的变形程度逐渐提升，同时下面板的损伤变形区域面积和凹坑深度均逐渐增大.

图5 不同冲击能量下的破坏模式Fig.5 Damage results under different impact energy

2.2 不同面板厚度下的低速冲击响应

为研究泡沫铝夹芯板在不同面板厚度下的力学响应及失效方式，选择三种面板厚度为2.3，1.7，1.4 mm的泡沫铝夹芯板进行冲击，芯层厚度保持相同.除此之外，为进一步研究泡沫铝芯层在冲击过程中的形变吸能特性，若选择的冲击能量较小，则样品的整体损伤变形范围较小，冲击能量主要通过上面板的塑性变形来吸收；若选择的冲击能量较大，泡沫铝芯层在落锤冲击过程中容易被瞬间穿透，不易观察到泡沫铝芯层细微的变形特征.因此，选择的冲击能量为90 J，三种不同面板厚度的夹芯板分别命名为AFSP-2.3-90 J，AFSP-1.7-90 J，AFSP-1.4-90 J.

图6（a）～（c）给出了在冲击能量为90 J的条件下，面板厚度分别为2.3，1.7，1.4 mm泡沫铝夹芯板的载荷-位移-能量曲线.可以看到，面板厚度为2.3 mm泡沫铝夹芯板的峰值载荷及相应位移比面板厚度为1.7和1.4 mm时的峰值载荷及相应位移更大，且峰值载荷随面板厚度的增加而增大，此结果也辅证了夹芯板的低速冲击过程在载荷达到最高峰值前由泡沫铝夹芯板上面板主导这一结论.面板厚度1.4 mm的夹芯板峰值载荷为4 561.70 N，其相应位移为7.54 mm；面板厚度2.3 mm的夹芯板峰值载荷为7 054.78 N，其相应位移为11.22 mm，面板厚度由1.4 mm增至2.3 mm，峰值载荷提高了54.65%.这主要是由于面板厚度越大，其处于塑性变形与加工硬化交织状态的时间越长，上面板的强化程度变高，承载能力也随之提高.在弹性阶段结束后，还会发现各载荷曲线出现载荷值明显下降，这是由于上面板在冲击载荷作用下被完全穿透，发生局部断裂失效.当落锤锤头与泡沫铝芯层相接触时，泡沫铝芯层在压缩和剪切共同作用下，不断致密化进入平台阶段.在这一阶段，泡沫铝芯层持续吸收冲击能量，随着位移的增大，载荷仅存在轻微波动.图6（d）给出了在不同的面板厚度下泡沫铝夹芯板的载荷-时间曲线.可以看出，随着面板厚度的增加，达到峰值载荷的响应时间越长.此时，面板通过塑性变形来吸收大量冲击能量的时间也会变长，这有助于达到保护泡沫铝芯层的目的.而面板越薄，冲击总响应时间越长，这是由于上面板被穿透后，只能通过芯层泡沫的压缩致密化和其他失效形式来耗散残余的冲击能量.当泡沫铝芯层不足以耗散残余的冲击能量时，落锤将穿透泡沫铝芯层与下面板相接触，通过下面板的塑性变形来进一步吸收残余的冲击能量.

图7为面板厚度不同但芯层厚度相同的夹芯板受到90 J冲击能量的破坏模式图.由图可知：面板厚度为2.3 mm的试样下面板未被穿透，与芯层依旧保持完整的冶金结合；面板厚度为1.7 mm的试样下面板未被穿透，但芯层与面板已出现明显剥离情况；面板厚度为1.4 mm的试样下面板未被穿透，芯层与下面板剥离情况更为明显.综上可知，厚度不同的夹芯板受到相同冲击能量作用后，随面板厚度的减小，冲击损伤区域面积、凹坑深度逐渐增大，上、下面板的变形程度逐渐提升.

图7 不同面板厚度的破坏模式Fig.7 Damage results under different panel thicknesses

3 等效模型的建立及验证

泡沫铝夹芯板制备工艺的局限性，不可避免地会使泡孔的大小、分布、形态存在无序性和离散性等问题，即使通过大量的实验获得的实验结果仍存在较大的离散性［12］.这是由于低速冲击过程通常为瞬态非线性过程，通过实验难以观察到夹芯板的变形，而采用数值模型不仅可以节约大量实验成本，同时还在参数控制、边界条件调节、加载方式等方面有独特的优势［16］.因此，建立等效数值模型进行计算，对于泡沫铝夹芯板的动态冲击性能研究具有重要的意义.

3.1 等效模型的建立

利用ABAQUS有限元软件，对包套轧制-粉末冶金法制备的闭孔泡沫铝夹芯板在受冲击载荷作用下的力学响应进行动态显式分析.冲击试样的长为100 mm、宽为100 mm，上、下面板为3003铝合金板.泡沫铝夹芯板有限元模型如图8所示.该模型分为4个部分：泡沫铝芯层，泡沫铝上、下面板，以及刚性锤头.芯层采用实体建模，将芯层等效为均匀的各向同性材料，对面板和芯层分别进行力学性能测试获取其材料参数，再进行等效建模.泡沫铝夹芯板的上、下面板及芯层均采用全局网格划分，选择六面体形网格，布种近似全局尺寸为0.001 mm，上、下面板及芯层共220 000～240 000个网格.为简化计算，锤头模型采用解析刚体，质量缩放系数设为100.

图8 落锤冲击试验有限元模型Fig.8 Finite element model of drop weight impact test

3.2 材料模型定义

本文中上、下面板所使用的3003铝合金面板采用J-C本构模型，芯层采用可压溃泡沫模型.对铝合金面板进行单轴拉伸测试，将数据处理后即可获得J-C本构模型参数，对泡沫铝芯层进行单轴压缩测试获得塑性应力-应变数据.选用显示分析求解器，采用的显式动力为有限元列式；场输出的主要定义内容有作用力、能量、位移、应力及应变等；接触条件切向行为采用罚接触，摩擦系数为0.1，法向行为采用硬接触；锤头与上、下面板及芯层均采用力学约束为罚接触的表面与表面接触；上、下面板之间采用TIE绑定约束；泡沫铝夹芯板模型四周约束边界条件采用完全固定.

3.3 等效模型结果验证

将不同冲击能量下泡沫铝夹芯板的实验结果及相同冲击能量下不同厚度泡沫铝夹芯板的实验结果分别与有限元数值模拟结果进行对比分析，结果如图9所示.

图9 数值计算结果与试验结果的比较Fig.9 Comparison of numerical calculation results and experimental results

由9（a）～（c）Mises应力云图中可以看出，在不同冲击能量下，数值模拟结果与实验结果经历相同的损伤变形行为，面板的局部凹陷程度及下面板的塑性变形程度与实验结果均近似，且最大应力主要分布于落锤与样品的接触区域.当冲击能量为60 J时，冲击速度较慢，上面板在达到峰值载荷前有较长的力学响应时间，因此落锤的半球形区域存在最大Mises应力.随着冲击能量的增加，冲击的凹坑深度增大，由于冲击速度越来越快，从应力云图只能观察到落锤锤身与周围泡沫芯层接触区域存在相对较大的应力集中.

图9（d）～（f）为在冲击能量相同的条件下，面板厚度不同的夹芯板Mises应力分布云图.由图可知，在外部载荷冲击下，上面板越厚越不易发生塑性变形.这主要是因为越厚的面板需要越大的外加载荷推动位错滑动来进行塑性变形，故可以观察到图9（d）中的最大Mises应力分布比图9（e）～（f）更加明显.

数值模拟结果表明，该等效模型所选取的弹塑性本构和失效准则是合理的.综上可知，所建立的有限元模型能够产生较为准确可靠的结果，后续可以不断地对数值计算精度和边界条件进行优化，从而代替真实泡沫铝夹芯板试样，为泡沫铝夹芯板的冲击性能研究节约大量的实验成本.

4 结 论

（1）在冲击能量分别为60，90，120 J的低速冲击响应过程中，载荷-位移曲线明显分为3个阶段：弹性压缩阶段、平台阶段和失效破坏阶段.随着冲击能量的增加，峰值载荷增大，冲击响应时间延长，冲击损伤面积和凹坑深度也随之增大.

（2）当夹芯板芯层厚度一定时，随着面板厚度的增加，上面板局部塑性变形达到峰值载荷的响应时间也就越长，故可以吸收大量冲击能量，从而使泡沫铝芯层的损伤程度与下面板变形程度降低.

（3）应用ABAQUS有限元软件建立了泡沫铝夹芯板低速冲击的有限元分析模型，数值模拟结果与实验结果吻合较好，验证了该有限元模型的可靠性，可以节约大量的实验成本.