張均閃 ,馬浩源 ,安鈺坤,2* ,曹夢(mèng)真 ,楊瑞起

（1.山東理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,山東 淄博 255000；2.山東鴻宇風(fēng)機(jī)有限公司,山東 淄博 255000）

泡沫鋁三明治結(jié)構(gòu)（aluminum foam sandwich,AFS）是以金屬板為表皮、泡沫鋁芯為核心的夾芯復(fù)合材料。金屬基體與孔泡結(jié)構(gòu)結(jié)合在一起的特殊結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)了材料的多功能化，包括：輕質(zhì)、高比強(qiáng)、高比剛度、阻尼、能量吸收[1-2]、隔熱[3]、電磁屏蔽[4]及其多功能兼容等[5]。獨(dú)特的結(jié)構(gòu)和性能在航天航空、艦艇、陸地運(yùn)輸工具等[6-9]領(lǐng)域及一般工業(yè)越來(lái)越得到更多的應(yīng)用。

截至目前，AFS 的制備方法主要有膠粘法和粉末冶金法[10-13]。膠粘法是在面板和泡沫鋁芯表面涂抹膠粘劑并在一定的溫度和壓力下制備AFS[14]。該工藝制備的AFS 結(jié)構(gòu)界面強(qiáng)度受高分子膠粘劑影響，存在老化變質(zhì)及高溫失效等問(wèn)題；且由于其特殊的孔隙結(jié)構(gòu)，只有在骨架處才可以形成粘結(jié)，有效結(jié)合面小，使得結(jié)合強(qiáng)度不高；多孔表面清理較為困難，影響膠粘強(qiáng)度。粉末冶金法是將發(fā)泡混合粉末通過(guò)壓制或軋制并在一定溫度下制備發(fā)泡前驅(qū)體，然后進(jìn)行發(fā)泡制備AFS[15]。該工藝制備的AFS 具有良好的結(jié)合強(qiáng)度，但粉末冶金技術(shù)仍需解決發(fā)泡前驅(qū)體致密度低而引起的發(fā)泡后泡孔結(jié)構(gòu)較差，以及模壓如何制備相對(duì)較大尺寸發(fā)泡前驅(qū)體等問(wèn)題，且此方法成本高、生產(chǎn)效率低等問(wèn)題阻礙了其在工業(yè)上的發(fā)展。

本工作采用瞬間液相結(jié)合（transient liquid phase bonding method,TLP）的方法，以純鈦板（TA2）為面板、Al-2Ca 合金進(jìn)行發(fā)泡作為芯層材料，基于熔體發(fā)泡法制備AFS。研究AFS 材料密度以及孔隙率對(duì)材料彎曲撓度和抗彎強(qiáng)度等因素的影響和試樣在彎曲測(cè)試下的失效模式。

1 材料與制備

1.1 AFS 的制備

工業(yè)純鋁錠、Ca 顆粒、TiH2粉末和TA2 板材（1 mm），材料成分與規(guī)格見(jiàn)表1。為延緩發(fā)泡劑TiH2的熱分解[16]，將其在450 ℃空氣中進(jìn)行預(yù)處理15～20 min。

表1 原料幾何特征及化學(xué)成分Table 1 Geometrical characteristics and chemical composition of raw materials

圖1 為AFS 材料的制備流程，分為以下幾個(gè)步驟：

圖1 AFS 制備工藝流程Fig.1 AFS preparation process

（1）TA2 面板預(yù)處理：采用1500 目的碳化硅砂紙對(duì)TA2 板的內(nèi)表面進(jìn)行機(jī)械磨拋處理，以清除TA2 表層的氧化層，隨后用丙酮在超聲波清洗機(jī)中清洗，并將預(yù)處理后的TA2 板材保存在酒精中；

（2）制備待發(fā)泡鋁合金熔體：首先，稱(chēng)取定量純鋁置于坩堝內(nèi)保溫熔化；其次，將質(zhì)量分?jǐn)?shù)2%的Ca 顆粒添加至鋁熔體中并以750 r/min 機(jī)械攪拌5 min；然后，待熔體和爐腔內(nèi)溫度一致且恒定在（700±2）℃時(shí)，添加預(yù)處理后的TiH2，以1500 r/min 的高速攪拌1.5 min；

（3）植入TA2 面板：取出酒精中保存的TA2 面板進(jìn)行組裝，并在面板外表面涂刷BN 涂料，隨后將其植入上述待發(fā)泡鋁合金熔體，并隨其在700 ℃的爐溫下進(jìn)行保溫2～4 min；

（4）取樣：保溫結(jié)束后，取出坩堝進(jìn)行自然冷卻。經(jīng)電火花線切割獲得尺寸為80 mm×80 mm×18 mm 的泡沫鋁三明治結(jié)構(gòu)。

1.2 性能測(cè)試

AFS 試樣如圖2 所示，用精度0.02 mm 的游標(biāo)卡尺和精度0.001g 的電子天平測(cè)量尺寸和質(zhì)量，其中mAFS（AFS 的質(zhì)量）、mcore（泡沫鋁芯的質(zhì)量）、ρcore（泡沫鋁芯的密度）和Φcore（泡沫鋁芯的孔隙率）代表每組樣品的平均值，樣品參數(shù)如表2 所示。利用萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)測(cè)試試樣的彎曲性能，測(cè)試標(biāo)準(zhǔn)參考文獻(xiàn)[17]，壓頭加載速率設(shè)置為2 mm/min，跨度為60 mm。為表征AFS 材料的彎曲性能，彎曲應(yīng)力可通過(guò)以下公式計(jì)算獲得[18]：

表2 彎曲測(cè)試的AFS 的詳細(xì)參數(shù)Table 2 Detailed parameters of AFS for bending test

圖2 三點(diǎn)彎曲性能測(cè)試試樣（a）整體形貌；（b）截面形貌Fig.2 Sample for three-point bending test（a）overall topography；（b）section morphology

式中：F（x）為位移為x時(shí) 的彎曲載荷；s為彎曲實(shí)驗(yàn)跨度，60 mm；b為 被測(cè)材料寬度，20 mm；h為被測(cè)材料高度，18 mm。

因彎曲性能測(cè)試結(jié)果輸出載荷位移曲線，AFS 材料的彎曲吸能WEA和比吸能WSEA參數(shù)的定義如下：

式中：d為位移值，mm；F（x）為位移為x時(shí)的彎曲載荷，N。

2 結(jié)果與分析

2.1 AFS 試樣的宏觀形貌

圖2 為AFS 彎曲測(cè)試試樣，所制備試樣芯層形貌與傳統(tǒng)泡沫鋁材料[19]無(wú)異，均呈現(xiàn)多孔的外觀結(jié)構(gòu)，這說(shuō)明TA2 面板的植入不會(huì)對(duì)泡沫鋁材料宏觀多孔結(jié)構(gòu)造成影響。試樣表面平整呈金屬光澤，可明顯區(qū)分面板與泡沫鋁芯形成的“三明治”結(jié)構(gòu)（圖2（a））。由圖2（b）看出，泡沫芯中含有大量均勻的孔隙，包括多面體狀氣泡和球形微孔，多面體狀占據(jù)了較大的截面面積；紅色虛線區(qū)域內(nèi)可以觀察到由于發(fā)泡劑產(chǎn)生大量氣體而導(dǎo)致的孔泡破裂融合的現(xiàn)象；圖2（b）由上到下依次為平均密度0.69、0.80 和0.75 g/cm3的AFS 試樣，密度較大的試樣孔隙較小，密度較小的試樣發(fā)生孔泡融合的概率較大。

圖3 為不同密度AFS 彎曲試樣面板與芯層的結(jié)合處。由圖3 可知，在泡沫鋁芯和TA2 面板之間的結(jié)合層形成連續(xù)區(qū)域，在結(jié)合層處未觀測(cè)到宏觀間隙，靠近面板部分直徑在1～2 mm 的孔泡數(shù)量最多，其次為直徑2～3 mm 的孔泡，在圖3（a）和（d）中結(jié)合層觀測(cè)到直徑超過(guò)3 mm 的大孔泡。芯層與面板之間連續(xù)的致密層在不同區(qū)域厚度不同，主要由未破裂孔泡的泡壁（點(diǎn)狀線橢圓框）區(qū)域、氣泡合并產(chǎn)生的孔壁疊合區(qū)域（實(shí)線框）和氣泡之間的普拉特奧邊界區(qū)域（虛線圓圈）組成。

圖3 不同密度AFS 試樣面板與芯層結(jié)合處（a）0.79 g/cm3；（b）0.80 g/cm3；（c）0.75 g/cm3；（d）0.70 g/cm3Fig.3 Joint of AFS sample panel and core layer with different densities（a）0.79 g/cm3；（b）0.80 g/cm3；（c）0.75 g/cm3；（d）0.70 g/cm3

研究表明[20]，處于邊界處液體的析液速度要高于泡沫內(nèi)部，由于氣泡中的氣體壓強(qiáng)和邊界處的面板表面黏度所產(chǎn)生的阻力的影響，結(jié)合層處積累更多的熔體產(chǎn)生一層致密層。當(dāng)面板植入到待發(fā)泡合金熔體內(nèi)時(shí)，隨著氣泡的長(zhǎng)大，靠近結(jié)合層處未破裂氣泡由于氣泡內(nèi)壓強(qiáng)的擠壓與致密層疊加形成未破裂的泡壁并與面板緊密結(jié)合，壁厚要略高于其內(nèi)側(cè)泡壁的厚度；由于面板植入而導(dǎo)致的氣泡破裂以及達(dá)到臨界厚度的氣泡發(fā)生破裂時(shí)，在氣泡內(nèi)氣壓的推動(dòng)下，其臨近的氣泡會(huì)迅速補(bǔ)償破裂氣泡位置，面板植入帶入的氣體，使該區(qū)域氣泡更易發(fā)生氧化反應(yīng)，破裂的氧化層碎片與已破裂殘存的泡壁、少量氣體未及時(shí)排除而形成的不規(guī)則孔隙共同組成氣泡合并產(chǎn)生的孔壁疊合區(qū)域；由于邊界處氣泡的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，邊界處兩個(gè)緊密結(jié)合的氣泡泡壁與面板共同組成普拉特奧邊界。

2.2 面板與芯層之間的瞬態(tài)連接

基于瞬間液相即面板與泡沫鋁芯層界面在高溫接觸時(shí)間內(nèi)的擴(kuò)散連接，高溫接觸時(shí)間通過(guò)AFS 制備過(guò)程中保溫發(fā)泡時(shí)間來(lái)表征。對(duì)制備樣品的橫截面進(jìn)行機(jī)械拋光，并用凱勒試劑（1 mL HF、1.5 mL HCl、2.5 mL HNO3和95mL 蒸餾水）蝕刻。用光學(xué)顯微鏡（OM）、掃描電子顯微鏡（SEM）和能譜儀（EDS）觀察界面微觀形貌。

圖4 為瞬間液相后面板與泡沫鋁芯層結(jié)合界面的金相圖。采用浸蝕的方式，AFS 試樣經(jīng)磨拋后在配置好的凱勒試劑中蝕刻15 s，由圖4（a）可以觀察到，在泡沫鋁芯層基體中出現(xiàn)了明顯的晶界現(xiàn)象；而TA2 面板并未觀察到腐蝕現(xiàn)象，這是由于在磨拋過(guò)程中，TA2 面板表面產(chǎn)生的細(xì)小劃痕可以吸收空氣中的氣體，使其附著在面板表面凹槽中形成細(xì)小氣泡，金屬鈦屬于化學(xué)性質(zhì)比較活潑的金屬，在常溫下，鈦表面易生成一層極薄的致密氧化物保護(hù)膜，可以抵抗強(qiáng)酸甚至王水的作用，表現(xiàn)出較強(qiáng)的抗腐蝕性能，這也是導(dǎo)致TA2 面板表面粗糙的原因。圖4（b）中TA2 面板與泡沫鋁芯層之間觀察到明顯結(jié)合層，結(jié)合層靠近芯層處有許多凸起，指向泡沫鋁芯層并伴隨間隙，結(jié)合層靠近面板處無(wú)明顯間隙，說(shuō)明結(jié)合層在面板處產(chǎn)生。圖5 為瞬間液相后面板與泡沫鋁芯層結(jié)合界面的微觀形貌。在TA2 面板與Al-2Ca 基體高溫接觸的一段時(shí)間，泡沫鋁芯層與TA2 面板之間發(fā)現(xiàn)明顯的結(jié)合界面（藍(lán)色箭頭），其平均厚度為7.5 μm。對(duì)圖5（a）中各點(diǎn)的EDS 分析表明（表3），A 點(diǎn)只檢測(cè)到Ti 元素，B 點(diǎn)Al、Ca、Ti 元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為78.37%、10.09%、11.53%；C 點(diǎn) Al、Ca、Ti 元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為82.45%、8.68%、8.87%；D 點(diǎn)未檢測(cè)到Ti 元素，Al、Ca 元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為99.77%、0.23%。由圖5（a）中箭頭所示方向各點(diǎn)元素Al 含量增加，Ti 含量降低，Ca 元素在B 點(diǎn)含量最高，說(shuō)明Al 元素由泡沫鋁芯層向TA2 面板擴(kuò)散，Ti 元素由TA2 面板向泡沫鋁芯層擴(kuò)散，Ca 元素主要分布在結(jié)合層處，文獻(xiàn)表明，Ca 作為增黏劑與鋁熔體之間有較好的潤(rùn)濕性能[21]，Ca 主要分布在泡壁內(nèi)部以及氣/液界面處，由于Ca 的加入增加了熔體自身的黏滯力和泡壁的表面黏度緩解了氣泡的合并，因此當(dāng)氣泡不斷增大時(shí)，Ca 被推向結(jié)合層處。文獻(xiàn)表明[22]，結(jié)合層處各元素主要以三元相Al20CaTi2以及二元相Al2Ti 金屬間化合物的形式存在?；谒查g液相制備的AFS 試樣的元素線掃描結(jié)果如圖5（c）所示，圖5（a）箭頭所示方向表示掃描方向。掃描結(jié)果顯示，沿著掃描路徑可以觀察到三個(gè)不同的擴(kuò)散區(qū)域，在區(qū)域Ⅰ中，元素線掃描開(kāi)始時(shí)僅檢測(cè)到Ti 元素，且出現(xiàn)Ti 含量相對(duì)穩(wěn)定的平臺(tái)區(qū)域。此后，隨著掃描距離的增加，在區(qū)域Ⅱ中，Al 含量急劇增加，Ti 含量急劇下降，說(shuō)明面板與泡沫鋁芯層之間的元素?cái)U(kuò)散主要在結(jié)合界面處產(chǎn)生，且此區(qū)域Ca 含量最高。在區(qū)域Ⅲ中，由于間隙的存在Al 含量降低之后出現(xiàn)明顯增加的趨勢(shì)，隨后Al 和Ti 含量相對(duì)穩(wěn)定。由圖5（c）觀察得知，Al 元素?cái)U(kuò)散范圍相對(duì)較短，Ti 元素?cái)U(kuò)散范圍相對(duì)較長(zhǎng)，且遠(yuǎn)離結(jié)合界面處僅檢測(cè)到少量Ti 元素，這與擴(kuò)散距離較遠(yuǎn)有關(guān)。此現(xiàn)象可由固態(tài)金屬元素在高溫液態(tài)合金中的溶解及擴(kuò)散原理解釋?zhuān)邷匦緦尤垠w提供給TA2 面板表層一定能量，并促使其表層原子間距增大，降低了原子間的引力，破壞其中一部分原子間的結(jié)合鍵，促使固態(tài)金屬原子進(jìn)入液相；其后，進(jìn)入液相的金屬原子在其濃度梯度的推動(dòng)下逐步由邊界層向合金熔體內(nèi)部溶解擴(kuò)散。而由于固態(tài)金屬間原子間隙小，液態(tài)金屬原子不能有效地進(jìn)入固態(tài)原子中，因此在面板中幾乎檢測(cè)不到Al 元素的存在。綜上可知，面板與芯層之間觀察到平均厚度為7.5 μm 的結(jié)合界面，且由于Ca 與鋁熔體之間良好的潤(rùn)濕性，使Ca 主要分布在結(jié)合層處，泡沫鋁與芯層之間Al、Ti 元素也形成不同程度的擴(kuò)散，各元素在結(jié)合層處以金屬間化合物的形式存在。

圖4 面板與泡沫鋁芯層結(jié)合界面的金相圖（a）AFS 腐蝕金相圖；（b）圖（a）的局部放大圖Fig.4 Metallographic diagram of interface between panel and aluminum foam core layer（a）AFS etching metallographic diagram；（b）partial enlargement of Fig.（a）

圖5 面板與泡沫鋁芯層結(jié)合界面的微觀形貌（a）箭頭為元素線掃描的方向、星號(hào)為點(diǎn)掃描位置；（b）圖（a）的局部放大圖；（c）線掃描結(jié)果Fig.5 Microstructure of interface between panel and aluminum foam core layer（a）arrows are the direction of element line scanning and asterisks are the position of point scanning；（b）partial enlargement of Fig.（a）；（c）line scanning results

表3 圖5 各點(diǎn)元素含量（質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%）Table 3 Element content at each point in Fig.5（mass fraction/%）

2.3 彎曲測(cè)試

2.3.1 彎曲變形

圖6 為AFS 材料的三點(diǎn)彎曲變形過(guò)程。由圖6 可知，隨著彎曲撓度的增加，靠近壓頭的泡沫鋁芯材區(qū)域孔泡首先發(fā)生壓縮變形，這是由于壓頭處的載荷由面板首先傳遞給該區(qū)域的泡沫鋁。彎曲撓度到達(dá)2 mm 時(shí)，試樣左側(cè)面板與芯層產(chǎn)生剝離，其剝離長(zhǎng)度為3.74 mm，根據(jù)三點(diǎn)彎曲應(yīng)力分布[23]可知：產(chǎn)生此現(xiàn)象的原因是彎曲載荷在中部壓頭區(qū)域呈壓縮載荷而在兩側(cè)邊界處呈現(xiàn)拉伸載荷，當(dāng)拉伸載荷大于結(jié)合強(qiáng)度時(shí)，試樣產(chǎn)生剝離。由于壓應(yīng)力與拉應(yīng)力的相互作用，試樣左側(cè)泡沫鋁區(qū)域產(chǎn)生微裂紋，且裂紋不是在中心（最大剪切應(yīng)力區(qū)域）萌生的，而是在泡沫鋁芯的較弱點(diǎn)萌生的。右側(cè)泡沫鋁區(qū)域無(wú)明顯變化，面板與泡沫鋁芯未產(chǎn)生剝離現(xiàn)象，此時(shí)面板對(duì)芯層有一定的保護(hù)作用。當(dāng)彎曲撓度增加到5 mm 時(shí)，面板與芯層的剝離長(zhǎng)度增加到5.73 mm，泡沫鋁芯層由于剪切而發(fā)生錯(cuò)位移動(dòng)現(xiàn)象，裂紋擴(kuò)展到6.08 mm。右側(cè)未剝離面板在彎曲載荷的作用下產(chǎn)生輕微“S”形變形，這是由于泡沫鋁芯不同位置所受載荷不同造成的。彎曲撓度到達(dá)15 mm，剝離長(zhǎng)度為8.10 mm，裂紋擴(kuò)展增加至12.89 mm，貫穿整個(gè)泡沫鋁芯層。然而，彎曲撓度進(jìn)一步增加到25 mm，剝離或裂紋似乎停止發(fā)展，面板的剝離長(zhǎng)度保持在12.89 mm，只有壓頭下面區(qū)域的泡沫鋁更加密實(shí)。

圖6 AFS 材料的彎曲變形Fig.6 Bending deformation of AFS

隨著壓頭下壓，芯層裂紋在剪切的作用下不斷擴(kuò)展并發(fā)生錯(cuò)位移動(dòng)，但擴(kuò)展有一定的極限；試樣兩端孔泡只發(fā)生輕微的拉伸變形甚至未發(fā)生變形現(xiàn)象；當(dāng)彎曲撓度增加至一定的值后，上部面板與泡沫鋁芯層發(fā)生剝離現(xiàn)象，但當(dāng)面板與芯層剝離到一定的程度后并未發(fā)生延續(xù)現(xiàn)象，未剝離面板在拉應(yīng)力與壓應(yīng)力的相互作用下產(chǎn)生輕微“S”形變形。

2.3.2 彎曲性能

圖7 為AFS 材料的彎曲性能曲線。與傳統(tǒng)泡沫鋁試樣彎曲性能曲線的單載荷峰值形狀不同，如圖7（a）AFS 的彎曲變形分為三階段：（1）在較低的彎曲撓度變形下，載荷的增大速率恒定，AFS 材料的面板和內(nèi)部芯材共同發(fā)生彈性變形，材料性能曲線載荷隨撓度的增加而呈線性增長(zhǎng)趨勢(shì)，整體表現(xiàn)為彈性變形階段；（2）隨著彎曲撓度的增大，AFS 承受彎曲載荷增大。當(dāng)材料達(dá)到彎曲屈服極限Fyl時(shí)，裂紋在AFS 試樣的孔泡處萌生，并向其他孔隙區(qū)域蔓延擴(kuò)展，形成核心層的剪切失效，此時(shí)試樣的彎曲載荷達(dá)到谷值Fmin。主要原因是孔壁內(nèi)微裂紋易產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，促進(jìn)裂紋在孔壁內(nèi)的蔓延；（3）彎曲變形后期，AFS 材料主要承受面板的屈曲變形和芯層的壓縮變形，由于面板的抗彎性能和芯層的致密化原因，會(huì)產(chǎn)生緩慢升高的平臺(tái)階段，面板的存在使荷載更分散和逐漸轉(zhuǎn)移到泡沫鋁中，使材料仍能承受一部分彎曲載荷，此時(shí)材料壓痕較深，間接說(shuō)明AFS 材料彎曲強(qiáng)度高，具有較高的能量吸收能力。

圖7 AFS 材料的彎曲性能（a）載荷位移曲線；（b）彎曲應(yīng)力曲線Fig.7 Bending properties of AFS materials（a）load displacement curves；（b）bending stress curves

由彎曲性能曲線可知，AFS 在經(jīng)過(guò)屈服變形后仍保持較高的承載能力，AFS 彎曲性能曲線均為單峰值曲線。對(duì)比不同的樣品，三組AFS 試樣隨著孔隙率的降低，峰值載荷由260 N 增加至1120.5 N。高孔隙率的AFS 試樣彎曲屈服極限Fyl和彎曲屈服撓度較低，樣品1 與樣品2 到達(dá)彎曲屈服極限Fyl時(shí)的彎曲撓度幾乎相同，但是由于截面系數(shù)的差異，兩者的抗彎強(qiáng)度相差較大。且由于孔隙率的降低，發(fā)生屈服變形后峰值和谷值的彎曲撓度被推遲，樣品3 的屈服變形發(fā)生在0～2.5 mm 的彎曲撓度處，而樣品1 與樣品2 的屈服變形發(fā)生在2.5～5.0 mm 的彎曲撓度處，比前者大兩倍，表明低孔隙率的AFS 材料表現(xiàn)出良好的彎曲延展性。由于壓頭和TA2 面板對(duì)泡沫鋁材料的擠壓迫使面板之間的泡沫鋁芯密實(shí)并產(chǎn)生較高的變形抗力，表現(xiàn)為AFS試樣的載荷位移曲線經(jīng)過(guò)谷值Fmin后的緩慢上升。

為了更好地評(píng)估被測(cè)樣品的彎曲性能，用式（1）計(jì)算被測(cè)樣品在各種變形下的彎曲應(yīng)力σyl和σmin，各密度范圍內(nèi)材料的性能統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)，結(jié)果如表4 所示。圖7（b）給出了不同密度下AFS 材料的彎曲應(yīng)力曲線，密度為0.69～0.70、0.74～0.76 和0.79～0.81 g/cm3范圍內(nèi)的AFS 試樣平均屈服強(qiáng)度分別為3.61、9.14 和15.64 MPa，材料的屈服強(qiáng)度隨密度的增加而顯著提高，表明AFS 密度對(duì)抗彎強(qiáng)度的影響較大，材料的屈服強(qiáng)度隨密度呈線性變化。高密度的AFS 試樣還表現(xiàn)出較高的σmin，性能參數(shù)由0.69～0.70 g/cm3的2.71 MPa 提高至0.79～0.81 g/cm3的12.15 MPa，在密度增加15.9%的條件下σmin的強(qiáng)化比例提高了3.48 倍，由于AFS 試樣制備中均采用相同規(guī)格的TA2 面板，此結(jié)果表明AFS 試樣內(nèi)泡沫鋁材料的強(qiáng)度為影響AFS 彎曲性能的關(guān)鍵參數(shù)，密度大的AFS 試樣內(nèi)泡沫鋁材料密度較大，可以承載較高的彎曲載荷，高密度的AFS 試樣表現(xiàn)出較高的抗彎強(qiáng)度。

表4 不同密度范圍內(nèi)AFS 試樣的σyl 和σmin 均值及其標(biāo)準(zhǔn)差Table 4 Average values for σyl and σmin，including their standard deviations（SD）

彎曲性能測(cè)試結(jié)果證實(shí)TA2 面板的植入可保護(hù)泡沫鋁芯層材料在彎曲變形過(guò)程中不同于傳統(tǒng)泡沫鋁出現(xiàn)的裂紋擴(kuò)展直至斷裂的現(xiàn)象，而是使芯層材料趨于致密化狀態(tài)，表明AFS 試樣即使在一定的彎曲變形后仍具有優(yōu)異的彎曲性能；TA2 面板的加入可使材料彎曲變形模式改變，進(jìn)而使泡沫鋁材料的彎曲性能大幅強(qiáng)化。因此，可以得出瞬間液相工藝制備的泡沫鋁三明治芯部孔隙率、密度和彎曲強(qiáng)度的關(guān)系：隨著芯部密度的增加，芯部孔隙率的減小，抗彎強(qiáng)度提高，彎曲屈服撓度提高。

2.3.3 吸能性能

經(jīng)過(guò)三點(diǎn)彎曲測(cè)試所得載荷位移數(shù)據(jù)用式（2）和（3）計(jì)算可得試樣彎曲吸能（WEA）和比吸能（WSEA）。圖8 為AFS 材料的WEA和WSEA曲線。其中試樣1、2 和3 三組樣品的平均質(zhì)量分別為23.34 g、21.33 g 和21.13 g，將質(zhì)量的倒數(shù)作為WEA的系數(shù)計(jì)算WSEA，由于系數(shù)的相差不大，因此吸能曲線和比吸能曲線的趨勢(shì)相同。

圖8 AFS 試樣（a）吸能（WEA）曲線；（b）比吸能（WSEA）曲線Fig.8 AFS sample（a）curves of energy absorption（WEA）；（b）curves of specific energy absorption（WSEA）

由圖8（a）可知，AFS 材料在彎曲過(guò)程中WEA值隨著彎曲程度的增加而增大，且只有在彎曲位移0～5 mm 內(nèi)觀察到曲線斜率的輕微變化，此后，AFS 材料的彎曲吸能能力隨著試樣彎曲程度的增加而線性增大。此現(xiàn)象可以由AFS 材料的載荷-位移曲線進(jìn)行解釋?zhuān)旱竭_(dá)載荷峰值之前（0～2.5 mm），WEA值隨彎曲程度增大而加速增大；其后載荷急速下降（2.5～5 mm），AFS 的WEA值繼續(xù)增大，但增加速度逐漸降低；最后由于較長(zhǎng)的平臺(tái)區(qū)域使WEA值呈線性增加。圖（a）和（b）中密度分別為0.79～0.81、0.74～0.76 和0.69～0.70 g/cm3范圍內(nèi)的三組試樣在彎曲程度為20 mm 附近時(shí)的WEA值分別為18.41、11.09 和5.37 J，WSEA值分別為0.79、0.52 和0.25 J/g。整體相對(duì)密度較大的AFS 結(jié)構(gòu)比密度較小的結(jié)構(gòu)具有更好的能量吸收能力，且隨著試樣密度的增加吸能性能提高，這主要可以歸因于密度的增加抗彎強(qiáng)度提高以及面板對(duì)泡沫鋁芯層的保護(hù)使芯層密度致密化程度不同。通過(guò)對(duì)彎曲程度在15 mm 時(shí)的三組試樣進(jìn)行對(duì)比：試樣密度由0.69 g/cm3至0.80 g/cm3增加15.9%的情況下，高密度試樣的彎曲吸能能力WEA=13.48 J 是低密度試樣WEA=3.76 J 的3.59 倍，比吸能由WSEA=0.18 J/g 增加到WSEA=0.58 J/g，提高了3.22 倍。

綜上，說(shuō)明AFS 具有更廣變形范圍內(nèi)的吸能能力，且不受材料彎曲韌性的限制。平均密度越大的AFS 材料在靜態(tài)彎曲載荷下表現(xiàn)越好的能量吸收能力，試樣密度提高15.9%的情況下，彎曲吸能WEA和比吸能WSEA分別提高3.59 倍和3.22 倍。

2.4 AFS 的失效模式

傳統(tǒng)的膠粘泡沫鋁夾芯板在彎曲載荷的作用下的破壞模式主要是面板失效、芯層失效、連接失效等[24]。面板失效是表層應(yīng)力較大的一個(gè)薄弱處突然出現(xiàn)彎折皺曲失效；芯層失效是由于泡沫鋁微觀缺陷產(chǎn)生裂紋失效；連接失效是當(dāng)外加載荷引起的縱向剪切力大于面板和芯部材料的黏結(jié)力導(dǎo)致的；當(dāng)在有足夠厚的芯層以及三點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)具有大跨度時(shí)，AFS 頂部面板的壓縮力和芯層/面板界面處的黏結(jié)不連續(xù)點(diǎn)共同作用下會(huì)導(dǎo)致夾芯結(jié)構(gòu)表面起皺現(xiàn)象[25]。

圖9 為AFS 材料在三點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)下的失效模式，彎曲后的AFS 試樣呈現(xiàn)典型“V”型，主要是由于三點(diǎn)彎曲實(shí)驗(yàn)的特點(diǎn)所致，在試樣中間的芯層材料呈明顯的壓縮密實(shí)狀態(tài)，同時(shí)，芯層材料的塑性密實(shí)可在很大程度上吸收彎曲載荷能量，用載荷-位移曲線解釋整體泡沫的壓縮響應(yīng)，即致密化。圖9（a）中兩側(cè)部分，可見(jiàn)芯層上部與下部產(chǎn)生剪切變形，剪切變形是通過(guò)局部和集中應(yīng)變的積累而引發(fā)的；由于試樣中心承受壓縮載荷與試樣兩端的拉伸載荷相互作用而產(chǎn)生泡沫鋁芯層剪切錯(cuò)位移動(dòng)的現(xiàn)象，且泡沫鋁芯層的剪切變形由試樣兩端的上層面板延續(xù)到試樣中心的下層面板。圖9（b）中為較高密度試樣的彎曲后試樣圖片，可以看到左半部上層面板呈現(xiàn)直線狀，而右半側(cè)上層面板呈現(xiàn)“S”狀變形，這是由于芯層泡沫鋁密度的不均衡產(chǎn)生的，低密度芯層承載能力差，在彎曲載荷下較早失效，而高密度芯層承載能力較強(qiáng)，失效較晚，因此表現(xiàn)出不同的抗彎強(qiáng)度。圖9（b）和（c）中綠色虛線框?yàn)閯冸x失效，其剝離程度取決于面板與泡沫鋁之間的結(jié)合情況和孔泡所能承受的拉應(yīng)力。圖9（d）為低密度試樣彎曲失效圖，藍(lán)色線框?yàn)樾緦娱_(kāi)裂，彎曲載荷造成試樣中部承受壓縮載荷而在兩側(cè)邊界處呈現(xiàn)拉伸載荷，而低密度泡沫鋁芯層因多孔結(jié)構(gòu)存在使其抗拉性能較弱，孔泡在拉伸載荷的作用下被拉伸變形直至開(kāi)裂。圖10 為圖9（c）中黃色箭頭所示試樣剝離后截面圖，分別為芯層外表面與面板內(nèi)表面，圖9（c）中紅色虛線框內(nèi)產(chǎn)生芯層斷裂現(xiàn)象，由于壓縮密實(shí)造成壓縮后的芯層承載提高，繼續(xù)彎曲承載造成芯層與面板的剝離，致使芯層斷裂。圖10（a）泡沫鋁芯表面光滑密實(shí)且靠近試樣中心觀察到明顯的凹陷區(qū)域，導(dǎo)致泡沫鋁芯層與面板無(wú)法進(jìn)行緊密結(jié)合；圖10（b）面板表面經(jīng)高溫氧化后呈現(xiàn)藍(lán)色，可以明顯觀察到由于兩側(cè)面板在拉伸載荷下而產(chǎn)生的劃痕；以上均為AFS 試樣面板與泡沫鋁芯層結(jié)合強(qiáng)度不高而產(chǎn)生的面板剝離的原因?；谒查g液相制備的高密度AFS 面板與芯層不一定具有較強(qiáng)的結(jié)合強(qiáng)度，但是作為一種新的制備AFS 的方法，可制備出孔隙均勻的AFS 結(jié)構(gòu)，且通過(guò)后續(xù)的熱處理，可以實(shí)現(xiàn)結(jié)合層強(qiáng)度的提升。通過(guò)實(shí)驗(yàn)得知，AFS 材料的變形失效模式與傳統(tǒng)泡沫鋁材料的失效模式不同，由于TA2 面板的加入，其失效模式由泡沫鋁本身的拉伸斷裂轉(zhuǎn)變?yōu)榕菽X芯層的壓縮密實(shí)變形和芯材剪切、開(kāi)裂以及TA2 面板的彎曲變形和剝離失效組成。在三點(diǎn)彎曲的過(guò)程中試樣不同位置存在不同的應(yīng)力情況，其共同的作用下組成了AFS 材料的多種失效模式。

圖9 AFS 材料三點(diǎn)彎曲失效模式（a）核心剪切；（b）面板變形；（c）面板剝離；（d）芯層拉伸斷裂Fig.9 Failure mode of AFS material under three-point bending test（a）core shear；（b）panel deformation；（c）panel stripping；（d）tensile fracture of core layer

圖10 AFS 試樣剝離后的截面圖 （a）泡沫鋁芯；（b）面板Fig.10 Section diagram of AFS sample after stripping（a）aluminum foam core；（b）panel

3 結(jié)論

（1）基于瞬間液相連接成形制備AFS 的新方法，成功制備出三組樣品，每組樣品孔隙結(jié)構(gòu)均勻，在結(jié)合層處未觀測(cè)到宏觀間隙。

（2）面板與芯層之間觀察到平均厚度為7.5 μm 的結(jié)合界面，結(jié)合層處各元素形成不同程度的擴(kuò)散，Ca 主要分布在結(jié)合層處，各元素在結(jié)合層處以金屬間化合物的形式存在。

（3）對(duì)三組樣品進(jìn)行彎曲測(cè)試，結(jié)果表明AFS 試樣密度越大，其承載性能越強(qiáng)，吸能能力越強(qiáng)。密度分別為0.69～0.70、0.74～0.76 和0.79～0.81 g/cm3的AFS 試樣承載性能分別為3.61、9.14 和15.64 MPa；密度提高15.9%，吸能和比吸能提升3.59 倍和3.22 倍。

（4）AFS 材料的失效模式主要包括壓縮密實(shí)、面板剝離、芯材剪切、壓痕等。