張海廣，王 瑜，安連浩，王 可，武曉東,2

（1. 太原理工大學機械與運載工程學院，山西 太原 030024；2. 中國輻射防護研究院核應急與核安全研究所，山西 太原 030006）

貝殼作為天然的復合材料，主要由脆性文石板和黏性聚合物層組成，經(jīng)過大自然長期進化，具有了完美的結構和優(yōu)異的力學性能。具體而言，其結構是由一層文石多邊形塊體以高度規(guī)則的交錯形式排列，并由一層20～30 nm 厚的有機材料黏合在一起[1-2]。皇后海螺貝殼具有高韌性、抗逆性強等特點，這是由于其微觀形態(tài)包含3 個以上文石片層的層次結構，在文石層內(nèi)還含有高密度納米級孿晶[3-4]。

Meyers 等[4]通過三點彎曲實驗發(fā)現(xiàn)，貝殼珍珠層的斷裂功約為單一碳酸鈣的3 000 倍。鑒于天然貝殼材料具有優(yōu)異的結構和良好的力學性能，研究者們開展了新型貝殼仿生復合材料力學行為研究[5-6]。近年來，科學技術的發(fā)展，特別是增材制造技術的發(fā)展為仿生復合材料結構設計提供了新思路[7-8]。馬驍勇等[9]對3D 打印貝殼珍珠層仿生復合材料進行了準靜態(tài)拉伸實驗，獲得了復合材料在準靜態(tài)載荷下的層間斷裂力學性能。Dimas 等[10]基于介觀分子力學模型，利用材料噴射成型技術，同時打印了基于丙烯酸類光敏樹脂的剛性材料（VeroWhitePlus）和柔性材料（TangoBlackPlus），以模擬珍珠層結構的硬相和軟相，其韌性比單一組分大一個數(shù)量級。陳昊宇等[11]通過3D 打印制備了甲殼類動物外骨骼內(nèi)螺旋鋪層仿生復合材料，其力學性能優(yōu)于傳統(tǒng)準各向同性復合材料。黃玉松等[12]將薄層抗彈陶瓷材料與樹脂基復合材料通過仿生結構設計制備了軟、硬相交替疊合的多層結構仿生復合材料，研究表明，該材料不僅具有無機材料的高硬度、高剛度，還具有普通抗彈陶瓷材料所不具備的高斷裂韌性，在受到彈道沖擊時其損傷顯著降低。Zhang 等[13]通過設計、建模與實驗相結合的方法研究了3 種交錯結構復合材料，發(fā)現(xiàn)所設計的復合材料具有很大的能量耗散和比損耗模量。Gu 等[14]利用多材料3D 打印機打印了模擬海螺殼的分層交錯結構，在落塔實驗中可將斷裂能提高85%。Jia 等[15]通過3D 打印的方法設計了5 種仿生微結構復合材料，使用動態(tài)三點彎實驗和數(shù)字圖像分析，解釋了工程應用中選擇最佳材料結構的標準，另外發(fā)現(xiàn)了材料結構對斷裂模式的額外控制，將臨界沖擊能量提高了6 倍以上。

分支交錯層狀仿生復合材料具有優(yōu)良的靜態(tài)及動態(tài)力學性能，但是到目前為止，關于其微觀尺寸對斷裂韌性的影響和動態(tài)載荷下裂紋在復合材料內(nèi)部擴展的研究不多。分離式Hopkinson 壓桿動態(tài)實驗技術具有加載簡單、測試精度高的特點，廣泛用于高應變率下材料動態(tài)性能研究[16-17]。為此，本研究根據(jù)海螺殼微觀交錯結構[14]，設計分支交錯層狀仿生復合材料試樣，首先利用雙材料3D 打印機打印，然后通過改進的分離式Hopkinson 桿三點彎曲實驗，研究試樣的動態(tài)斷裂響應和裂紋擴展，分析初始沖擊速度、硬材料長寬比、軟膠層厚度對材料斷裂行為的影響，最后使用ABAQUS 有限元軟件研究不同總寬度和不同沖擊方向對復合材料試樣動態(tài)斷裂韌性及裂紋擴展的影響。

1 實驗試樣和方法

1.1 三點彎試樣設計

通過參數(shù)化建模方法，使用Solidworks 三維建模軟件設計分支交錯層狀仿生復合材料模型。模型整體尺寸為36 mm×12 mm×5 mm（L×W×B）的長方體，預制裂紋深度h為1.2 mm，寬b為1 mm，如圖1 所示。首先通過線性陣列和偏移的方法建立奇數(shù)層和偶數(shù)層及軟膠層二維草圖，然后分別對奇數(shù)層和偶數(shù)層及軟膠層二維草圖拉伸生成不同的軟、硬材料及軟膠層模型，接著按照兩側厚度方向對稱，依次為奇數(shù)層、軟膠層、偶數(shù)層、軟膠層交替裝配，每相鄰兩層以軟膠層隔開，最終生成分支交錯層狀復合材料模型。

圖1 試樣模型示意圖Fig. 1 Schematic diagram of sample model

通過上述設計方法，分別控制硬質單元長寬比 λ為1 和2；軟質膠層厚度T分別為0.16、0.20、0.24、0.28、0.32 mm。使用Objet ConneX 260 雙材料光固化3D 打印機打印試樣，以剛性不透明的樹脂VeroWhitePlus 為硬材料、類橡膠的TangoPlus 為軟材料，為保證實驗具有可重復性，每種試樣打印4 個。打印完成后于試樣的兩面，距預制口尖端2 mm，角度為60°位置貼上應變片。

1.2 三點彎沖擊實驗

實驗采用改進的分離式Hopkinson 壓桿動態(tài)三點彎沖擊裝置。如圖2 所示，該系統(tǒng)由氣缸、激光測速裝置、入射桿和試樣夾具等組成。用激光測速裝置記錄子彈的運動速度，安裝在入射桿中間跨度的應變計用來記錄入射應變εi(t)和反射應變εr(t)，通過橋盒連接到采樣率為5×106Hz 的動態(tài)應變儀，最后將數(shù)據(jù)保存在計算機中?；谝痪S彈性波傳播理論，試樣的動載荷F和加載點位移D分別為[18]

圖2 分離式Hopkinson 壓桿動態(tài)三點彎沖擊裝置Fig. 2 Dynamic three-point bending impact device of split Hopkinson pressure bar

式中：C0為一維彈性波波速，E、A分別為入射桿彈性模量和橫截面面積。

斷裂韌度是表征材料斷裂性能的一個關鍵參數(shù)[17]，而得到斷裂韌度的一個關鍵步驟就是確定其起裂時間。試樣上的應變片用于測量試樣裂紋萌生時間tf

表1 動態(tài)實驗測試的參數(shù)值Table 1 Parameters of the dynamic experimental tests

本研究中的動態(tài)斷裂韌性由起裂功[18-19]表征。起裂功是用于評價材料斷裂力學性能的一種基本參數(shù)。在裂紋擴展過程中，能量在裂紋端部區(qū)域釋放，而釋放出來的能量用于形成新的裂紋，因此裂尖區(qū)域釋放的能量等于形成新裂紋所需的能量，即起裂功，可根據(jù)材料的動態(tài)載荷-位移（F-δ）曲線，如圖4 所示，在起裂時間對應的位移處積分，可以得到使材料斷裂所需要的起裂功U

圖3 應變片信號Fig. 3 Strain gauge signals

圖4 起裂功Fig. 4 Work of initial fracture

2 實驗結果及討論

實驗中通過調節(jié)氣缸壓力來控制子彈速度，結果發(fā)現(xiàn)，在18.28、19.57 和22.35 m/s 初始沖擊速度下，除軟膠層厚度T= 0.28 mm、長寬比 λ = 1 的試樣未發(fā)生斷裂，僅在與沖擊桿接觸部位發(fā)生輕微損傷，其他試樣在低于該速度下均斷裂，說明該結構的抗斷裂能力最強。采用掃描電鏡（scaning electron microscope，SEM）對斷口截面進行觀察，如圖5 所示，可見，斷口截面呈現(xiàn)清晰的層疊結構，斷面較平整。從圖5(b)可以看出，斷面出現(xiàn)很多微裂痕，這是由于試樣內(nèi)部每層結構和材料都不相同，在斷裂過程中發(fā)生相互剪切作用形成損傷，層間剪切作用使試樣的斷裂韌性增強。以下就沖擊速度（v）、硬質材料長寬比（λ）和軟質膠層厚度（T）等因素對試樣動態(tài)斷裂行為的影響進行分析。

圖5 斷口形貌的SEM 圖像Fig. 5 Morphology of the fracture observed by SEM

2.1 沖擊速度的影響

圖6 展示12.04 和14.26 m/s 初始沖擊速度下，T= 0.16 mm、 λ = 1 的試樣的最終破壞形式?？梢钥吹?，裂紋都是從預制裂紋處萌生，擴展至頂部，其中12.04 m/s 沖擊速度下試樣裂紋偏轉幅度較大，而14.26 m/s 沖擊速度下試樣的裂紋近似呈直線擴展。這是由于沖擊過程中應力波會在預制裂紋處疊加，導致此處發(fā)生應力集中現(xiàn)象，該處首先達到破壞閾值而發(fā)生破壞；子彈速度越高，傳遞給試樣的能量越大，導致其越容易獲得萌生裂紋所需的能量，隨著裂紋的擴展及應變能釋放，試樣內(nèi)部能量減少，裂紋傾向于沿著耗能最少的路徑擴展，即繞過硬質層沿著軟膠層擴展。

圖6 不同沖擊速度下T = 0.16 mm、λ = 1 時試樣的裂紋擴展Fig. 6 Crack propagation at T = 0.16 mm and λ = 1 under different impact velocities

圖7 為T= 0.24 mm、 λ = 1 時試樣在不同沖擊速度下的動載荷-位移曲線。可以看到，動載荷-位移曲線比較平滑，動載荷均從零增加至峰值，隨后下降至零。隨著沖擊速度提高，其峰值動載荷也增大。由圖8 所示的T= 0.24 mm、 λ = 1 時試樣在不同沖擊速度下的起裂功和起裂時間可知，試樣的起裂功隨沖擊速度提高而增加，當沖擊速度由11.36 m/s 提高到11.67 m/s 時，起裂功由9.37 mJ 增加到9.97 mJ，增加0.60 mJ；當沖擊速度由11.67 m/s 提高到13.49 m/s 時，起裂功由9.97 mJ 增加到21.52 mJ，增幅達11.55 mJ。起裂時間隨著沖擊速度的提高而減小。分析圖9、圖10 所示的T= 0.28 mm、 λ = 2 時試樣在不同沖擊速度下的動載荷-位移曲線及起裂功和起裂時間關系，也可以得到類似的結論。以上分析說明在三點彎沖擊載荷作用下，試樣動態(tài)斷裂行為表現(xiàn)出速度敏感性。

圖7 T = 0.24 mm、λ = 1 時試樣在不同沖擊速度下的動載荷-位移曲線Fig. 7 Dynamic load-displacement curves of specimen with T = 0.24 mm, λ = 1 under different impact velocities

圖8 T = 0.24 mm、λ = 1 時試樣在不同沖擊速度下的起裂功和起裂時間Fig. 8 Crack initiation work and initiation time of sepcimen with T = 0.24 mm, λ = 1 under different impact velocities

圖9 T = 0.28 mm、λ = 2 時試樣在不同沖擊速度下的動載荷-位移曲線Fig. 9 Dynamic load-displacement curves of specimen with T = 0.28 mm, λ = 2 under different impact velocities

圖10 T = 0.28 mm、λ = 2 時試樣在不同沖擊速度下起裂功和起裂時間的關系Fig. 10 Crack initiation work and crack initiation time of specimen with T = 0.28 mm, λ = 2 under different impact velocities

2.2 硬質材料長寬比的影響

硬質材料支撐了整體結構，其長寬比是影響試樣動態(tài)斷裂行為的另一個重要因素。如圖11 所示，選取T= 0.16 mm、不同長寬比的試樣，對比其在相同沖擊速度下的裂紋擴展?？梢钥吹剑毫鸭y均從試樣預制裂紋處萌生，沿著直線擴展至一定長度，再偏轉呈折線擴展至頂部； λ = 1 時裂紋偏轉幅度較大，裂紋折角約為90°，而 λ = 2 時裂紋偏轉幅度較小，可近似看作沿直線擴展。這是由于裂紋穿過較小長寬比的試樣會經(jīng)過更多的基質材料界面，裂紋傾向于沿著耗能最少的路徑，即沿著折線擴展，隨著硬質材料長寬比減小，裂紋穿過硬質材料和界面處的能力也隨之減弱。

圖11 T = 0.16 mm 時試樣在14.00 m/s 沖擊速度下的裂紋擴展Fig. 11 Crack propagation of T = 0.16 mm specimen under 14.00 m/s impact velocity

圖12 為T= 0.16 mm、不同長寬比的試樣在相同沖擊速度下的動載荷-位移曲線?？梢钥吹?，峰值動載荷隨長寬比的增大而增大，由552.36 N 增加到787.16 N，增幅為234.80 N。分析圖13、圖14 和圖15 所示的其他試樣的動載荷-位移曲線，也可以得到類似的規(guī)律。

圖12 T = 0.16 mm 時不同長寬比試樣在相同沖擊速度下的動載荷-位移曲線Fig. 12 Dynamic load-displacement curves of specimens with T = 0.16 mm and different aspect ratios under the same impact velocity

圖13 T = 0.24 mm 時不同長寬比試樣在相同沖擊速度下的動載荷-位移曲線Fig. 13 Dynamic load-displacement curves of specimens with T = 0.16 mm and different aspect ratios under the same impact velocity

圖14 T = 0.28 mm 時不同長寬比試樣在相同沖擊速度下的動載荷-位移曲線Fig. 14 Dynamic load-displacement curves of specimens with T = 0.28 mm and different aspect ratios under the same impact velocity

圖15 T = 0.32 mm 時不同長寬比試樣在相同沖擊速度下的動載荷-位移曲線Fig. 15 Dynamic load-displacement curves of specimens with T = 0.32 mm and different aspect ratios under the same impact velocity

圖16 給出了不同長寬比試樣的起裂時間?？梢钥吹剑杭冇膊牧系钠鹆褧r間最短，為10.34 μs； λ = 1且T分別為0.32 和0.28 mm 時，試樣的起裂時間最長，分別為223.56 和212.07 μs，說明硬質材料比較脆，在結構中加入軟材料使復合材料試樣的形變能力得到增強，軟材料增加越多，復合材料試樣的形變能力越強。軟膠層厚度相同時，如T= 0.32 mm 的兩種試樣， λ = 1 時起裂時間為223.56 μs，而 λ = 2 時起裂時間為69.60 μs，起裂時間隨長寬比的增加而縮短，從其他試樣數(shù)據(jù)也可以得到相同的結論。

圖16 具有不同長寬比試樣的起裂時間Fig. 16 Crack initiation time of samples with different aspect ratios

圖17 給出了不同長寬比試樣的起裂功?？梢钥闯觯杭冇操|材料的起裂功最小，為4.14 mJ，復合材料的抗斷裂性能均有提升，說明軟材料的加入提升了復合材料試樣的抗斷裂能力。 λ = 1、T= 0.28 mm時試樣的起裂功最大，為143.06 mJ，實驗中該試樣未斷裂，說明實際起裂功應大于143.06 mJ，即該結構試樣的抗斷裂能力最強，與純硬材料相比，至少增強了34.56 倍； λ = 2、T= 0.32 mm 時試樣的起裂功次之，為110.79 mJ，與純硬材料相比，斷裂韌性增強了26.76 倍。因此最優(yōu)化結構為 λ = 1、T= 0.28 mm，對比文獻[19]中的漿砌層狀結構仿生復合材料，本研究中復合材料的斷裂韌性提高了2.96 倍。

圖17 具有不同長寬比試樣的起裂功Fig. 17 Crack initiation work of specimens with different aspect ratios

2.3 軟膠層厚度的影響

當受到向下的沖擊載荷時，試樣整體產(chǎn)生不同程度的彎曲變形，由于內(nèi)部結構的連接以軟質為基礎，因此會引起層間軟質張開位移量和錯開位移量同時增加，也會影響整體斷裂韌性[20]。為研究軟膠層厚度對沖擊過程的影響，選取軟膠層厚度T分別為0.16、0.20、0.24、0.28 mm， λ = 2 的試樣，分析在14.00 m/s 沖擊速度下的裂紋擴展，如圖18 所示?？梢钥吹剑鸭y均從試樣預制裂紋處萌生，沿著直線擴展至一定長度，再沿著軟膠層呈折線偏轉擴展至頂部。不同軟膠層厚度試樣的裂紋偏轉幅度有所不同，T= 0.16 mm 時試樣的裂紋僅在接近頂部位置有輕微偏轉，T= 0.20 mm 時試樣的偏轉幅度大于T=0.16 mm 的試樣，T= 0.24 mm 和T= 0.28 mm 時試樣的偏轉幅度最大。這說明軟膠層對試樣裂紋擴展的阻礙作用致使裂紋發(fā)生偏轉，軟膠層厚度越大，對裂紋擴展的阻礙作用越強。

圖18 14.00 m/s 沖擊速度下λ = 2 試樣的裂紋擴展：(a) T =0.16 mm，(b) T =0.20 mm，(c) T =0.24 mm，(d) T =0.28 mmFig. 18 Crack propagation of specimen with λ = 2 under 14.00 m/s impact velocity:(a) T =0.16 mm, (b) T =0.20 mm, (c) T =0.24 mm, (d) T =0.28 mm

圖19 為相同沖擊速度下 λ = 1、不同軟膠層厚度試樣的動載荷-位移曲線?？梢钥吹剑瑒虞d荷-位移曲線具有相似的變化趨勢，T為0.16、0.20 和0.24 mm 時試樣的動載荷較大，T為0.28 和0.32 mm 時試樣的動載荷較小。峰值動載荷隨著軟膠層厚度的增大而減小，表明軟膠層較厚的試樣可以承受較大的沖擊力。T= 0.28 mm 和T= 0.32 mm 時試樣的位移遠大于其他試樣，說明這兩種試樣可以承受比較大的變形，在這兩種軟膠層厚度下復合材料試樣的增韌效果最好。圖20 為相同沖擊速度下 λ = 1 時不同軟膠層厚度試樣的起裂功和起裂時間。起裂時間隨著軟膠層厚度的增加而增加，說明增加軟膠層厚度能夠提升試樣的整體韌性；T= 0.28 mm 時試樣的起裂功最大，T= 0.32 mm 次之，而T為0.16、0.20 和0.24 mm時試樣的起裂功較小，約為22 mJ，比純硬質材料提升約5.31 倍，說明軟膠層厚度較低時，試樣斷裂韌性提升得并不明顯，而當軟膠層厚度太大時，試樣整體結構太軟，斷裂韌性也不強，只有合適的軟膠層厚度（T= 0.28 mm）才能使試樣的整體斷裂韌性明顯提升。從圖21 和圖22 中也可以得到上述規(guī)律。

圖19 相同沖擊速度下λ = 1 時不同軟膠層厚度試樣的動載荷-位移曲線Fig. 19 Dynamic load-displacement curve of specimens with λ = 1 and different thicknesses of soft rubber layer under the same impact velocity

圖20 相同沖擊速度下λ = 1 時不同軟膠層厚度試樣的起裂功和起裂時間Fig. 20 Crack initiation work and time of specimens with λ = 1 and different thicknesses of soft rubber layer under the same impact velocity

圖21 相同沖擊速度下λ = 2 時不同軟膠層厚度試樣的動載荷-位移曲線Fig. 21 Dynamic load-displacement curve of specimens with λ = 2 and different thicknesses of soft rubber layer at the same impact velocity

圖22 相同沖擊速度下λ = 2 時不同軟膠層厚度試樣的起裂功和起裂時間Fig. 22 Crack initiation work and time of specimens with λ = 2 and different thicknesses of soft rubber layer at the same impact velocity

3 動態(tài)三點彎數(shù)值模擬

3.1 有限元模型

使用ABAQUS 非線性有限元軟件對分支交錯層狀復合材料在三點彎曲沖擊下的斷裂行為進行了數(shù)值模擬。采用全尺寸有限元幾何模型，如圖23 所示，主要由鋼質子彈、入射桿、固定裝置以及由硬材料和軟材料組成的試樣構成。子彈和入射桿直徑均為5 mm，長度分別為80、500 mm；固定裝置為6.0 mm×1.5 mm×5.0 mm 的長方體；試樣尺寸與實驗中相同。提取入射桿端部法向接觸力和位移，采用Tie 的方式將試樣中硬質和軟質部分約束到一起。采用文獻[21]中的基質材料參數(shù)，使用線彈性脆性斷裂失效準則的刪除單元法模擬試樣裂紋萌生和擴展，提取裂紋萌生處單元刪除時間點以及沖擊過程中的損傷耗散能量，對應實驗中的裂紋起裂時間和起裂功。

圖23 有限元幾何模型及網(wǎng)格劃分Fig. 23 Finite element geometrical model and meshing

3.2 有限元模型驗證

圖24 和圖25 分別為 λ = 1，T= 0.16、0.20 mm 時試樣在相同沖擊速度下載荷-時間曲線的實驗與數(shù)值模擬對比?？梢钥闯觯逯祫虞d荷-時間歷程曲線呈拋物線形，比較平滑；實驗中動載荷在初始時刻增加得比較緩慢，而數(shù)值模擬中動載荷增加較快，曲線的大致走向相近；峰值動載荷大小也接近，峰值動載荷時刻在30～35 μs之間。實驗與數(shù)值模擬獲得的 λ = 1、T= 0.16 mm 時試樣的起裂時間分別為31.62 和35.00 μs，T= 0.20 mm 時試樣的起裂時間分別為62.00 和67.00 μs?？傮w來說，數(shù)值模擬結果與實驗結果吻合較好，說明該有限元模型具有可參考性，可以用于分析仿生復合材料的動態(tài)斷裂行為。

圖24 λ = 1、T = 0.16 mm 時試樣的動載荷-位移曲線的實驗與數(shù)值模擬結果對比Fig. 24 Comparison between dynamic load-displacement experiment and numerical simulation of the specimen with λ = 1, T = 0.16 mm

圖25 λ = 1、T = 0.20 mm 時試樣的動載荷-位移曲線的實驗與數(shù)值模擬結果對比Fig. 25 Comparison between dynamic load-displacement experiment and numerical simulation of the specimen with λ = 1, T = 0.20 mm

3.3 結構總寬度的影響

實驗中觀察到裂紋在試樣中以直線傳播一段距離后發(fā)生了偏轉，為探究結構總寬度對裂紋擴展的影響，利用有限元方法模擬了 λ = 2，T= 0.16 mm，總寬度W為10.2、12.0、13.8 mm 時試樣在相同沖擊速度下的動態(tài)斷裂行為。對比圖26 中不同總寬度試樣的動載荷-位移曲線，可以看到：所有曲線形狀近似呈拋物線形，發(fā)展趨勢也大致相同；W= 10.2 mm 時試樣的峰值動載荷最低，隨著總寬度增加，峰值動載荷也隨之增加。圖27 給出了不同總寬度試樣的裂紋起裂時間和損傷耗散能量?？梢钥吹剑寒斂倢挾萕由10.2 mm 增加到12.0 mm 時，起裂時間和損傷耗散能量分別由46 μs和4.50 mJ 增加到54 μs和11.00 mJ；當W= 13.8 mm時，對比W= 12.0 mm，起裂時間和損傷耗散能量增加到80 μs和19.23 mJ。試樣的起裂時間和損傷耗散能量隨著總寬度的增加而增加，說明增加試樣總寬度可以提升整體斷裂韌性。

圖26 不同總寬度試樣的動載荷-位移曲線Fig. 26 Dynamic load-displacement curves of specimens with different total widths

圖27 不同總寬度試樣的裂紋起裂時間和損傷耗散能量Fig. 27 Crack initiation time and damage dissipation energy of specimens with different total widths

圖28 給出了3 種不同總寬度試樣的最終裂紋擴展形式。當總寬度W= 10.2 mm 時，裂紋穿過軟材料和硬材料，路徑較為平直；當總寬度W= 12.0 mm 時，裂紋先大致沿著直線擴展，至寬度1/2 處時裂紋擴展路徑發(fā)生了兩次偏轉，隨后擴展至頂部；當總寬度W= 13.8 mm 時，裂紋先沿著直線擴展，至約1/3 寬度處時發(fā)生較大幅度偏轉，最后沿著軟材料擴展至頂部。由于隨著總寬度增加，在初始沖擊速度相同的情況下，試樣總寬度越大，裂紋萌生和擴展所需的能量越多，裂紋傾向于耗能最少的路徑擴展。對比3 種總寬度試樣的裂紋擴展路徑，可以發(fā)現(xiàn)，裂紋穿過硬材料的能力隨總寬度的增加而減小，即裂紋越傾向于繞過硬材料沿著軟材料擴展。

圖28 3 種不同總寬度試樣的裂紋擴展形式Fig. 28 Three crack propagation forms of specimens with different total widths

3.4 沖擊方向的影響

海螺貝殼的分支交錯層狀結構具有明顯的各向異性，為此設計了3 種不同沖擊方向的試樣，整體尺寸和微觀結構都相同，沖擊速度相同，以探究沖擊方向對其動態(tài)斷裂韌性的影響，如圖29 所示，其中圖29(a)所示的方向1 為本實驗研究采用的沖擊方向。

圖29 3 種不同沖擊方向的試樣Fig. 29 Three samples with different impact directions

圖30 不同沖擊方向試樣的動載荷-位移曲線Fig. 30 Dynamic load-displacement curves of specimens in different impact directions

圖31 不同沖擊方向下裂紋起裂時間和損傷耗散能量Fig. 31 Crack initiation time and damage dissipation energy in different impact directions

4 結 論

使用分離式Hopkinson 壓桿動態(tài)三點彎沖擊裝置，對3D 打印分支交錯層狀仿生復合材料試樣進行了動態(tài)三點彎沖擊實驗，得到了沖擊速度、長寬比和軟膠層厚度等參數(shù)對試樣動態(tài)斷裂韌性的影響，并采用有限元模擬，分析了試樣總寬度和沖擊方向對斷裂韌性的影響，得到以下主要結論。

(1) 當試樣結構相同時，在不同沖擊速度下，隨著沖擊速度提升，試樣裂紋繞過硬質材料的能力越弱，越傾向于沿直線擴展；試樣的峰值動載荷和起裂功隨沖擊速度的提升而增大，起裂時間隨沖擊速度提升而減小。

(2) 當試樣軟膠層厚度和沖擊速度相同時，隨著硬質材料長寬比減小，試樣裂紋穿過硬質材料和界面處的能力也隨之減弱，裂紋越傾向于沿著軟膠層繞過硬質材料擴展；試樣的峰值動載荷和起裂時間隨硬質材料長寬比的增大而增大；純硬質材料試樣的起裂時間和起裂功均最低，軟材料的加入提升了試樣的形變能力和斷裂韌性。

(3) 當硬質材料長寬比和沖擊速度相同時，試樣軟膠層厚度越大，對裂紋擴展的阻礙作用越強，裂紋越傾向于沿著軟膠層繞過硬質材料擴展；峰值動載荷隨著軟膠層厚度的增大而減小，起裂時間隨著軟膠層厚度的增加而增加。合適的長寬比和軟膠層厚度能夠明顯提升試樣的斷裂韌性，當 λ = 1、T=0.28 mm 和 λ = 2、T= 0.32 mm 時增韌效果較好，相比純硬質材料，分別提升了34.56 倍和26.76 倍。通過實驗結果發(fā)現(xiàn)， λ = 1、T= 0.28 mm 時試樣的動態(tài)斷裂韌性高于其他結構參數(shù)的試樣，因此該結構在分支交錯層狀仿生復合材料動態(tài)斷裂韌性實驗研究中為最優(yōu)結構。

(4) 有限元數(shù)值模擬表明，當硬質材料長寬比和軟膠層厚度不變時，在相同的沖擊速度下，隨著試樣總寬度增加，峰值動載荷、起裂時間、損傷耗散能量隨之增加，裂紋穿過硬質材料的能力隨之減弱，裂紋傾向于繞過硬質材料沿著軟膠層擴展；當硬質材料長寬比和軟膠層厚度不變，在相同沖擊速度下，采用沖擊方向1 設計的試樣的峰值動載荷、起裂時間、損傷耗散能量大于其他沖擊方向，說明該沖擊方向試樣的動態(tài)斷裂韌性最強。