劉英志，雷建銀，王志華

（太原理工大學(xué)機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院應(yīng)用力學(xué)研究所，山西 太原 030024）

自然界中的生物材料大多具有精致的、多層級(jí)的微觀結(jié)構(gòu)，表現(xiàn)出輕質(zhì)、高強(qiáng)、高韌、抗沖擊等優(yōu)異性能[1-3]。天然生物材料中單一組分的力學(xué)性能較差，但其特有的多尺度、多層級(jí)生物結(jié)構(gòu)使其具有優(yōu)異的力學(xué)性能[4-5]。因此，天然材料的微觀組織結(jié)構(gòu)對(duì)人工材料和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)有重要的啟示意義。

貝殼珍珠層[6-7]是由文石片碳酸鈣（質(zhì)量分?jǐn)?shù)約95%）及有機(jī)基質(zhì)（質(zhì)量分?jǐn)?shù)約5%）組成的一種復(fù)合結(jié)構(gòu)，通常存在于軟體動(dòng)物的最內(nèi)側(cè)[8]。盡管貝殼珍珠層大部分由脆性的文石片碳酸鈣組成，但其韌性為單獨(dú)文石片的3 000 多倍[9]，這種優(yōu)異的力學(xué)性能得益于貝殼珍珠層獨(dú)特的多尺度、多層級(jí)磚泥混合構(gòu)型。侯東芳等[10]研究了拉伸載荷作用下珍珠層中裂紋的萌生及擴(kuò)展，并探討了裂紋擴(kuò)展過(guò)程中的增韌機(jī)理，結(jié)果表明，珍珠層磚泥結(jié)構(gòu)間鑲嵌互補(bǔ)的片層排列延長(zhǎng)了裂紋的擴(kuò)展路徑，多種增韌機(jī)理間的協(xié)同作用導(dǎo)致貝殼珍珠層具有超常的韌性。Feng 等[11]利用掃描電鏡、透射電鏡和X 射線衍射技術(shù)對(duì)珍珠層晶體進(jìn)行了研究，從裂紋形貌上分析得出珍珠層磚泥結(jié)構(gòu)間的主要增韌機(jī)理為裂紋偏轉(zhuǎn)、纖維拔出及有機(jī)基質(zhì)橋接。

增材制造技術(shù)的快速發(fā)展為構(gòu)建具有復(fù)雜幾何結(jié)構(gòu)的模型提供了便利，諸多學(xué)者受貝殼珍珠層磚泥結(jié)構(gòu)的啟發(fā)，設(shè)計(jì)了各類仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)，并對(duì)其進(jìn)行了廣泛的研究。馬驍勇等[12]利用光固化3D打印技術(shù)制備了仿貝殼復(fù)合材料，采用有限元模擬和準(zhǔn)靜態(tài)拉伸實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法研究了磚塊長(zhǎng)寬比與材料彈性模量間的關(guān)系，并分析了整體的破壞模式，結(jié)果表明宏觀力學(xué)性能及破壞模式受材料微觀尺寸的調(diào)控。侯祥龍等[13]通過(guò)3D 打印技術(shù)制備了仿貝殼珍珠層復(fù)合結(jié)構(gòu)，結(jié)合準(zhǔn)靜態(tài)拉伸實(shí)驗(yàn)及掃描電鏡分析了不同裝配方式對(duì)其力學(xué)性能、斷裂及能量耗散機(jī)理的影響，結(jié)果表明磚泥結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度受裝配角度及裝配方式的影響。Gu 等[14]通過(guò)增材制造、落錘試驗(yàn)及有限元模擬研究了層級(jí)對(duì)海螺殼結(jié)構(gòu)的影響，結(jié)果表明二級(jí)層級(jí)結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能比一級(jí)結(jié)構(gòu)及純硬材料分別提高了70% 和85%。Wu 等[15]研究了3D 打印貝殼類復(fù)合材料的動(dòng)態(tài)三點(diǎn)彎力學(xué)性能，探究了沖擊速度、磚的長(zhǎng)寬比及粘接劑厚度對(duì)其動(dòng)態(tài)斷裂韌性的影響，結(jié)果表明改變材料的微觀結(jié)構(gòu)能夠改變裂紋的傳播路徑，增加粘接劑的厚度能夠提高斷裂韌性。

本研究基于天然貝殼珍珠層磚泥排列的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)構(gòu)建一類仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)模型，通過(guò)落錘沖擊試驗(yàn)驗(yàn)證有限元模型的準(zhǔn)確性，隨后利用有限元模擬研究堆疊層數(shù)、沖擊速度及錘頭類型對(duì)仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)能量吸收性能的影響。

1 幾何模型及材料參數(shù)

本研究構(gòu)建的仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)中，磚是尺寸為2 mm 的正方體胞元，泥的尺寸為0.2 mm，具體建模過(guò)程如圖1 所示。首先分別建立單層磚、泥的單胞模型，隨后將其組裝在一起，相鄰層之間均為對(duì)中排布，并且層與層間均由0.2 mm 的泥材料過(guò)渡，制成的堆疊層數(shù)為3 層及5 層的單胞模型如圖1(c)所示，其單胞尺寸分別為4.4 mm × 4.4 mm × 6.4 mm 及4.4 mm × 4.4 mm × 10.8 mm，將單胞模型沿面內(nèi)兩方向分別陣列23 次，四周各切掉0.6 mm 后得到仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)的整體模型，其平面尺寸為100 mm × 100 mm。為研究層數(shù)對(duì)磚泥結(jié)構(gòu)的影響，還建立了單層、雙層及4 層的結(jié)構(gòu)，其構(gòu)建方法與3 層及5 層仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)一致。

圖1 仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)構(gòu)建流程：(a) 單層磚、泥單胞模型，(b) 單層單胞裝配，(c) 3 層及5 層單胞模型，(d) 整體模型平面圖Fig. 1 Flowchart of construction of nacre-like brick and mortar structure: (a) unit model of single layer brick and mortar,(b) assembly of single layer brick and mortar, (c) unit models of three-layer and five-layer, (d) plane of the overall model

天然貝殼珍珠層結(jié)構(gòu)由材料性能差異較大的無(wú)機(jī)相碳酸鈣（磚材料）及有機(jī)基質(zhì)（泥材料）組成。在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，以彈性模量較大的VeroWhite Plus 材料替代無(wú)機(jī)相碳酸鈣，該類材料光固化后具有較大的承載能力；以可變形性較高的Tango Plus 材料替代有機(jī)基質(zhì)，該類材料光固化后有較好的可變形性。參照ASTM D412 分別構(gòu)建磚泥材料的標(biāo)準(zhǔn)件，使用Object Connex 260 型打印機(jī)對(duì)標(biāo)準(zhǔn)件進(jìn)行3D 打印，隨后采用萬(wàn)測(cè)試驗(yàn)機(jī)在室溫條件下對(duì)兩種基材的標(biāo)準(zhǔn)件進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)拉伸實(shí)驗(yàn)，應(yīng)變率為0.001 s-1，測(cè)得軟硬材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖2 所示?？梢钥闯觯簝煞N材料在準(zhǔn)靜態(tài)拉伸下均未表現(xiàn)出明顯的塑性變形和強(qiáng)化行為；硬材料的抗拉強(qiáng)度約為55 MPa，失效應(yīng)變?yōu)?.08；軟材料的抗拉強(qiáng)度約為1.8 MPa，失效應(yīng)變?yōu)?.95；兩次實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

圖2 準(zhǔn)靜態(tài)拉伸下軟硬材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線：(a) 硬材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線， (b) 軟材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig. 2 Stress-strain curves of stiff and soft phases under quasi-static tensile:(a) stress-strain curves of stiff phase, (b) stress-strain curves of soft phase

2 試驗(yàn)及有限元驗(yàn)證

2.1 試驗(yàn)試件及裝置

使用Object Connex 260 型打印機(jī)打印了堆疊層數(shù)為3 層的仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)，打印好的試件如圖3(a)所示。落錘沖擊試驗(yàn)裝置及原理如圖3(b)所示，試驗(yàn)中錘頭直徑選取10 mm，錘頭及支架總質(zhì)量為6 kg，試樣被兩塊蓋板夾持在中間，四周各夾持20 mm，蓋板上有一個(gè)1 mm 深的凹槽，試驗(yàn)過(guò)程中有效沖擊尺寸為60 mm × 60 mm，根據(jù)能量守恒原理，通過(guò)調(diào)節(jié)錘頭下落高度來(lái)控制錘頭的沖擊速度。

圖3 試件及落錘試驗(yàn)裝置照片：(a) 3 層仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)試件正視圖及側(cè)視圖，(b) 落錘沖擊試驗(yàn)裝置及原理示意圖Fig. 3 Figure of specimen and drop hammer test device: (a) the front view and side view of the three-layer nacre-like brick and mortar structure test piece, (b) drop hammer impact test device and its schematic diagram

2.2 仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)的有限元模型

采用有限元軟件LS-DYNA 對(duì)仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值模擬。硬質(zhì)材料的彈性模量較大，主要起承載作用，選用LS-DYNA 中的 MAT 89 （PLASTICITY-POLYMER）模擬硬質(zhì)材料，采用失效應(yīng)力控制其失效；軟質(zhì)材料的可變形性較好，選用MAT 269（BERGSTROM-BOYCE-RUBBER）模擬軟質(zhì)材料，采用失效應(yīng)變控制其失效；錘頭的剛度較大，可視為剛體，選用MAT 20（RIGID）模擬錘頭，具體的材料參數(shù)如表1、表2、表3 所示。在有限元模擬過(guò)程中，建立的模型尺寸為60 mm × 60 mm × 6.4 mm，四周采用固定約束限制其自由度。錘頭直徑為10 mm，質(zhì)量為6 kg，約束錘頭只在沖擊方向上運(yùn)動(dòng)。軟硬材料間采用TIEBREAK-SURFACE-TO-SURFACE 接觸，錘頭與軟硬材料之間設(shè)定為ERODING-SURFACE-TOSURFACE 接觸。

表1 磚類硬質(zhì)材料參數(shù)Table 1 Material parameters of brick

表2 泥類軟質(zhì)材料參數(shù)[14]Table 2 Material parameters of mortar[14]

表3 錘頭材料參數(shù)Table 3 Material parameters of hammer

2.3 試驗(yàn)結(jié)果及有限元模型驗(yàn)證

圖4(a)為3 m/s 沖擊速度下3 層仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)結(jié)果與不同網(wǎng)格尺寸下有限元模擬結(jié)果的對(duì)比。從圖4(a)中可以看出：在3 m/s 沖擊速度下，3 層仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)的載荷峰值約為1 kN，到達(dá)峰值的位移約為4.7 mm；不同網(wǎng)格尺寸下的有限元模擬結(jié)果曲線變化趨勢(shì)一致，但其載荷峰值隨著網(wǎng)格尺寸的增加而增大。這是由于在LS-DYNA 計(jì)算中，以單元?jiǎng)h除模擬破壞，較大的網(wǎng)格尺寸會(huì)導(dǎo)致其部分單元失效，但并未被刪除且能繼續(xù)承載，因而其載荷峰值會(huì)偏高。網(wǎng)格尺寸為0.25 及0.50 mm 的有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果均吻合較好，為節(jié)約計(jì)算成本，后面的有限元模擬均采用0.50 mm 的網(wǎng)格。圖4(b)為有限元模擬及試驗(yàn)后仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)的出口面損傷模式。從圖4(b)中可以看出，兩者的損傷模式均表現(xiàn)為一個(gè)約10 mm 的圓形穿透，模型較完整且未出現(xiàn)災(zāi)難性破壞。

圖4 試驗(yàn)結(jié)果與有限元模擬結(jié)果的對(duì)比：(a) 力-位移曲線，(b) 出口面損傷模式Fig. 4 Comparison of test result and finite element simulation results: (a) force-displacement curves,(b) damage pattern diagram of exit surface

3 結(jié)果與分析

3.1 堆疊層數(shù)的影響

為研究堆疊層數(shù)對(duì)仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)的影響，分別對(duì)1～5 層結(jié)構(gòu)在3 m/s 的沖擊速度下進(jìn)行了有限元模擬，得到的結(jié)果如圖5 所示。圖5(a)為力-位移曲線，從圖5(a)中可以看出，5 類結(jié)構(gòu)的曲線變化模式基本相同，均表現(xiàn)為隨著壓縮位移的增加，力先增大至峰值隨后降為零的變化過(guò)程，并且當(dāng)層數(shù)為3 層及以上時(shí)，在3 m/s 沖擊速度下其能達(dá)到的載荷峰值均為1 kN 左右，達(dá)到載荷峰值所需壓縮位移隨著層數(shù)的增加逐漸降低。圖5(b)為錘頭沖擊不同層數(shù)結(jié)構(gòu)后所獲得的速度-位移曲線。從圖5(b)中可以看出，5 條曲線的變化趨勢(shì)均為隨著壓縮位移的增加，速度由初始值逐漸下降，最終穩(wěn)定在一恒定值，并且隨著堆疊層數(shù)的增加，曲線下降時(shí)的斜率也變得越來(lái)越大，意味著層數(shù)越大，降至相同速度時(shí)所需的位移越小。

圖5 3 m/s 沖擊速度下不同堆疊層數(shù)仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)的有限元模擬結(jié)果：(a) 力-位移曲線，(b) 速度-位移曲線Fig. 5 Finite element simulation results of nacre-like brick-mortar structures with different stacked layers under the impact velocity of 3 m/s: (a) force-displacement curves, (b) velocity-displacement curves

能量吸收及比吸能是評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)吸能好壞的重要指標(biāo)。結(jié)構(gòu)總的能量吸收（EA）可由結(jié)構(gòu)的力-位移曲線在有效壓縮位移內(nèi)積分得到，即

式中：F為壓縮力，u為最大有效壓縮位移。

結(jié)構(gòu)的比吸能（ESA）定義為結(jié)構(gòu)在有效壓縮位移內(nèi)吸收的總能量與結(jié)構(gòu)總質(zhì)量的比值，即

式中：m為結(jié)構(gòu)的總質(zhì)量。

圖6 給出了5 類不同堆疊層數(shù)結(jié)構(gòu)的能量吸收曲線及比吸能。從圖6(a)所示的能量-位移曲線可以看出，5 類結(jié)構(gòu)的能量-位移曲線均表現(xiàn)為隨著壓縮位移的增加，能量逐漸增大至一定值后保持穩(wěn)定，并且隨著堆疊層數(shù)的增加，能量達(dá)到穩(wěn)定時(shí)的值也隨之增大。圖6(b)給出了5 類不同堆疊層數(shù)結(jié)構(gòu)的比吸能。從圖6(b)中可以看出，隨著堆疊層數(shù)的增加，比吸能表現(xiàn)出先增大后減小的變化趨勢(shì)，堆疊層數(shù)為3 層的仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)具有最大的比吸能值，經(jīng)計(jì)算，其值較比吸能最小的單層結(jié)構(gòu)提高10.8%，較5 層結(jié)構(gòu)提高9.9%。

圖6 5 類不同堆疊層數(shù)結(jié)構(gòu)的能量吸收曲線及比吸能：(a) 能量吸收曲線，(b) 比吸能Fig. 6 Energy absorption curves and specific energy absorption graphs of five types of stacked layer structures:(a) energy absorption curves, (b) specific energy absorption chart

圖7 給出了達(dá)到最大壓縮位移時(shí)刻5 類結(jié)構(gòu)的變形模式。從圖7 中可以看出：?jiǎn)螌咏Y(jié)構(gòu)的變形模式不同于另外4 種結(jié)構(gòu)，受到?jīng)_擊后單層模型產(chǎn)生較大的變形，由泥材料主導(dǎo)的變形能為其主要的能量耗散機(jī)制；另外4 種層數(shù)的結(jié)構(gòu)受到?jīng)_擊后，層與層間的交錯(cuò)排列能夠耗散部分能量；隨著堆疊層數(shù)的改變，結(jié)構(gòu)產(chǎn)生變形耗散的能量以及層與層間相互交錯(cuò)排列耗散能量的比值在不斷變化，3 層磚泥結(jié)構(gòu)的比吸能最大，可認(rèn)為其具有最佳的兩種能量耗散機(jī)制的組合。

圖7 5 類不同結(jié)構(gòu)最大壓縮位移時(shí)刻的變形：(a) 單層結(jié)構(gòu)，(b) 雙層結(jié)構(gòu)，(c) 3 層結(jié)構(gòu)，(d) 4 層結(jié)構(gòu)，(e) 5 層結(jié)構(gòu)Fig. 7 Deformation diagram at the time of maximum compression displacement of five types of structures: (a) single-layer structure,(b) two-layer structure, (c) three-layer structure, (d) four-layer structure, (e) five-layer structure

3.2 沖擊速度的影響

從3.1 節(jié)的研究中發(fā)現(xiàn)，堆疊層數(shù)為3 層的仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)具有最大的比吸能，并且其載荷峰值較4 層和5 層的結(jié)構(gòu)并無(wú)明顯下降。不同沖擊速度對(duì)3 層仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)的影響結(jié)果如圖8 所示。圖8(a)為不同沖擊速度下的力-位移曲線，可以看出，速度從1 m/s 提升至100 m/s 的過(guò)程中，曲線有4 種不同的變化趨勢(shì)：首先，在1 m/s 沖擊速度下，力-位移曲線表現(xiàn)為力先隨壓縮位移的增加增至峰值，隨后位移減小，力逐漸減小至零，說(shuō)明1 m/s 的沖擊速度不足以穿透模型，錘頭發(fā)生了反彈；3 m/s 及以上的沖擊速度下均無(wú)反向位移的出現(xiàn)，意味著模型均被穿透，說(shuō)明能使3 層仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)貫穿的臨界速度介于1～3 m/s 之間，3 m/s 沖擊速度下，力-位移曲線表現(xiàn)為力先隨壓縮位移的增加逐漸增大至峰值，隨后位移繼續(xù)增加而力逐漸降為零，力在上升至峰值的過(guò)程中并無(wú)明顯的下降段，而是以一種連續(xù)上升的方式增加至峰值；當(dāng)速度提升至10 m/s 時(shí)，力在上升至峰值的過(guò)程中有一個(gè)明顯的驟降，經(jīng)過(guò)驟降段后又逐漸增加至峰值，隨后降為零；20 m/s 下的曲線與10 m/s 時(shí)基本相同，只是驟降出現(xiàn)及達(dá)到載荷峰值時(shí)的位移略有不同；20～50 m/s 之間存在一個(gè)曲線趨勢(shì)的轉(zhuǎn)變；50 m/s 下的力-位移曲線表現(xiàn)為力先隨壓縮位移的增加增至峰值，下降一段后又增至第2 個(gè)小峰值，隨后出現(xiàn)驟降，經(jīng)過(guò)驟降后力還會(huì)出現(xiàn)第3 個(gè)峰值；100 m/s 時(shí)的曲線變化趨勢(shì)與50 m/s 時(shí)基本相同；整體看來(lái)，隨著沖擊速度的提升，力-位移曲線上力的峰值逐漸增大。圖8(b)所示的能量-位移曲線表明：除1 m/s 速度外，其他沖擊速度下的能量均隨著位移的增加逐漸增大，并且速度越高，能達(dá)到的最大能量值也越大；1 m/s 下能量先隨著壓縮位移的增加增至峰值，這是錘頭的動(dòng)能完全轉(zhuǎn)變?yōu)榻Y(jié)構(gòu)內(nèi)能及變形能的過(guò)程，至峰值后能量隨位移的減小先下降一段隨后保持為一個(gè)穩(wěn)定的值，這是結(jié)構(gòu)變形恢復(fù)時(shí)變形能轉(zhuǎn)化為錘頭動(dòng)能的過(guò)程。

圖8 不同沖擊速度下3 層仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)的有限元模擬結(jié)果：(a) 力-位移曲線，(b) 能量-位移曲線Fig. 8 Finite element simulation results of three-layer nacre-like brick and mortar structure under different impact velocities:(a) force-displacement curves, (b) energy absorption-displacement curves

3.3 錘頭的影響

此前的模擬及試驗(yàn)中均使用直徑為10 mm 的半球形錘頭，本節(jié)研究半球的直徑以及圓柱形錘頭對(duì)3 層仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)的影響，錘頭均設(shè)置為質(zhì)量6 kg、長(zhǎng)度20 mm，沖擊速度選取10 m/s，得到的結(jié)果如圖9 及圖10 所示。圖9(a)為3 種半球直徑下的力-位移曲線。可以看出，3 種直徑下的力-位移曲線整體變化趨勢(shì)基本相同，并且隨著半球直徑的增大，能達(dá)到的載荷峰值也隨之增加，這是由于隨著錘頭直徑的增大，錘頭與結(jié)構(gòu)間的接觸面積增大，相同時(shí)間內(nèi)有更多的單元承載。

圖9 3 類半球直徑下的有限元模擬結(jié)果：(a) 力-位移曲線，(b) 速度-位移曲線Fig. 9 Finite element simulation results under three hemispheric diameters:(a) force-displacement curves, (b) velocity-displacement curves

圖10 不同直徑圓柱形錘頭沖擊下的有限元模擬結(jié)果：(a) 力-位移曲線，(b) 速度-位移曲線Fig. 10 Finite element simulation results of cylindrical hammer with different diameters under impact:(a) force-displacement curves, (b) velocity-displacement curves

圖9(b)為3 種半球錘頭直徑下的速度-位移曲線?？梢钥闯觯? 類半球直徑下的曲線變化趨勢(shì)相同，均由10 m/s 的初始速度下降至一個(gè)值后保持恒定，并且隨著錘頭直徑的增大，穩(wěn)定時(shí)對(duì)應(yīng)的速度逐漸下降，到達(dá)穩(wěn)定值所需的位移逐漸增加。這是由于隨著錘頭直徑的增大，錘頭與結(jié)構(gòu)間更大的接觸面積導(dǎo)致有更多的單元發(fā)生變形，由錘頭的動(dòng)能轉(zhuǎn)變?yōu)榻Y(jié)構(gòu)內(nèi)能及變形能的值隨之增加。

圖10(a)為3 類直徑的圓柱形錘頭作用下的力-位移曲線?？梢钥闯觯弘S著圓柱形錘頭直徑的增大，力-位移曲線上載荷的峰值逐漸增大，并且曲線變形模式基本相同；與半球形錘頭作用下力-位移曲線的變形模式完全不同，錘頭接觸到模型后會(huì)產(chǎn)生一個(gè)小的峰值力，隨后出現(xiàn)一個(gè)較大的載荷峰值，經(jīng)過(guò)峰值后力隨壓縮位移的增加逐漸下降至零，這是由于圓柱形錘頭的接觸面積始終不發(fā)生變化，沖擊過(guò)程中剪力起主導(dǎo)作用，而半球形錘頭沖擊下，隨著接觸面積的逐漸增大，彎矩與剪力共同主導(dǎo)；相同直徑下，圓柱形錘頭沖擊下所能達(dá)到的載荷峰值高于半球形錘頭。圖10(b)為3 類不同直徑圓柱形錘頭作用下的速度-位移曲線?？梢钥闯?，3 條曲線的變化趨勢(shì)相同，曲線均由3 段構(gòu)成：第1 段的下降趨勢(shì)較平緩，在該階段錘頭接觸模型；第2 段錘頭與正下方區(qū)域內(nèi)的模型同速變形至錘頭恰好穿透模型；第3 段位移水平段，錘頭完全穿透模型后，保持穩(wěn)定速度下落。

圖11 為不同錘徑下兩類錘頭的比吸能對(duì)比。同類型錘頭下，隨著錘徑的增大，比吸能提高，并且半球形錘頭作用下比吸能的增加值大于圓柱形錘頭；相同錘徑下，隨著錘徑的增大，兩類錘頭比吸能的差值逐漸增大，20 mm 錘徑下，圓柱形錘頭的比吸能較半球形錘頭低33.4%。

圖11 不同錘徑下兩類錘頭作用的比吸能對(duì)比Fig. 11 Comparison of specific energy absorption of two kinds of hammer heads under different hammer diameters

4 結(jié) 論

受天然貝殼的優(yōu)異性能啟發(fā)，建立了仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)有限元模型，將有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，結(jié)果吻合較好，從而驗(yàn)證了模型的正確性與合理性。在此基礎(chǔ)上，研究了堆疊層數(shù)、沖擊速度及錘頭類型對(duì)仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)能量吸收性能的影響，主要結(jié)論如下。

(1) 對(duì)于5 種堆疊層數(shù)下的仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)，比吸能呈先增大后減小的變化趨勢(shì)，并且3 層仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)的比吸能最大，其值較比吸能最低的單層結(jié)構(gòu)提高了10.8%。仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)的能量吸收機(jī)制主要有兩種：一種為結(jié)構(gòu)變形所需的變形能；另一種為層與層間交錯(cuò)排列導(dǎo)致裂紋擴(kuò)展路徑增加，從而吸收更多的能量。

(2) 隨著沖擊速度的提高，仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)的載荷峰值及能量隨之增加，這是由變形模式改變導(dǎo)致的；3 層仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)在1～100 m/s 的沖擊速度下有4 種不同的力-位移曲線變化形式。

(3) 3 層仿貝殼磚泥結(jié)構(gòu)在較大直徑錘頭沖擊下，載荷峰值及能量吸收略有提高；相同錘徑下，圓柱形錘頭較半球形錘頭更容易穿透模型，經(jīng)計(jì)算，20 mm 錘徑下圓柱形錘頭的比吸能較半球形錘頭低33.4%。