負泊松比蜂窩材料的動力學響應及能量吸收特性韓會龍;張新春;王鵬【摘要】針對傳統正方形蜂窩，通過用更小的雙向內凹結構胞元替代原蜂窩材料的結構節點，得到了一種具有負泊松比特性的節點層級蜂窩材料模型利用顯式動力有限元方法，研究了沖擊荷載作用下該負泊松比蜂窩結構的動力學響應及能量吸收特性.研究結果表明，除了沖擊速度和相對密度，負泊松比蜂窩材料的動力學性能亦取決于胞元微結構.與正方形蜂窩相比，該負泊松比層級蜂窩材料的動態承載能力和能量吸收能力明顯增強.在中低速沖擊下,試件表現為拉脹材料明顯的〃頸縮”現象，并展示出負泊松比材料獨特的平臺應力增強效應.基于能量吸收效率方法和一維沖擊波理論，給出了負泊松比蜂窩材料的密實應變和動態平臺應力的經驗公式，以預測該蜂窩材料的動態承載能力.本文的研究將為負泊松比多胞材料沖擊動力學性能的多目標優化設計提供新的設計思路.【期刊名稱】《爆炸與沖擊》【年(卷)，期】2019(039)001【總頁數】11頁(P44-54)【關鍵詞】多胞材料;負泊松比;平臺應力增強效應;能量吸收【作者】韓會龍漲新春;王鵬【作者單位】華北電力大學機械工程系河北保定071003;華北電力大學機械工程系，河北保定071003;華北電力大學機械工程系河北保定071003【正文語種】中文【中圖分類】O347;TB39與傳統多胞材料(正泊松比)不同，負泊松比(negativePoisson’sratio,NPR)多胞材料在單向拉伸作用下，會發生側向膨脹。這種獨特的拉脹現象使負泊松比多胞材料表現出更優異的力學性能，比如，良好的應力擴散效應，極低的體積模量，極高的剪切模量和能量吸收能力等［1］。拉脹多胞材料的出現為具有特殊力學屬性的材料和結構設計提供了一個全新的方向和途徑，具有強大的工程應用前景［2-3］。隨著對負泊松比多胞材料研究的進一步深入，不同微拓撲結構在不斷涌現。關于拉脹多胞材料的研究一直是材料學家和工程師們關注的前沿課題，尤其在強動載荷作用下，載荷的高頻成分將控制結構的動力響應，胞元微結構的改變對材料局部動態應力演化的影響更加顯著。因此，如何建立微結構與多胞材料動力學響應間的關系，也是負泊松比多胞材料力學性能研究的重要目標之一。負泊松比多胞材料已弓1起了學者們的廣泛關注［4-8］。Prall等［4］運用理論分析和實驗相結合的方法對六韌帶手性蜂窩結構的面內力學特性進行了研究；張新春等［5］采用數值方法討論了六韌帶手性蜂窩結構的沖擊動力學特性，得到了蜂窩材料的面內宏/微觀變形行為、密實應變、動態平臺應力和比能量吸收能力與胞元微結構參數間的關系；Scarpa等［6］運用理論分析和數值模擬相結合的方法分析了具有管狀拓撲結構的內凹六邊形蜂窩材料的力學性能；張偉等［7］設計出了一種具有負泊松比效應的汽車前縱梁吸能盒結構，研究表明該結構的等效彈性模量和平臺應力在面內加載過程中均能得到一定程度的增強；Qiao等［8］分別研究了均勻和功能梯度雙箭頭蜂窩材料的抗沖擊性能，并對這種負泊松比蜂窩材料應力增強效應的產生機理進行了解釋。以上研究成果主要集中于模型構建、準靜態力學性能的預測以及負泊松比變形特性的解釋，而對負泊松比多胞材料在沖擊載荷下的動態力學性能和能量吸收機理的研究剛剛展開［5,8-9］。在強動載荷作用下，微結構效應和慣性效應將主要影響多胞材料的宏觀動態響應特性。胞元微結構的改變引起拉脹多胞材料中豐富多彩的動力學演化特性還有待于進一步澄清。針對傳統正方形蜂窩，通過用更小的雙向內凹結構替代原蜂窩材料的結構節點，給出了一種負泊松比層級蜂窩結構(即星形節點周期性蜂窩結構)。本文中以負泊松比蜂窩結構為研究對象，利用顯式動力有限元方法對該負泊松比蜂窩的微結構效應、平臺應力增強效應和能量吸收特性進行了研究，以期建立胞元微結構與負泊松比多胞材料宏觀動力學性能間的關系。1模型構建與臨界沖擊速度1.1幾何模型對于傳統正方形蜂窩，如圖1(a)所示，通過用更小的雙向內凹結構胞元替代原蜂窩材料的結構節點，得到了一種負泊松比層級蜂窩結構(即星形節點周期性蜂窩結構，如圖1(b))，該結構可看作一種引入負泊松比層級結構的組合蜂窩材料，其具有層級蜂窩材料的各種優點。隨著金屬3D打印快速成型技術的日益成熟，負泊松比蜂窩材料的制備難度將大大減小，加工質量能夠得到控制。圖1(c)給出了負泊松比蜂窩代表性體積單元的結構示意圖。其中，Ls表示節點胞壁的長度，L表示連接蜂窩材料的韌帶長度的一半，t表示蜂窩材料的胞壁厚度，a表示內凹箭頭節點內夾角的一半，&表示內凹箭頭節點間夾角。對于負泊松比蜂窩結構，夾角a與B存在如下關系：B=2a-90°au(45°,90°］(1)根據多胞材料理論［3］，蜂窩材料的相對密度可由代表性體積單元的實體部分面積與其總橫斷面面積的比值給出。因此，負泊松比蜂窩結構的相對密度可由下式給出，即：(2)式中：As為負泊松比蜂窩結構代表性體積單元實體部分面積，Atotal為代表性體積單元總橫斷面面積。圖1負泊松比蜂窩結構的構造過程及其代表性體積單元Fig.1TheconstructiveprocessandrepresentativevolumeelementofhoneycombswithnegativePoisson’sratio(NPR)1.2有限元模型圖2給出了負泊松比蜂窩材料的計算模型示意圖。利用顯式動力學有限元方法并借助Abaqus/Explicit進行面內動力響應特性計算。基體材料為金屬鋁，假定為理想彈塑性模型，并服從Mises屈服準則；上、下剛性板視為剛體，采用R3D4單元進行離散，具體材料參數如表1所示。試件中各胞壁均采用S4R殼單元進行離散。為了保證收斂，沿胞壁厚度方向取5個積分點。對于計算中可能的接觸，將剛性板與試件間定義為面面自動接觸，摩擦系數為0.02［9］；試件內部各胞元間定義為通用接觸，且無摩擦。通用接觸為ABAQUS中的主要接觸形式之一，缺省設置為各單元面內自動接觸。當剛性板沿y方向沖擊蜂窩體時，試件的底端固定，左右兩側自由，邊界條件與文獻［9-12］完全相同。另外，為保證變形的平面應變狀態，試件中所有節點的面外位移均被限制。試件在x和y方向上分別有12和14個胞元。數值研究表明，在x和y方向內填充胞元數目超過10時，其動態響應趨于穩定［5］。作為對比，本文中也對傳統正方形蜂窩結構的面內沖擊動力學性能進行了研究，計算模型如圖2(a)所示。為了驗證有限元模型的可靠性，選取了Liu等［11］所建立的正方形蜂窩。正方形蜂窩的壁長為負泊松比蜂窩相鄰兩個代表性體積單元中心的距離，試件在x和y方向上分別有12和14個胞元。除此之外，基體材料屬性、邊界條件和網格劃分等均與負泊松比蜂窩材料模型完全相同。圖2蜂窩材料的計算模型示意圖Fig.2Illustrationofcalculatingmodelforhoneycombs表1基體材料與剛性板材料參數Table1Parametersofmatrixmaterialandrigidplatematerial材料p/（kg-m-3）E/GPavoy/MPa鋁2700690.376剛性板78002101.3臨界速度在沖擊載荷作用下，沖擊速度是影響多胞材料動力響應特性的一個非常重要指標。當沖擊速度超過陷波波速［13］（即第一臨界速度）時，局部變形帶開始形成。陷波波速為：Vcr1=c（8）d￡（3）式中"cr為應力達到第一次應力峰值時對應的名義應變（即初始應變），切線模量亦）為：⑷式中：。任）表示多胞材料線彈性階段的彈性模量，ps為基體材料的密度，Ap為多胞材料的相對密度。隨著沖擊速度的繼續增加，沖擊端局部變形更加明顯，局部變形帶以沖擊波的形式由沖擊端向固定端傳播。多胞材料變形表現出沖擊波特征時的沖擊波波速［13］,稱為第二臨界速度，可由下式給出：⑸式中：。0為多胞材料的準靜態平臺應力，eD為多胞材料的密實化應變（也稱為鎖定應變）。根據以上分析，多胞材料的動態響應依據沖擊速度可分為3個區域：區域1:v<Vcr1<Vcr2，多胞材料發生準靜態變形；區域2:Vcr1<v<Vcr2，多胞材料表現出局部化變形特征；⑶區域3:Vcr1<Vcr2<v，多胞材料的局部變形帶從沖擊端以沖擊波的形式向固定端傳播。本文中，對于壁厚t=0.3mm的負泊松比蜂窩結構甲=60。和Ls/L=1)，第一臨界速度Vcr1必17m/s,第二臨界速度Vcr2必90m/s。將沖擊速度介于區域1時稱為低速沖擊，將沖擊速度介于區域2時稱為中速沖擊，將沖擊速度介于區域3時稱為高速沖擊。2數值結果與討論2.1面內沖擊變形對于負泊松比蜂窩結構，取B=60°,Ls=L=2mm,t=0.3mm。而對于傳統正方形蜂窩，取胞壁長度為6.83mm，壁厚與負泊松比蜂窩完全相同。圖3給出了沖擊速度v=20m/s時蜂窩材料的名義應力應變曲線。其中，名義應變￡為試件壓縮位移與初始豎向高度的比值；名義應力。為剛性板壓縮反力與試件初始橫截面面積的比值。受到面內沖擊時，傳統蜂窩結構的面內沖擊過程(如圖3(a))可劃分為三個階段：線彈性區、平臺區和密實化區，與文獻［10-11］所述正泊松比蜂窩結構完全一致。與正泊松比蜂窩結構不同，負泊松比蜂窩材料的面內沖擊(如圖3(b))可進一步劃分為4個階段：線彈性區、平臺區、平臺應力增強區和密實化區。在線彈性區，負泊松比蜂窩的壓縮應力在極短的時間內急劇增大至初始應力峰值，而后逐漸減小并趨于穩定，此時所對應的壓縮應變為初始應變￡cr;進入平臺區，負泊松比蜂窩材料所承受的壓縮應力趨于穩定并圍繞某一固定值上下波動，同時發生大的壓縮應變，該階段為沖擊能量吸收的主要區域；在平臺區的后段，隨著壓縮應變的持續增大，壓縮應力不再保持穩定，而是隨著壓縮應變以一定斜率逐漸增大，稱為平臺應力增強區(如圖3(b))。平臺應力增強區開始的標志是壓縮應力單調增大且大小超過平臺應力，此時對應的壓縮應變用平臺應力增強應變sE表示；當所有的胞壁完全貼合在一起，達到壓縮密實時，這一階段稱為密實化區，密實化區開始的標志是應力應變曲線斜率突然增大并保持不變，此時對應的應變用密實應變sD表示。圖3面內沖擊載荷作用下蜂窩材料的名義應力應變曲線Fig.3Nominalstressstraincurvesofhoneycombsunderin-planecrushing為了探究造成上述兩種蜂窩沖擊響應特性差異的原因，圖4給出了沖擊速度v=20m/s時，傳統蜂窩和負泊松比蜂窩在s=0.6時的宏微觀變形模式，此時負泊松比蜂窩的面內沖擊過程處于平臺應力增強區。圖中顯見，對于正泊松比蜂窩材料(如圖4(a)),在中低速沖擊時，會發生壓縮-膨脹現象，在水平方向上胞元會向外擴散。因此在平臺區結束后，不會出現平臺應力增強區，而是隨著胞元胞壁的逐漸接觸，壓縮應力迅速升高而進入密實化區。而對于負泊松比蜂窩(如圖4(b))，會發生軸向壓縮-收縮現象，在達到密實化之前，負泊松比蜂窩結構中心位置的材料重新形成了多層非均勻的多胞結構，導致負泊松比蜂窩結構的等效彈性模量增大，進而產生平臺應力增強效應，主要表現在平臺應力增強區。綜上所述，造成負泊松比蜂窩和正方形蜂窩沖擊響應特性差異的主要原因是負泊松比蜂窩中雙向內凹層級結構的負泊松比效應。圖4蜂窩的宏微觀變形模式Fig.4Macroscopicandmicroscopicdeformationmodesofhoneycombs圖5~6分別給出了負泊松比蜂窩和正方形蜂窩在不同沖擊速度下的變形模式，其中名義應變為s=0.375。對于負泊松比蜂窩，在中低速沖擊時，結構發生內凹，呈現出負泊松比特性，在宏觀上表現為明顯的〃頸縮”現象；在高速沖擊時，由于慣性效應的影響，負泊松比蜂窩由沖擊端逐層壓縮直到密實，局部變形明顯，負泊松比效應減弱。而對于正方形蜂窩，在不同沖擊速度下均未出現負泊松比現象，其變形與文獻［11］類似。圖5不同沖擊速度下負泊松比蜂窩材料的宏觀變形模式Fig.5MacroscopicdeformationmodesofhoneycombswithNPRatdifferentimpactvelocities圖6不同沖擊速度下正方形蜂窩材料的宏觀變形模式Fig.6Macroscopicdeformationmodesofsquarehoneycombsatdifferentimpactvelocities2.2密實應變和平臺應力增強應變在沖擊載荷作用下，與沖擊能量吸收關系最大的是平臺應力oP和密實應變sDo多胞材料的密實應變理論上等于孔隙率［3］，即：gD=1-Ap(6)但研究表明［3,12］，多胞材料發生密實化現象時對應的應變略小于孔隙率，密實應變是多胞材料相對密度的函數，即：gD=1-AAp⑺式中：入為多胞材料的微結構影響參數［12］。對于蜂窩材料，Gibson等［3］建議取入=1.4。實踐中發現，密實應變eD是一個速度敏感型變量，在一定程度上還受到慣性等因素的影響。為避免了人為選擇的隨意性，目前廣泛采用能量吸收效率方法來確定多胞材料的密實應變［5,9］。基于能量吸收效率方法，密實應變eD可由下式確定，即：(8)定義在給定名義應變下多胞材料所吸收的能量與相應名義應力的比值n為：(9)然而，實際多胞材料的能量吸收效率曲線中有很多局部極大值，如圖7所示。在本文中的計算中，定義最后的極大值點(即能量效率曲線開始迅速下降的點)所對應的名義應變為鎖定應變點。圖7負泊松比蜂窩名義應力應變曲線與能量吸收效率曲線Fig.7NominalstressstraincurveandcorrespondingenergyabsorptionefficiencycurveofhoneycombwithNPR保持Ls/L=1和t=0.3mm不變，通過改變胞元內凹箭頭節點間夾角B，表2給出了負泊松比蜂窩結構在不同沖擊載荷下的密實應變。對于相同的相對密度，低速沖擊時，負泊松比蜂窩結構的密實應變大致等于其靜態密實應變，與沖擊速度關系不大；在高速沖擊時，慣性效應明顯，試件密實應變大致相同，接近于孔隙率，沖擊速度的影響較小。但對于中速沖擊時，密實應變將受到微結構慣性和沖擊速度影響。密實應變隨著相對密度的增大而逐漸減小，隨著沖擊速度的增大而相應增大。可見，在低速和高速沖擊時，相對密度是影響負泊松比蜂窩結構密實應變的重要指標；在中速沖擊時，密實應變同時受到相對密度和沖擊速度的影響。考慮到慣性效應和微結構效應的影響，給出基于分段函數形式的密實應變公式，即：(10)式中：eDH、eDT和eDD分別為低速、中速和高速沖擊時負泊松比蜂窩結構的動態密實應變，入DH、入DT和入DD分別為低速、中速和高速沖擊時的修正系數，kDH、kDT和kDD分別為相應的速度相關系數。kDH和kDD為常數，kDT為沖擊速度的函數，可由下式給出：kDT=a(1+bv)(11)式中：a和b為常數，v為沖擊速度。基于最小二乘擬合方法，本文中給出了不同沖擊速度下負泊松比蜂窩結構密實應變的經驗公式，即:(12)表2負泊松比蜂窩結構的密實應變Table2DensificationstrainsofhoneycombswithNPRv/(m?s-1)8DAp=0.13Ap=0.15Ap=0.19Ap=0.24Ap=0.3230.66610.64200.61750.55070.5151200.73900.71470.68910.64950.5584700.78670.75970.72960.68390.58381200.80800.78040.74450.70250.64542000.81490.79300.75560.71930.6513為了驗證上述密實應變經驗公式的有效性，在保持其他微結構參數不變的前提下而改變胞壁厚度，建立了不同相對密度的負泊松比蜂窩結構模型。基于有限元模擬和能量吸收效率方法，得到了不同相對密度負泊松比蜂窩結構在高速、中速和低速沖擊載荷下的密實應變，如圖8所示。圖中顯見，當相對密度低于0.32時，有限元模擬結果與經驗公式吻合較好，即在低速和高速沖擊時，負泊松比蜂窩結構的密實應變主要取決于相對密度；在中速沖擊時，負泊松比蜂窩結構的密實應變由相對密度和沖擊速度共同主導。研究表明，該經驗公式對于相對密度低于0.32的負泊松比蜂窩結構均適用。由于負泊松比內凹結構的引入，在中低速沖擊時負泊松比蜂窩結構的應力應變曲線在平臺區可進一步劃分為兩個階段，即平臺區和平臺應力增強區，兩個階段的臨界應變點定義為平臺應力增強應變亦。圖9給出了負泊松比蜂窩結構的平臺應力增強應變sE與密實應變sD之間的關系。圖中顯見，在中低速沖擊時，兩者之間呈現出線性關系，即sE=ksD。通過對有限元計算結果進行線性擬合，得到中速(v=20m/s)和低速(v=3m/s)沖擊時的比例系數k分別為0.79和0.58。研究表明，在沖擊速度相同的條件下，平臺應力增強應變與密實應變幾乎成正比；隨著沖擊速度的增大，比例系數相應增大。圖8負泊松比蜂窩結構的密實應變與沖擊速度間的關系Fig.8VariationofdesificationstrainwithimpactvelocityforhoneycombswithNPR圖9負泊松比蜂窩結構的平臺應力增強應變和密實應變關系曲線Fig.9VariationofplateaustressenhancementstrainwithdensificationstrainforhoneycombswithNPR2.3平臺應力對于負泊松比蜂窩結構，由于平臺應力增強區的存在，本文將平臺區和平臺應力增強區的平均應力作為平臺應力，即：(13)式中：￡cr為初始應變。在整個沖擊過程中，￡cr值很小，文中取8cr=0.02，以達到更高的計算精度°￡D為密實應變，由前文所述的能量吸收效率方法給出。圖10不同沖擊速度下負泊松比蜂窩和正方形蜂窩的平臺應力Fig.10PlateaustressesofhoneycombswithNPRand材料平臺應力的影響，在保證相對密度△p=0.15不變的前提下，基于式(13)，圖10給出了負泊松比蜂窩結構平=60。，Ls/L=1)在沖擊端平臺應力隨沖擊速度的變化規律。作為對比，圖中還給出了相同相對密度下正方形蜂窩材料的平臺應力。結果表明，負泊松比蜂窩和正方形蜂窩的平臺應力都隨沖擊速度的增加而增大，在中高速沖擊時，其平臺應力近似正比于沖擊速度的平方。當沖擊速度和相對密度一定時，負泊松比蜂窩結構的平臺應力明顯高于傳統正方形蜂窩材料，究其原因是由于負泊松比結構的引入，負泊松比蜂窩結構宏觀變形更加困難，而產生平臺應力增強效應。可見，由于負泊松比層級結構的引入，負泊松比蜂窩材料的動態承載能力明顯增強。只要沖擊速度足夠高，產生平面塑性波前，塑性沖擊波理論便可應用于多胞材料［12,14］。根據一維沖擊波理論，Qiu等［12］給出了不同微結構多胞材料的平臺應力與沖擊速度之間的函數關系式，即：(14)圖11不同微結構負泊松比蜂窩材料的平臺應力與沖擊速度間的關系Fig.11VariationofplateaustressesforhoneycombswithNPRatdifferentcellmicro-structureswithrespecttoimpactvelocities式中：A和B為擬合系數，取決于多胞材料的微結構；oy為基體材料的屈月服應力。基于式(14)和最小二乘擬合，給出了負泊松比蜂窩結構沖擊端平臺應力與沖擊速度和相對密度之間的關系，即：(15)在保持Ls/L=1和t=0.3mm不變條件下，通過改變胞元內凹箭頭節點間夾角B，得到了不同微結構負泊松比蜂窩材料模型。圖11給出了不同微結構下(即不同P)負泊松比蜂窩材料沖擊端平臺應力與沖擊速度間的關系。在給定沖擊速度下，隨著P的減小，相對密度的增加，沖擊端平臺應力明顯增加。作為對比，圖中還給出了經驗公式(式(15))的理論計算結果，用實線表示。從圖中可以看出，兩者吻合較好，從而也證明了式(15)的有效性。由圖11可以看出，相比于有限元計算結果，該經驗公式得到的平臺應力偏低。2.4能量吸收特性傳統多胞材料普遍存在沖擊峰值應力高和平臺應力波動大等缺點(如圖3(a)),因此在用作沖擊吸能構件時有很大的局限性。由于具有低強度、小應力波動、大壓縮應變和平臺應力增強等特點(如圖3(b)),負泊松比多胞材料用于沖擊吸能構件時具有更大的優勢［15］。在沖擊載荷作用下，如果忽略沖擊過程中熱能和聲能等能量的消耗，多胞材料吸收的能量主要轉化為2大部分，即蜂窩材料的內能和動能，將兩者之和定義為總能量［16］。在保證相對密度不變的條件下，圖12給出了不同沖擊速度和不同微結構(即B角)下負泊松比蜂窩材料的名義應力隨名義應變的變化曲線。圖中可以看出，在微結構相同的條件下，蜂窩材料的承載能力隨沖擊速度的增加而增大。在相同沖擊速度下(v=20m/s)，蜂窩材料的承載能力隨B角的增大而增大。圖12負泊松比蜂窩的名義應力應變關系Fig.12RelationbetweennominalstressandnominalstrainofhoneycombswithNPR圖13給出了相應負泊松比蜂窩材料的總吸收能量隨名義應變的變化曲線。研究結果表明，當胞元微結構和相對密度一定時，隨著沖擊速度的增大，試件的能量吸收能力明顯增強(如圖13(a))。當沖擊速度和相對密度一定時，試件的總吸收能量隨著B的增大而增大(如圖13(b))。綜上所述，通過改變胞元微結構和增大沖擊速度可以提升負泊松比蜂窩的能量吸收能力。圖13負泊松比蜂窩的能量吸收與名義應變關系Fig.13RelationbetweenenergyabsorptionandnominalstrainofhoneycombswithNPR為了進一步探究面內沖擊作用下負泊松比蜂窩結構的能量吸收分布情況，本文中定義內能分布系數散內能在總吸收能量中所占的比例)，即：(16)式中：EI為負泊松比蜂窩結構的內能；E為負泊松比蜂窩結構的總吸收能量。圖14給出了不同沖擊速度下內能分布系數①隨名義應變的變化關系。當相對密度不變時(如圖14(a)),沖擊速度對內能分布系數①的影響較大，隨著沖擊速度的增加，試件中的內能相應減小，由低速沖擊(v=3m/s)時的0.99逐漸減小到高速沖擊(v=200m/s)時的約0.45。當沖擊速度恒定時(v=20m/s),除了相對密度，內能分布系數①亦取決于胞元微結構(如圖14(b))。可見，當沖擊速度低于沖擊波速(即v<Vc⑵時［13］，在沖擊載荷作用下，以內能為主。隨著沖擊速度的增大，慣性效應增強，內能的分布比例相應減小。對于相同相對密度和沖擊速度條件下，內能分布系數①隨P角的增大有增加的趨勢，但變化不明顯。圖14負泊松比蜂窩的內能分布系數與名義應變關系Fig.14RelationbetweeninternalenergydistributioncoefficientandnominalstrainofhoneycombswithNPR3結論通過用更小的雙向內凹結構替代傳統正方形蜂窩的結構節點，得到了一種負泊松比蜂窩結構模型。基于顯式動力有限元方法，對該負泊松比蜂窩材料動力學響應和能量吸收特性進行了研究。得到如下結論。在面內沖擊載荷下，負泊松比蜂窩結構的沖擊過程可分為線彈性階段、平臺階段、平臺應力增強階段和密實化階段4個階段。在中低速沖擊時，負泊松比蜂窩結構表現出負泊松比材料在軸向壓縮時獨特的〃頸縮”現象，從而導致平臺應力增強效應。隨著沖擊速度的增加，慣性效應增強，負泊松比蜂窩結構的負泊松比特性減弱。在低速和高速沖擊時，相對密度是影響負泊松比蜂窩結構密實應變的重要指標；在中速沖擊時，負泊松比蜂窩的密實應變由胞元微結構和沖擊速度共同決定。基于能量吸收效率方法，給出了負泊松比蜂窩結構在不同沖擊速度下的密實應變經驗公式對于負泊松比蜂窩結構，平臺應力增強應變和密實應變成正比，比例系數隨著沖擊速度的增大而增大。⑶在給定沖擊速度下，由于負泊松比層級結構的引入，負泊松比蜂窩材料的動態承載能力明顯高于傳統正方形蜂窩。基于能量吸收效率方法和一維沖擊波理論，給出了負泊松比蜂窩結構沖擊端的平臺應力經驗公式，以預測負泊松比多胞材料的動態承載能力。理論計算結果與有限元結果吻合較好，從而證明了經驗公式的有效性。另外，還弓|入了內能分布系數，來衡量沖擊載荷下負泊松比蜂窩材料的能量吸收形式和能量分布情況。參考文獻：【相關文獻】PRAWOTOY.Seeingauxeticmaterialsfromthemechanicspointofview:AstructuralreviewonthenegativePoisson’sratio[J].ComputationalMaterialsScience,2012,58(6):140-153.DOI:10.1016/matsci.2012.02.012.余同希，邱信明.沖擊動力學[M].北京:清華大學出版社,2011:197-220.GIBSONLJ,ASHBYMF.Cellularsolids:Structureandproperties[M].Cambridge:CambridgeUniversityPress,1997:1-13.PRALLD,LAKESRS.PropertiesofachiralhoneycombwithaPoisson’sratioof-1[J].InternationalJournalofMechanicalSciences,1997,39(3):305-314.DOI:10.1016/S0020-7403(96)00025-2.張新春，祝曉燕，李娜.六韌帶手性蜂窩結構的動力學響應特性研究[J].振動與沖擊,2016,35(8):1-7.DOI:10.13465/ki.jvs.2016.08.001.ZHANGXinchun,ZHUXiaoyan,LINa.Astudyofthedynamicresponsecharacteristicsofhexagonalchiralhoneycombs[J].JournalofVibrationandShock,2016,35(8):1-7.DOI:10.13465/ki.jvs.2016.08.001.SCARPAF,SMITHCW,RUZZENEM,etal.Mechanicalpropertiesofauxetictubulartruss-likestructures[J].PhysicaStatusSolid,2008,245(3):584-590.DOI:10.1002/pssb.200777715.張偉，侯文彬湖平.新型負泊松比多孔吸能盒平臺區力學性能[J].復合材料學報,2015,32(2):534-541.DOI:10.13801/ki.fhclxb.20140616.003.ZHANGWei,HOUWenbin,HUPing.MechanicalpropertiesofnewnegativePoisson’sratiocrushboxwithcellularstructureinplateaustage[J].ActaMateriaeCompositaeSinica,2015,32(2):534-541.DOI:10.13801/ki.fhclxb.20140616.003.QIAOJX,CHENCQ.Impactresistanceofuniformandfunctionallygradedauxeticdoublearrowheadhoneycombs[J].InternationalJournalofImpactEngineering,2015,83(9):47-58.DOI:10.1016/j.ijimpeng.2015.04.005.ZHANGXC,ANLQ,DINGHM,etal.Theinfluenceofcellmicro-structureontheinplanedynamiccrushingofhoneycombswithnegativePoisson’sratio[J].JournalofSandwichStructuresandMaterials,2015,17(1):26-55.DOI:10.1177/1099636214554180.RUAND,LUG,WANGB,etal.In-planedynamiccrushingofhoneycombs:Afiniteelementstudy[J].InternationalJournalofImpactEngineering,2003,28(2):161-182.DOI:10.1016/S0734-743X(02)00056-8.LIU