黃秀峰， 張振華， 巫繼航

(海軍工程大學 艦船與海洋學院， 武漢 430033)

近年以來，隨著技術的不斷發(fā)展，點陣結構在大型艦船的防護和航空航天器的設計等領域得到廣泛應用[1-2]。負泊松比材料或結構在縱向受壓時會橫向收縮，在縱向受拉時會橫向膨脹[3]。與傳統(tǒng)的結構相比，負泊松比結構擁有特殊的力學性能和物理性能，具有更優(yōu)越的抗沖擊性能與吸能特性[4-5]。Xiao等[6]采用選擇性激光熔化方法(SLM)制備不同壁厚的鋁蜂窩芯層，采用實驗和仿真方法研究了在高速泡沫彈丸沖擊作用下六邊形蜂窩結構的響應，結果表明，薄蜂窩芯層會發(fā)生局部負泊松比變形，厚蜂窩芯層存在局部負泊松比變形和膨脹變形共存的變形模式。馬方武等[7]利用LS-DYNA有限元軟件分析了不同沖擊速度對內(nèi)凹三角形負泊松比點陣結構吸收能量的影響，比較了內(nèi)凹三角形結構與六邊形蜂窩結構的沖擊動力性能。結果表明，在加載方式、邊界條件和基體材料性能相同的條件下，隨著沖擊速度的提高，內(nèi)凹三角形負泊松比結構可吸收更多的能量且最終變形量小于六邊形蜂窩結構。陳尚軍等[8]采用落錘沖擊實驗系統(tǒng)，研究了不同厚度的負泊松比金屬蜂窩夾芯板在平頭、半球形和錐形錘頭作用下的抗侵徹行為，結果表明蜂窩夾芯薄板抵抗半球形錘頭侵徹的能力最好,而蜂窩夾芯厚板抵抗錐形錘頭侵徹的能力最好。張振華等[9]認為在球形落錘的中等強度沖擊載荷作用下，金字塔點陣夾層結構具有良好的吸能效果，結構最終形成以迎沖面、背沖面和芯層區(qū)域組成類似“三明治”的破壞形態(tài)?？梢姡壳皣鴥?nèi)外學者對負泊松比結構的抗沖擊研究工作已經(jīng)逐步開展，但結構類型較為單一，主要集中于構型較為簡單的二維蜂窩結構。

聚脲作為一種具有高強度、高韌性、耐沖擊性等優(yōu)越性能的高分子材料，能夠表現(xiàn)出很好的耐機械應力和迅速恢復變形的能力,引起了研究者們的關注[10-11]。張青艷等[12]研究了有無聚脲包覆的混凝土在準靜態(tài)壓縮和動態(tài)壓縮實驗下的變形過程和吸能特性，發(fā)現(xiàn)包覆聚脲的混凝土在壓縮載荷作用下的吸能效果顯著提高。許帥[13]采用實驗研究和數(shù)值模擬相結合的方法，研究了聚脲彈性體復合結構在耗能機制、破壞機制和速度效應等方面的抗沖擊防護性能，結果表明涂覆聚脲的背板可以有效地阻止沖擊破壞。Liu等[14]結合數(shù)值仿真方法研究以聚脲為芯層的夾層結構在不同初始沖擊速度下的抗侵徹性能，發(fā)現(xiàn)聚脲層增加了彈道阻力并具有明顯的吸能效果，有效提高了夾層結構的抗穿透能力。

沖擊載荷作用下艦艇結構的防護問題一直是國防領域的熱點問題。本研究將目前力學和材料科學前沿領域的空間點陣結構、負泊松比結構和聚脲超彈性材料結合起來，以期達到更優(yōu)的防護效能。本文采用增材制造方法制作小尺度四面內(nèi)凹金字塔型負泊松比點陣夾層結構，并針對夾層結構進行長直桿碰撞沖擊試驗研究，比較有無聚脲涂覆對負泊松比點陣夾層結構變形特征、吸能效果和破壞模式的影響，為負泊松比點陣結構進一步的動態(tài)力學性能研究提供支撐。

1 試驗設計與實施

1.1 模型設計

碰撞沖擊試驗對象為四面內(nèi)凹金字塔型負泊松比點陣夾層結構，分別由前面板、后面板和若干個單胞結構組成，具體的尺寸如下：

(1)單胞結構：是負泊松比點陣夾層結構的基本組成部分，采用專利[15]設計的結構改進型式。每個單胞結構由上、下面的8根方桿和內(nèi)部的28根圓桿組成，如圖1所示。單胞結構的尺寸為：方框邊長B=25 mm，高度H=28 mm，總長W=31 mm；桿件伸出長度a=1 mm，b=3 mm，方桿厚度及圓桿直徑d=3 mm；斜桿在XY平面的投影與Y軸的夾角α=20°，斜桿在XZ平面的投影與Z軸的夾角β=50°。

單胞結構的相對密度ρ*為桿件的實際體積V*與單胞結構所占的空間體積V之比，如式(1)所示。將單胞結構的尺寸參數(shù)帶入，得到該型單胞結構的相對密度為0.125。

(1)

由于本文所述的單胞微結構較多，桿件較多、尺寸較小、構型較為復雜，常規(guī)工業(yè)難以加工。為制備點陣結構，利用Raise3D Pro2型號的3D打印機加工制作試驗模型，并且選用聚碳酸酯(PC)作為打印材料制作點陣模型。PC材料的具體性能參數(shù)如表1所示。

表1 材料PC的性能參數(shù)Tab.1 Performance parameters of polycarbonate

(2) 負泊松比點陣夾層結構：試驗模型共有3層芯層，每層由8個單胞結構組成。如圖2所示，試驗模型X方向有8個單胞結構，Y方向有1個單胞結構，Z

圖2 試驗模型示意圖Fig.2 Schematic diagram of experimental model

方向有3個單胞結構。面板采用普通鋼，厚度c=3 mm，長度L=248 mm,芯層高度h=78 mm。用高強度AB膠緊密黏結面板與芯層，面板的兩端用螺栓固定在支座上。前、后面板對稱布置4個單向電阻應變片，如圖3所示。

圖3 前、后面板布置圖Fig.3 Layout of front and rear panels

(3)聚脲涂覆：為研究涂覆聚脲對點陣結構力學性能的影響，試驗使用Air++1671型號的高性能聚脲防護材料，采用完全浸泡的方式將模型多次翻轉浸沒使得表面均勻涂覆。Air++1671型號聚脲的各項指標如表2所示。試驗之前，根據(jù)GB /T 23446—2009《噴涂聚脲防水涂料》國家標準，所有涂覆聚脲的模型都在溫度23 °C、相對濕度50%的條件下自然干燥7天以上。制作好的試驗模型如表3所示，共包含2個涂覆聚脲的模型，2個未涂覆聚脲的模型，編號為1～4。

表2 Air++1671型號聚脲的性能參數(shù)Tab.2 Performance parameters of Air++1671 polyurea

表3 模型分類Tab.3 Classification of models

1.2 試驗實施

如圖4所示，碰撞沖擊試驗裝置主要由氣壓機、霍普金森桿、測速儀、Panasonic激光位移傳感器、DHAHS動態(tài)信號采集儀、高速攝影機等組成。以霍普金森桿作為碰撞的沖擊桿，沖擊桿的初速度通過氣壓控制，每次試驗均在氣壓計顯示壓力值為0.6 MPa的情況下發(fā)射，由測速儀測得沖擊桿的初始速度和回彈速度，撞擊桿的測速結果如表4所示。點陣夾層結構的變形過程由高速攝影機記錄。碰撞沖擊過程中，后面板中心的位移變化由Panasonic激光位移傳感器記錄，采集頻率為4 498.61 Hz。DHAHS動態(tài)測試儀用來測量應變等信號，采集頻率為1 MHz。

(a) 試驗設備

(b) 裝置示意圖圖4 沖擊試驗裝置圖Fig.4 Diagram of collision experimental device

表4 試驗工況Tab.4 Experiment condition

2 試驗結果與數(shù)據(jù)分析

2.1 位移分析

2.1.1 前面板中心位移分析

對高速攝影拍攝到的圖像進行處理，以沖擊桿的發(fā)射為零時刻，得到前面板中心的位移時程曲線。當時間為50 ms時，沖擊桿接觸到點陣夾層結構的前面板，各典型高速攝影圖像的標注結果如表5所示。

根據(jù)高速攝影影像得到前面板中心的位移變形數(shù)據(jù)，如圖5所示。碰撞沖擊過程中，前面板中心的位移時程可分為三個階段：快速上升階段、快速衰減階段和振蕩階段。

圖5 前面板中心位移時程Fig.5 Displacement time-history curve at the center of front panel

(1) 快速上升階段。當50 ms≤t≤53 ms時，前面板在很短的時間內(nèi)發(fā)生大變形，并在52 ms左右達到位移峰值。其中，1號模型的最大位移為29.36 mm，2號模型的位移最大位移為28.47 mm，3號模型的最大位移為32.02 mm，4號模型的最大位移為34.39 mm。由于1號、2號模型涂覆聚脲，點陣芯層強度得到有效提高，這使得前后面板和芯層可以共同抵御外部沖擊，所以1號和2號模型的前面板中心位移最大值小于未涂覆聚脲的3號和4號模型。同時，1號模型的聚脲厚度小于2號聚脲厚度，導致1號模型在碰撞沖擊作用下前面板的中心位移大于2號模型。3號模型前面板的沖擊位移小于4號模型可能存在兩方面的原因。首先，3號模型在52 ms時(即表5中3號模型的第1幅)，點陣結構內(nèi)的沖擊應力波已經(jīng)使得第三層的芯層發(fā)生破壞；而4號模型直至64 ms時(即表5中4號模型的第4幅)，第三層芯層仍然基本完好。這種差異可能是由于增材制造中的微缺陷引起的，使得4號模型的前面板吸收了更多的沖擊能量。其次，4號模型的沖擊速度略高于3號模型。

(2) 快速衰減階段。當53 ms≤t≤57 ms時，該階段前面板的中心位移達到峰值后會快速下降。在快速衰減階段，不同模型所持續(xù)的時間存在差異，涂覆聚脲模型的衰減時間較長。1號、2號模型的衰減時段為53～57 ms，持續(xù)時間為4 ms，3號、4號模型的衰減時段為53～55 ms，持續(xù)時間為2 ms。1號、2號、3號、4號試驗模型的中心位移分別從峰值下降了18.66 mm、23.77 mm、7.93 mm、9.99 mm。這反映出未涂覆聚脲的模型，在直桿沖擊作用點附近的點陣單元會發(fā)生局部斷裂破口，使得沖擊能量無法得到有效擴散。而涂覆聚脲的模型則將沖擊能量進一步向芯層內(nèi)部傳遞，因而可以進一步阻止前面板繼續(xù)產(chǎn)生大變形，而且涂覆層越厚，前面板變形的降低程度越明顯。

(3) 振蕩階段。當t≥57 ms時，點陣夾層結構會重復經(jīng)歷上升和下降階段，但波動幅度明顯減小，前面板的變形逐漸趨于穩(wěn)定。1號和2號模型前面板中心的最終位移在12 mm左右，3號和4號模型前面板中心的最終位移在25.8 mm左右。

2.1.2 后面板中心位移分析

圖6為Panasonic激光位移傳感器測量得到的后面板位移時程曲線。當時間為50 ms左右時，沖擊桿撞擊前面板，后面板由于前面板的沖擊響應產(chǎn)生位移。后面板中心的位移時程也可分為三個階段：大變形階段、小范圍振蕩階段和平穩(wěn)階段。

表5 高速攝影圖像Tab.5 High-speed photography images

(1) 大變形階段。當50 ms≤t<100 ms時，后面板在短時間內(nèi)發(fā)生大變形，并迅速達到位移峰值。其中，1號模型的位移最大值為17.12 mm，2號模型的位移最大值為17.75 mm，3號模型的位移最大值為6.08 mm，4號模型的位移最大值為13.51 mm。涂覆聚脲的1號和2號模型的后面板位移變形大于未涂覆聚脲的3號和4號模型。該階段3號模型后面板中心的位移峰值明顯小于4號模型，這主要是由于3D打印時，原材料可能存在的缺陷導致3號和4號模型的芯層強度不完全相同。

(2) 小范圍振蕩階段。當100 ms≤t<200 ms時，后面板的中心位移相比較峰值會有輕微的下降，并產(chǎn)生小幅度的波動。涂覆聚脲的1號、2號模型后面板在位移高位振蕩，且產(chǎn)生的振蕩比未涂覆聚脲的3號、4號模型更劇烈。而3號、4號模型的后面板則在位移低位振蕩。

(3) 平穩(wěn)階段。當200 ms≤t≤250 ms時，夾層結構經(jīng)歷過碰撞的前兩個階段，后面板的變形趨于穩(wěn)定狀態(tài)，中心位移基本保持不變。1號、2號、3號和4號試驗模型后面板的最終位移分別為17.05 mm、14.89 mm、4.19 mm和4.63 mm。這反映出涂覆聚脲也會造成后面板的變形增加，說明芯層仍具有承載能力，而無聚脲涂覆的模型在撞擊點附近的芯層已經(jīng)發(fā)生大范圍破壞，沖擊應力得到釋放，因而沖擊能量對后面板的作用有限。

對比圖5與圖6，可以發(fā)現(xiàn)模型后面板的位移變形程度小于前面板。后面板中心的位移時程分段與前面板是相類似的，但后面板的響應會遲滯于前面板，這是由于碰撞沖擊產(chǎn)生的應力波從前面板傳到芯層再傳到后面板的過程需要一定的時間。

圖6 后面板中心位移時程Fig.6 Displacement time-history curve at the center of rear panel

2.2 速度和加速度分析

2.2.1 速度分析

從圖7給出的速度-時間曲線，可以看到在沖擊桿撞擊夾層結構的瞬間，即50 ms左右時速度大幅增加。當速度達到峰值后，曲線呈現(xiàn)波動式下降，并經(jīng)歷過一段時間的振蕩后達到穩(wěn)定。1#和3#測點位于夾層結構的前面板，2#和4#測點位于夾層結構的后面板。由于夾層結構內(nèi)部的芯層起到一定的緩沖效果，當應力波從前面板傳遞到后面板時，通過芯層的反復振蕩達到耗散能量的作用，使得后面板的速度響應小于前面板。

2.2.2 加速度分析

從圖8給出的加速度-時間曲線，可以看到在沖擊桿撞擊夾層結構的瞬間，即50 ms左右時速度快速上升至峰值。當速度達到峰值后，加速度時程曲線波動式下降，并經(jīng)歷過一段時間的振蕩后達到穩(wěn)定，但加速度時程曲線的振蕩幅度大于速度時程曲線。

根據(jù)圖8標注的加速度峰值，可以觀察到3#測點的加速度峰值約是1#測點的2倍，4#測點的加速度峰值約是2#測點的2倍，位于后面板的2#、4#測點的加速度峰值整體上小于位于前面板的1#、3#測點。

2.3 應變分析

從圖9給出的應變-時間曲線可以看出，在沖擊桿撞擊夾層結構的瞬間，即約在50 ms時，應變發(fā)生急劇變化。在出現(xiàn)明顯的峰值之前，曲線存在一個波谷的壓縮應變。達到應變峰值之后，應變時程曲線會呈現(xiàn)小幅下降，并在達到最終穩(wěn)定之前仍保留一定的殘余變形。

5#和7#位置的應變片位于夾層結構的迎沖面，其中5#位置靠近撞擊點，7#位置靠近固定端。當前面板直接受到?jīng)_擊時，在拉伸力和彎矩的共同作用下，應變會先下降后上升，即5#和7#位置先處于受壓狀態(tài)后處于受拉狀態(tài)。這是由于初始階段沖擊載荷作用造成的彎曲壓應變要大于固定端力作用的拉伸應變，所以應變會下降到負值，即呈現(xiàn)受壓狀態(tài)。隨著沖擊載荷的進一步加載，由于固定端的約束，拉伸應變會大于沖擊作用造成的彎曲壓應變，因此5#和7#位置的應變又會逐漸增加至大于0，呈現(xiàn)受拉狀態(tài)。

6#和8#位置的應變片位于夾層結構的背沖面，其中6#位置靠近背面板中心，8#位置遠離背面板中心。在前面板的沖擊相應下應變也會先下降后上升。這主要是由于碰撞沖擊作用下，碰撞產(chǎn)生的應力波從前面板傳遞到后面板的時間比后面板發(fā)生響應的時間要短，同時應力波會在芯層中反復振蕩，造成出現(xiàn)拉伸應變之前會存在壓縮應變。隨著沖擊載荷的進一步加載，后面板受到彎曲拉應力和拉伸應力的組合作用，所以6#和8#位置的應變又會逐漸增加至大于0，呈現(xiàn)受拉狀態(tài)。

隨著我國經(jīng)濟發(fā)展水平的不斷提高，我國在與其他國家進行貿(mào)易往來以及文化交流等方面取得了突破性的進展。在各國文化相互融合的當今世界，每一個國家的文化發(fā)展都或多或少地會受到其他國家文化的影響。由于韓國與我國距離較近，兩國的經(jīng)濟與文化交流逐漸頻繁，我國人民對韓國文化有了一定的了解，越來越多的人開始學習韓語。然而在學習韓語的過程中，由于學生對韓國文化的認知與了解存在問題，一些人認為韓國文化就是“泡菜文化”，這種片面的認識致使學生學習韓語時受到阻礙。因此，在韓國文化教育下如何進行韓語教育成為很多人關注并研究的重點。

用最大正應變、殘余應變和最小負應變來表征各試驗模型的變形，如表6所示。圖10(a)和圖10(b)給出了試驗模型的最大正應變和殘余應變結果。

(1) 前面板

① 最大正應變

在沖擊速度相對較大的情況下，涂覆聚脲的1號、2號模型的最大正應變基本上小于未涂覆聚脲的3號、4號模型，這是由于涂覆聚脲的模型是整體在抵抗沖擊，未涂覆聚脲的模型主要是前面板和第一層芯層在抵抗沖擊。涂覆聚脲的2號模型在7#位置的最大正應變略大于未涂覆聚脲的3號、4號模型，這是由于2號模型受到的沖擊速度最大，迎沖面會承受更大的變形。

② 殘余應變

對于涂覆聚脲的1號、2號模型，由于芯層強度較大，前面板、芯層和后面板能夠共同抵抗沖擊，其前面板趨向于在沖擊作用點處產(chǎn)生局部凹陷，因此靠近局部凹陷點附近的5#測點殘余應變較大，而靠近邊界的7#測點主要受整體變形的影響，殘余應變的數(shù)值較小。對于未涂覆聚脲的3號、4號模型，由于芯層在沖擊作用下容易發(fā)生脆斷，能量主要消耗在前面板和第一層芯層，且前面板呈“V”型變形，因此前面板的應變變化梯度沒有涂覆聚脲的1號、2號模型大，而是由中心向邊界逐漸減小。綜上，在5#測點，涂覆聚脲的1號、2號模型的殘余應變大于未涂覆聚脲的3號、4號模型；在7#測點，涂覆聚脲的1號、2號模型的殘余應變小于未涂覆聚脲的3號、4號模型。

(2) 后面板

① 最大正應變

對于涂覆聚脲的1號、2號模型，后面板6#、8#位置的最大正應變大于未涂覆聚脲的3號、4號模型。這是由于未涂覆聚脲的3號、4號模型在受到?jīng)_擊載荷作用時芯層區(qū)域出現(xiàn)大范圍的坍塌破壞，剩余仍具有承載能力的芯層難以長時間作用于后面板，而包覆聚脲的1號、2號模型的芯層只是表現(xiàn)為塑性變形，后面板會呈現(xiàn)一定程度的變形。

② 殘余應變

由于涂覆聚脲模型的應變變化梯度小于未涂覆聚脲模型，而 3號、4號模型在最大正應變小于1號、2號模型的基礎上又快速下降。所以，對于涂覆聚脲的1號、2號模型，6#、8#位置的殘余應變遠大于未涂覆聚脲的3號、4號模型。

根據(jù)圖10(c)給出的模型最小負應變結果，可以觀察到涂覆聚脲的1號、2號模型在5#、6#位置最小負應變的絕對值小于未涂覆聚脲的3號、4號模型，涂覆聚脲的1號、2號模型在7#和8#位置最小負應變的絕對值基本上大于未涂覆聚脲的3號、4號模型。另外，從圖10還可以發(fā)現(xiàn)，模型的最大正應變大于殘余應變，未涂覆聚脲的3號、4號模型的應變特征是一致的。

表6 應變特征Tab.6 Strain characteristic

2.4 吸能分析

為比較涂覆聚脲與未涂覆聚脲的點陣夾層結構在碰撞沖擊作用下的吸能效果，通過測量沖擊桿撞擊夾層結構前后的速度變化，計算出沖擊桿的動能變化量，從而得到點陣夾層結構受到碰撞后所吸收的總能量E，如式(2)所示。

(2)

式(2)中E(total energy absorption)表示點陣夾層結構的總吸能，ΔW表示沖擊桿的動能變化量，mr表示沖擊桿的質量，v1表示沖擊桿撞擊點陣夾層結構前的入射速度，v2表示沖擊桿撞擊點陣夾層結構后的回彈速度，計算結果如表7所示。

式(3)中的比吸能SEA (specific energy absorption)，即點陣夾層結構吸收的總能量E與總質量m之比，其中總質量m為芯層質量mc與面板質量mp之和，計算結果如表7所示。

(3)

表7 吸能情況Tab.7 Energy absorption

從表7可以看出，1號、2號點陣夾層結構涂覆聚脲后所吸收的能量大于未涂覆聚脲的3號、4號結構，涂覆層較厚的2號模型的總吸能大于涂覆層較小的1號模型。這說明聚脲厚度較大的點陣夾層結構在碰撞沖擊作用下能夠吸收更多的能量。涂覆聚脲后點陣夾層結構的比吸能也得到一定的提升，但涂覆聚脲的主要優(yōu)勢在于減小前面板的內(nèi)凹沖擊變形，保護夾層結構的內(nèi)部芯層，維持整體結構的承載能力。而未涂覆聚脲的點陣夾層結構，其前面板在撞擊時變形較大，內(nèi)部桿件發(fā)生多處脆斷，芯層失去承載能力，結構整體失效。

表7也反映出，無論點陣夾層結構是否涂覆聚脲，沖擊桿的回彈速度會隨著入射速度的增大而增大。

3 變形及破壞模式

3.1 變形模式分析

根據(jù)高速攝影獲得的影像，對負泊松比點陣夾層結構在碰撞沖擊作用下的變形模式進行分析，發(fā)現(xiàn)可分為三個階段[16-18]，如表8所示。

表8 點陣夾層結構的變形模式Tab.8 Deformation modes of lattice sandwich structures

第一階段：前面板受沖階段。沖擊桿撞擊時，碰撞沖擊載荷全部作用于前面板的中心區(qū)域，該區(qū)域獲得一定的初始速度，前面板最先出現(xiàn)響應，但點陣夾層結構的其余部分保持靜止；

第二階段：芯層局部坍塌階段。迎沖面的部分芯層受到?jīng)_擊開始壓縮，局部區(qū)域產(chǎn)生凹陷變形，但內(nèi)側芯層及后面板等區(qū)域仍處于靜止狀態(tài)；

第三階段：夾層結構整體變形階段。此時后面板發(fā)生變形，整個夾層結構在彎矩和拉伸的共同作用下發(fā)生動態(tài)響應。由于前面板的進一步呈“V”型凹陷，后面板呈“U”型變形。當沖擊桿的速度降低至零時，夾層結構的勢能達到最大時，夾層結構開始釋放勢能，沖擊桿發(fā)生回彈，夾層結構經(jīng)過一段時間的振蕩后趨于平穩(wěn)。

3.2 破壞模式分析

試驗模型的最終變形如表9所示。根據(jù)碰撞沖擊作用后整個夾層結構的變形，將其主要分為以下三個部分進行分析：

表9 破壞模式Tab.9 Destruction modes

(1) 前面板：在沖擊桿的撞擊下，點陣夾層結構的前面板會呈現(xiàn)“V”型的內(nèi)凹塑性變形，而且與沖擊桿直接接觸的區(qū)域內(nèi)凹程度最大。涂覆聚脲的1號、2號模型的內(nèi)凹程度明顯小于未涂覆聚脲的3號、4號模型，聚脲厚度較小的1號模型變形大于聚脲厚度較大的2號模型。

(2) 芯層區(qū)域：總的來看，芯層區(qū)域的變形程度表現(xiàn)出從第一層到第三層逐層遞減。對于未涂覆聚脲的3號和4號點陣夾層結構，由于點陣單胞材料易發(fā)生脆斷，因此破壞區(qū)域集中于芯層第一層，在上面板的“V”型變形的壓縮下，從固定端到中部的第一層芯層單元幾乎全部壓潰；第二層芯層中部區(qū)域部分壓潰、靠近約束端未發(fā)生破壞；第三層芯層基本保持完整。而涂覆聚脲的1號和2號點陣夾層結構，第一層單元僅在中部個別單元發(fā)生一定程度的變形；第二和第三層單元由于包覆聚脲并未出現(xiàn)破壞，芯層整體呈現(xiàn)“U”型的彎曲塑性變形模式。

(3) 后面板：由于大部分沖擊能量已經(jīng)消耗在上面板及芯層中，因此后面板的變形一般較小。其中，涂覆聚脲的1號、2號模型的后面板呈現(xiàn)較均勻的弧形變形。對于未涂覆聚脲的3號、4號模型，由于第一層壓潰的單元結構阻斷了應力波向內(nèi)層結構的傳播，因而后面板變形較小，但變形仍屬于“U”型模式。

在相對較低的碰撞沖擊強度下，負泊松比點陣夾層結構分為前面板、芯層和后面板三個變形區(qū)域。前面板的變形明顯大于后面板，前面板呈現(xiàn)“V”型的內(nèi)凹變形，后面板呈現(xiàn)“U”型變形模式。涂覆聚脲的芯層破壞程度較小，僅在碰撞點附近的個別單元發(fā)生破壞，整體呈現(xiàn)塑性的彎曲變形。未涂覆聚脲的芯層會出現(xiàn)大范圍的坍塌破壞，破壞程度逐層遞減。

試驗時，1號、2號模型涂覆聚脲，3號、4號模型未涂覆聚脲。根據(jù)一些試驗現(xiàn)象可以判斷測試結果的可靠性：

(1) 四次試驗均在在相同的壓強條件下(0.6 MPa)加壓，考慮到霍普金森桿(Hopkinson)在發(fā)射時與內(nèi)部膛壁之間可能存在摩擦。所以，通過測速儀測量撞擊負泊松比點陣夾層結構時的沖擊速度，發(fā)現(xiàn)速度數(shù)據(jù)不完全一樣，但四次試驗的初速度范圍都在18～19 m/s之間。這說明內(nèi)部摩擦力的影響程度有限，速度數(shù)據(jù)是可靠的。

(2) 試驗時，3號、4號模型均未涂覆聚脲。在沖擊速度相接近的情況下，可以發(fā)現(xiàn)3號模型的第三層芯層發(fā)生沖擊損壞，4號模型的第三層芯層較為完整，這主要是由于打印模型時存在的微小缺陷。從整體來看，未涂覆聚脲的1號、2號模型，其芯層會大面積失效，失去承載承載能力；涂覆聚脲的3號、4號模型，其芯層發(fā)生彎曲變形，未受到大范圍破壞，仍具有承載能力。這說明，微小的打印缺陷并不影響區(qū)分涂覆與未涂覆聚脲之間的破壞模式，對于最終的變形分析是可靠的。

4 結 論

利用Raise3D Pro2打印機制作了四面內(nèi)凹金字塔型負泊松比點陣結構模型，以霍普金森桿作為沖擊桿實施碰撞沖擊試驗，研究了負泊松比點陣夾層結構在有無聚脲涂覆情況下的變形特點、前后面板的動態(tài)應變、破壞模式和能量吸收特性。具體結論如下：

(1) 在碰撞沖擊載荷作用下，點陣夾層結構的前、后面板中心均會先快速發(fā)生大變形，再經(jīng)歷回落后小幅振蕩，最終趨于一個穩(wěn)定的數(shù)值。后面板中心的位移變形會相對遲滯于前面板，前面板的變形程度大于后面板。涂覆聚脲可以大幅降低點陣結構的破壞范圍，并有效削減前面板中心的位移量。

(2) 涂覆聚脲的點陣夾層結構變形模式屬于總體變形模式，未涂覆聚脲的點陣夾層結構由于第一層壓潰的單元結構阻斷了應力波向內(nèi)層結構的傳播，因而涂覆聚脲的點陣夾層結構的后面板中心的位移變形相比較未涂覆模型更大。

(3) 速度、加速度的峰值與該點到?jīng)_擊點的距離近似為線性關系。前、后面板的應變狀態(tài)表現(xiàn)為先壓后拉，并最終保留殘余應變。相較于未涂覆聚脲模型，涂覆聚脲模型迎沖面的最大正應變較?。挥瓫_面靠近沖擊點的殘余應變較大，靠近邊界的殘余應變較??；背沖面的最大正應變、殘余應變較大。

(4) 該型點陣夾層結構在碰撞沖擊作用下會經(jīng)歷前面板受沖、芯層局部坍塌和夾層結構整體響應三個變形階段。當點陣結構未涂覆聚脲時，前面板呈現(xiàn)內(nèi)凹的“V”型破壞模式，后面板變形不明顯，芯層出現(xiàn)大范圍坍塌失效，破壞程度逐層遞減。當點陣結構涂覆聚脲時，前面板的內(nèi)凹程度大幅降低，后面板呈現(xiàn)“U”形變形，芯層完整并表現(xiàn)為塑性彎曲變形。