基于超材料的动态压剪复合加载实验新技术

任清非; 张泳柔; 胡玲玲; 尹梓霁

doi:10.11883/bzycj-2024-0297

基于超材料的动态压剪复合加载实验新技术

doi: 10.11883/bzycj-2024-0297

中山大学航空航天学院，广东深圳 518107

基金项目: 国家自然科学基金（12172388）

详细信息

作者简介:
任清非（1999－　），女，博士研究生，renqf@mail2.sysu.edu.cn

通讯作者:
胡玲玲（1980－　），女，博士，教授，hulingl@mail.sysu.edu.cn

中图分类号: O347.1
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出版历程
- 收稿日期: 2024-08-19
- 修回日期: 2024-09-26
- 网络出版日期: 2024-09-30
- 刊出日期: 2024-10-30

A new experimental technique of dynamic compression-shear combined loading based on metamaterials

School of Aeronautics and Astronautics, Sun Yat-sen University, Shenzhen 518107, Guangdong, China

摘要

摘要: 材料或结构在动态压剪复合加载条件下的力学性能对于其工程应用具有重要影响。然而，现有的动态复合加载实验技术存在压缩波和剪切波难以同步施加到试件、实验设备昂贵等问题。本文中利用压扭超材料进行应力波转化，在一维分离式霍普金森压杆（split Hopkinson pressure bar，SHPB）上实现动态压剪同步复合加载。该实验技术具有荷载精准同步、剪压比可控、简单便捷、低成本等优点。针对当压扭超材料转化出来的扭转波幅值较大，透射杆惯性约束不足情况下出现的扭转信号三角波的问题进行详细讨论，并提出相应的解决方案。选用屈服应力各不相同的金属钛、304不锈钢和316L不锈钢等3种材料进行了实验测试，证实了动态压剪同步复合加载技术的有效性。借助有限元模型，深入分析压扭超材料的几何参数对其压扭系数及承载能力的影响，并结合实验结果讨论了该实验技术的适用范围，预测动态压剪同步复合加载技术能测试的材料强度可达约1 GPa，施加给试件的剪压比可达1.18。
- 动态压剪复合加载 /
- 压扭超材料 /
- 分离式霍普金森压杆 /
- 应力波转化
Abstract: The mechanical properties of materials or structures under dynamic compression-shear combined loading conditions significantly influence their engineering applications. However, existing experimental methodologies for dynamic combined loading confront challenges, such as the difficulty in synchronously applying compression and shear waves to test specimens, in addition to the high cost of experimental equipment. This study introduces a novel experimental technique that utilizes compression-torsion coupling metamaterials for the conversion of stress waves, enabling synchronous dynamic compression-shear combined loading on a one-dimensional Hopkinson pressure bar. This technique offers several advantages, including precise load synchronization, a controllable shear-compression ratio, simplicity, convenience, and low cost. A detailed discussion is presented on the issue of triangular torsion signals that arise when the amplitude of torsional waves converted from compression-torsion metamaterials reaches considerable levels, coupled with insufficient inertial confinement in the transmission bar of the split Hopkinson pressure bar system. Additionally, corresponding solutions to this issue are proposed. Experimental tests were conducted on three materials with distinct yield stresses: titanium, 304 stainless steel, and 316L stainless steel, validating the effectiveness of this experimental technique. Furthermore, leveraging finite element models, an in-depth analysis was conducted on the influence of the geometric parameters of the compression-torsion coupling metamaterials on their compression-torsion coefficients and load-bearing capacities. By integrating these findings with experimental results, the applicability of this experimental technique was discussed, predicting its capability to test materials with strengths up to approximately 1 GPa and to apply shear-compression ratios up to 1.18 to specimens, providing a reference for its application in a broader range of fields. This innovative integration of metamaterials with traditional experimental equipment opens up new avenues for realizing more complex dynamic loading experiments.
- dynamic compression-shear combined loading /
- compression-torsion metamaterials /
- split Hopkinson pression bar /
- conversion of stress waves

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随着人类航天事业的迅猛发展，大量的航天器被部署到太空，航天器废弃、相互碰撞解体等事件也产生了越来越多的空间碎片。这些空间碎片的速度极高（平均速度超过10 km/s），当撞击到航天器时将造成航天器的结构损伤、功能失效、甚至解体损毁等。因此，防护结构是航天器抵御空间碎片撞击，特别是抵御尺寸较小、无法被跟踪监测的空间碎片撞击的最重要屏障，在不增大结构尺寸和质量的前提下，提升结构对空间碎片的防护性能始终是一项具有重要应用价值的工作^[1]。

从Whipple结构开始，以提升结构防护性能为目标，已发展了多种类型的防护结构^[2]，如：改变缓冲屏结构、增强结构对空间碎片破碎效果的改进型Whipple结构^[3-6]；在缓冲屏与后墙之间填充轻质吸能结构、减弱碎片云对结构后墙损伤的填充式结构^[7-11]；增加结构中的防护层数，提高对碎片云破碎和阻挡作用的三层铝板结构^[12]；改变防护层常规平行布局方式、利用倾斜布置中间层来进一步分散碎片云撞击能量的N形结构^[13]等。

以探索改变后墙结构来提升防护性能为目的，Wen等^[14]初步验证了在后墙表面紧贴一层轻质材料来提供结构防护性能的可行性，Wen等^[15]初步研究了对后墙进行拆分来提高结构防护性能的可行性。为了进一步检验后墙拆分方式对提升结构防护性能的有效性，本文中设计典型的后墙拆分防护结构，通过开展数值模拟研究，探讨Whipple结构与后墙拆分结构防护性能的差异，分析铝球以不同速度撞击防护结构后墙的损伤情况，初步对比研究后墙拆分结构在不同撞击速度下的防护性能。针对典型撞击状态开展实验，对比后墙拆分形式不同的两种结构的防护性能，并与相同面密度的Whipple结构的防护性能进行对比，同时通过实验对比验证数值模拟的有效性，进一步验证后墙拆分结构的防护性能。

1. 防护结构形式

选择典型的Whipple结构作为基准，其缓冲屏、后墙、观察屏厚度分别为2、3和1 mm，相邻两块铝板间距分别为100和50 mm，如图1(a)所示。在此基础上将后墙拆分为两块铝板叠加的结构，共获得两种后墙拆分(separated rear wall)防护结构，分别编号为SRW1和SRW2，如图1(b)和1(c)所示。其中SRW1后墙第1层板厚1 mm，第2层板厚2 mm；SRW2后墙第1层板厚2 mm，第2层厚1 mm。3种防护结构的具体尺寸如表1所示，防护结构的材料均选用2A12铝。

图 1 3种防护结构示意图

Figure 1. Sketches for three kinds of shield structures

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表 1 3种防护结构尺寸参数

Table 1. The sizes of three kinds of shields

防护结构	缓冲屏与后墙间距/mm	缓冲屏厚度/mm	后墙结构
Whipple	100	2	厚度3 mm铝板
SRW1	100	2	第1层为厚度1 mm的铝板，第2层为厚度2 mm的铝板
SRW2	100	2	第1层为厚度2 mm的铝板，第2层为厚度1 mm的铝板

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2. 后墙防护性能数值模拟

研究防护结构在较高动能弹丸撞击下的性能优劣时，为了更贴近空间碎片实际撞击情况，采用直径6.0 mm的2A12铝球作为弹丸，分别以5.0、6.0、7.0和8.3 km/s的典型速度撞击这3种防护结构。采用Autodyn软件开展了铝球撞击两种防护结构（Whipple结构和SRW1结构）的数值模拟，模型为1/2对称二维模型，其中对弹丸和缓冲屏采用光滑粒子流体动力学(smoothed particle hydrodynamics, SPH)方法建模（粒子尺寸为0.05 mm），对后墙采用Lagrange建模（网格尺寸为0.1 mm）。弹丸、缓冲屏和后墙材料的状态方程均采用Autodyn数据库中2A12铝对应的Tillotson状态方程，强度模型采用Johnson-Cook强度模型，失效模式采用Grady层裂模型以表征材料的层裂现象。

Tillotsen状态方程是将p-v平面分成4个区域，每个区域对应的方程形式如下。

令 $\eta = \dfrac{\rho }{{{\rho _0}}}$ ， $\mu = \eta - 1$ ， ${\omega _0} = 1 + \dfrac{e}{{{e_0}{\eta ^2}}}$ ，则区域1（ $\mu \text{≥} 0$ ）：

${p_1} = \left( {a + \frac{b}{{{\omega _0}}}} \right)\eta {\rho _0}e + A\mu + B{\mu ^2}$

(1)

区域2（ $\mu \text{＜} 0,\;e\text{＜}{e}_{\rm{s}}$ ）：

${p_2} = \left( {a + \frac{b}{{{\omega _0}}}} \right)\eta {\rho _0}e + A\mu$

(2)

区域3（ $\mu \text{＜} 0,\;{e}_{\rm s}\text{＜}e\text{＜}e'_{\rm s}$ ，其中 $e'_s = {e_{\rm s}} + k{e_{\rm v}}$ ）：

${p_3} = {p_2} + \frac{{({p_4} - {p_2})(e - {e_{\rm{s}}})}}{{e'_{\rm{s}} - {e_{\rm{s}}}}}$

(3)

区域4（ $\mu \text{＜}0,\;e\text{≥} e'_{\rm s}$ ）：

${p_4} = a\eta {\rho _0}e + \left( {\frac{{b\eta {\rho _0}e}}{{{\omega _0}}} + A\mu {\rm{ }}\;{{\rm{e}}^{\beta \left( {1 - \tfrac{1}{\eta }} \right)}}} \right){{\rm{e}}^{ - \alpha {{\left( {1 - \tfrac{1}{\eta }} \right)}^2}}}$

(4)

式中： $\rho$ 为材料密度， ${\rho _0}$ 为材料初始密度，A、B、a、b、α、β、k均为模型系数， ${e_0}$ 为材料初始内能， ${e_{\rm{s}}}$ 为升华能， ${e_{\rm{v}}}$ 为汽化能， $e'_{\rm{s}}$ 为材料完全气化所需能量。本文中材料初始密度 ${\rho _0}$ =2.713×10³ kg/m³，A=75 GPa，B=65 GPa，a=0.5，b=1.63，α=5，β=5, e₀=5 kJ/g，e_s=3 kJ/g， $e_{\rm{s}}^{'}$ =15 kJ/g。

对于Johnson-Cook强度模型，动态屈服强度计算公式为：

$Y = ({Y_0} + {\beta _1}\varepsilon _{\rm{p}}^n)\left[ {1 + C\ln \left( {\dot \varepsilon /{{\rm{s}}^{{\rm{ - 1}}}}} \right)} \right](1 - {T^*}^m)$

(5)

动态剪切模量计算公式为：

$G = {G_0}(1 + {a_{\rm{prime}}}p)(1 - {T^*}^m)$

(6)

式中：Y和G分别为动态屈服强度和动态剪切模量， ${Y_0}$ 为初始屈服强度， ${\beta _1}$ 为塑性硬化系数， ${\varepsilon _{\rm{p}}}$ 为等效塑性应变，n为塑性硬化指数，C为应变率系数， $\dot \varepsilon$ 为材料等效应变率； ${T^*} = \dfrac{{T - {T_{\rm{room}}}}}{{T_{\rm{melt}}} - {T_{\rm{room}}}}$ ， ${T_{{\rm{melt}}}}$ 为熔化温度， ${T_{{\rm{room}}}}$ 为参考温度； ${G_0}$ 为初始剪切模量， ${a_{{\rm{prime}}}}$ 为压力硬化系数。本文中初始剪切模量 ${G_0}$ =27.6 GPa，初始屈服强度 ${Y_0}$ =265 MPa，塑性硬化系数 $\ {\beta _1}$ =426 MPa，塑性硬化指数n=0.34，应变率系数C=0.015。

Grady层裂失效模型表达式为：

$S = \sqrt {2\rho {c^2_1}} Y{\varepsilon _{\rm{c}}}$

(7)

式中：S为临界层裂应力，c₁为材料声速； ${\varepsilon _{\rm{c}}}$ 为临界应变，本文中 ${\varepsilon _{\rm{c}}}$ =0.15。

Whipple结构和SRW1结构在直径6.0 mm的弹丸以4种速度撞击下后墙损伤情况的模拟结果见图2～3，图2中浅蓝色线条表示Whipple结构中厚度为3 mm的后墙铝板，图3中浅蓝色线条表示SRW1结构中厚度为1 mm的后墙前板，红色线条表示SRW1结构中厚度为2 mm的后墙后板。图2～3所示模拟时刻均为撞击后40 µs。

图 2 Whipple结构后墙在直径6.0 mm的弹丸以不同速度撞击后40 µs的损伤

Figure 2. Damage in the rear wall of the Whipple shield at 40 µs after it was impacted by a 6.0-mm-diameter aluminum projectile at different impact velocities

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图 3 SRW1结构后墙在直径6.0 mm的弹丸以不同速度撞击后40 µs的损伤

Figure 3. Damage in the rear wall of the SRW1 shield at 40 µs after it was impacted by a 6.0-mm-diameter aluminum projectile at different impact velocities

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从图2～3可以看出，在相同撞击速度下，SRW1结构后墙的损伤明显轻于Whipple结构后墙的损伤。例如：在5.0 km/s时，Whipple结构后墙撞击中心区域出现明显层裂或剥落（直径约16 mm）以及较大尺寸的穿孔（直径约3 mm），而SRW1结构后墙仅在撞击中心区域出现小尺寸剥落（直径约9 mm）和临界穿孔；在6.0 km/s时，Whipple结构后墙出现较大尺寸层裂或剥落（直径约30 mm），而SRW1结构后墙未出现穿孔和剥落损伤，仅在撞击中心区域出现变形和鼓包；在7.0 km/s时，Whipple结构后墙同样出现了较大尺寸的层裂和剥落（直径约38 mm），而SRW1结构后墙未出现穿孔和剥落损伤，同样仅在撞击中心区域出现变形和鼓包；在8.3 km/s时，Whipple结构的后墙背面在撞击中心区域出现剥落损伤，损伤区域直径范围为15～19 mm（数值模型为1/2对称模型，则全尺寸数值模型对应的损伤区域直径为30～38 mm），而SRW1结构后墙撞击中心区域出现较明显变形鼓包，但未出现穿孔或剥落损伤。

从模拟结果可看出，在5.0～8.3 km/s撞击速度范围内，SRW1结构后墙的损伤均轻于Whipple结构后墙的损伤，且随着撞击速度的增高，这种差别具有增大的趋势。上述模拟结果表明，后墙拆分能够降低防护结构后墙的损伤，具有在不改变结构尺寸和质量的基础上进一步提升结构防护性能的优势，而且这种优势具有随着撞击速度的增高而增大的趋势。

3. 后墙防护性能实验验证

为了验证数值模拟方法与结果的正确性，同时进一步研究后墙拆分方式对结构防护性能的影响，针对3种面密度相同的防护结构开展了超高速撞击实验，实验在超高速弹道靶^[16]上开展，见图4。

图 4 超高速弹道靶

Figure 4. Hypervelocity ballistic range

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参照图1所示的防护结构，组装得到3种防护结构，如图5所示。

图 5 3种防护结构实物照片

Figure 5. Photos for three kinds of shield structures

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选择典型数值模拟状态作为实验工况开展对比研究，实验弹丸为直径6.0 mm的2A12铝球，铝球以约8.3 km/s的速度分别撞击这3种防护结构，实验后3种结构的后墙损伤情况如图6～8^[14]所示。

图 6 Whipple结构在直径6.0 mm的铝球以8.31 km/s的速度撞击下的损伤情况^[14]

Figure 6. The damage of the Whipple shield impacted by the 6.0-mm-diameter aluminum projectile with the initial impact velocity of 8.31 km/s^[14]

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图 7 SRW1结构在直径6.0 mm的铝球以8.25 km/s的速度撞击下的损伤情况^[14]

Figure 7. The damage of the SRW1 shield impacted by the 6.0-mm-diameter aluminum projectile with the initial impact velocity of 8.25 km/s^[14]

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图 8 SRW2结构在直径6.0 mm的铝球以8.41 km/s的速度撞击下的损伤情况^[14]

Figure 8. The damage of the SRW2 shield impacted by the 6.0-mm-diameter aluminum projectile with the initial impact velocity of 8.41 km/s^[14]

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从图6～8可以看出，在相近的撞击参数下，3种结构后墙正面均出现大面积的撞击痕迹，背面均出现明显鼓包变形，但未被击穿。其中Whipple后墙背面出现较大尺寸的剥落损伤，剥落区域直径约为35 mm；SRW1结构后墙中的两层板均未出现剥落损伤；SRW2结构后墙中的第1层板剥落损伤，但第2层板出现较小尺寸的剥落损伤，剥落区域尺寸明显小于Whipple结构的，仅约为9 mm。此外，在Whipple结构观察屏正面还可看到后墙剥落碎片撞击形成的凹坑，在背面可看到剥落碎片撞击形成的鼓包，而SRW2结构观察屏上未发现明显的撞击损伤痕迹。具体损伤结果见表2。

表 2 实验中3种防护结构损伤情况

Table 2. The damage of three kinds of shields in tests

防护结构	弹丸直径/mm	撞击速度/(km·s⁻¹)	缓冲屏损伤	后墙损伤	观察屏损伤
Whipple	6.0	8.31	穿孔	约 $\varnothing$ 35 mm剥落	撞击痕迹、鼓包
SRW1	6.0	8.25	穿孔	第1层：鼓包、无剥落	无痕迹
SRW1	6.0	8.25	穿孔	第2层：鼓包、无剥落	无痕迹
SRW2	6.0	8.41	穿孔	第1层：鼓包、无剥落	无痕迹
SRW2	6.0	8.41	穿孔	第2层：约 $\varnothing$ 9 mm剥落	无痕迹

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通过对比3种结构后墙的损伤情况，可以看出其中损伤最严重的是Whipple结构，其次是SRW2结构，最后是SRW1结构。因此可以进一步判断，在上述实验状态下，SRW1结构防护性能最佳，SRW2结构防护性能次之，Whipple结构防护性能最差。

同时对模拟结果进行验证研究，模拟和实验得到在8.3 km/s速度撞击下，Whipple结构后墙的损伤区域直径分别为30～38 mm和35 mm，而SRW1结构后墙均表现为鼓包，无明显剥落现象，如图9所示。基于此可得出结论，实验验证结果与初步模拟结果具有较高的一致性，这进一步证明了后墙拆分结构防护性能更佳，同时验证了数值模拟方法的准确性，可通过该数值方法进一步对后墙拆分防护结构的性能进行模拟研究。

图 9 两种结构后墙损伤情况的实验与模拟结果对比

Figure 9. Comparison of the damage of the rear Walls in two kinds of shield between experiment and simulation

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通过拆分后墙能够提升结构防护性能的主要原因，可能在于后墙拆分后，组成后墙的两层铝板之间存在分离界面，界面将导致碎片撞击后墙产生的冲击波在界面位置出现反射效应（这点可从图5(b)和图5(c)中组成后墙的两层铝板在实验后出现明显分离界面看出），反射效应的出现将在一定程度上造成冲击波能量的衰减，从而降低了后墙的损伤。

此外，值得一提的是，针对后墙由两层铝板组成的拆分结构，在碎片撞击后墙过程中，由于第2层铝板对第1层铝板的保护作用，第1层铝板的损伤程度较低。因此，在以防护结构后墙穿孔为失效判据的一些特殊场合，这种后墙拆分结构将具有更高的应用价值。

4. 结束语

利用超高速撞击实验和数值模拟，对比研究了后墙拆分结构的防护性能。研究结果表明，通过拆分防护结构后墙、在后墙中形成分离界面的方式，能够在不改变结构尺寸、质量的基础上实现对结构防护性能的有效提升，且随着撞击速度的增高，这种提升效果有增大的趋势。

后墙拆分结构相较传统Whipple防护结构具有更优的防护性能，初步分析原因在于：拆分结构相较完整铝板，其内部增添了新的自由界面，而碎片云撞击后墙产生的冲击波在后墙内传播，完整铝板内冲击波经背面反射产生的拉伸稀疏波和冲击波的共同作用将导致背部出现层裂甚至剥落，而拆分结构内部新的自由面将对冲击波进行反射，进而消耗冲击波的能量，最终导致传递到第2层板的冲击波强度减小，使得拆分结构背部破坏程度降低。当弹丸以较低速度撞击防护结构时，缓冲屏对弹丸破碎程度较低，碎片云头部仍有较大块碎片，对后墙的损伤模式主要表现为侵彻损伤。随着撞击速度的增高，弹丸撞击缓冲屏后的破碎程度增大，碎片云中都是尺寸较细小的碎片，碎片撞击后墙引起的主要损伤模式将由侵彻损伤变为冲击损伤，冲击波的传播将是后墙破坏的最主要原因，而分离界面的存在能够衰减冲击能量在后墙中的传播，这也导致了在更高的撞击速度下，后墙拆分结构防护性能更佳。

为了更加全面地评估这种后墙拆分结构的防护性能，后续还将进行更多状态的实验和计算，以获得这种拆分结构的弹道极限曲线。

图 1 结合压扭超材料和一维SHPB实现的动态压缩-扭转加载技术^[32]

Figure 1. Dynamic compression-torsion loading technique achieved by combining the compression-torsion metamaterials and one-dimensional split Hopkinson pressure bar^[32]

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图 2 压扭超材料的几何参数约束

Figure 2. Geometric parameter constraints of the compression-torsion metamaterials

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图 3 压扭超材料的准静态有限元模型示例

Figure 3. Example of the quasi-static finite element model of the compression-torsion metamaterial

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图 4 准静态有限元计算结果分析示例

Figure 4. Examples of quasi-static finite element calculation results analysis

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图 5 承载能力和压扭系数与斜杆数量关系曲线

Figure 5. Relation of bearing capacity and compression-torsion coefficient with respect to the number of inclined rods

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图 6 承载能力和压扭系数与斜杆倾斜角度关系

Figure 6. Relation of bearing capacity and compression-torsion coefficient with the tilt angle of inclined rods

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图 7 承载能力和压扭系数与斜杆直径关系

Figure 7. Relation of bearing capacity and compression-torsion coefficient with respect to the diameter of inclined rods

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图 8 承载能力和压扭系数与斜杆长度关系

Figure 8. Relation of bearing capacity and compression-torsion coefficient with respect to the length of inclined rods

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图 9 不同斜杆倾斜角度下压扭系数与斜杆长度关系（d=2 mm）

Figure 9. Relationship curves between the compression-torsion coefficient and the length of inclined rods under different tilt angles of inclined rods (d=2 mm)

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图 10 压扭超材料和SHPB有限元模型示例

Figure 10. Example of the finite element model of compression-torsion metamaterial and SHPB

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图 11 Ti6Al4V钛合金的准静态拉伸实验曲线及其拟合曲线

Figure 11. Quasi-static tensile experiment curve and its fitting curve of Ti6Al4V titanium alloy

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图 12 SHPB系统的有限元模拟与实验结果对比（D=20 mm）

Figure 12. Comparison between FEM and experimental results in SHPB system (D=20 mm)

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图 13 不同斜杆直径和透射杆直径的SHPB系统有限元分析结果

Figure 13. FEM results of SHPB systems with different diameters of inclined rods and different diameters of transmission bars

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图 14 SHPB系统的有限元模拟与实验结果对比（D=50 mm）

Figure 14. Comparison between FEM and experimental results in SHPB system (D=50 mm)

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图 15 分离式Hopkinson压杆实验系统

Figure 15. Split Hopkinson pressure bar system

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图 16 动态压缩-扭转实验下弹性应变范围内（压缩应变0.002 8）薄壁圆筒钛试件的DIC压缩应变云图和剪切应变云图

Figure 16. Cloud maps of compression strain and shear strain obtained from DIC for a thin-walled cylinder titanium specimen in elastic strain range (compression strain 0.002 8) under dynamic compression-torsion experiments

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图 17 动态压缩-扭转实验下塑性应变范围内（压缩应变0.004 9）薄壁圆筒钛试件的DIC压缩应变和剪切应变云图

Figure 17. Cloud maps of compression strain and shear strain obtained from DIC for a thin-walled cylinder titanium specimen in plastic strain range (compression strain 0.004 9) under dynamic compression-torsion experiments

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图 18 钛动态压缩-扭转实验的应变率-应变曲线

Figure 18. Strain rate-strain curves of titanium under dynamic compression-torsion experiments

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图 19 钛动态压缩-扭转实验的应力-应变曲线

Figure 19. Stress-strain curves of titanium under dynamic compression-torsion experiments

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图 20 准静态条件下304不锈钢的压缩应力-应变曲线

Figure 20. Compressive stress-strain curves of 304 stainless steel under quasi-static conditions

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图 21 304不锈钢动态压缩-扭转实验的应力-应变曲线

Figure 21. Stress-strain curves of 304 stainless steel under dynamic compression-torsion experiments

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图 22 316L不锈钢动态压缩-扭转实验的应力-应变曲线

Figure 22. Stress-strain curves of 316L stainless steel under dynamic compression-torsion experiments

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图 23 压扭超材料能提供的扭矩和轴向载荷范围

Figure 23. Range of torque and axial loads that compression-torsion metamaterials can provide

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图 24 基于压扭超材料的动态复合加载技术应用范围

Figure 24. Application range of the dynamic combined loading technique based on the compression-torsion metamaterials

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表 1 有限元模型采用的材料参数

Table 1. Material parameters used in the finite element model

材料	密度/ (g∙cm⁻³)	弹性模量/ GPa	屈服应力/ MPa	泊松比
7075铝合金	2.85	71		0.33
Ti6Al4V钛合金	4.40	120	910	0.33

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表 2 钛的动态压缩-扭转实验结果

Table 2. Dynamic compression-torsion experiment results of titanium

试件编号	$\theta$ /(°)	${\sigma }_{\mathrm{s}}$ /MPa	${\tau }_{\mathrm{s}}$ /MPa	${\sigma }_{\mathrm{y}}$ /MPa
1	70	453.58	117.01	496.80
2	70	429.49	126.49	482.15
3	60	374.31	174.72	481.34
4	60	382.43	180.40	493.84
5	50	346.23	198.34	487.74

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表 3 304不锈钢的动态压缩-扭转实验结果

Table 3. Dynamic compression-torsion experiment results of 304 stainless steel

试件编号	$\theta$ /(°)	${\sigma }_{\mathrm{s}}$ /MPa	${\tau }_{\mathrm{s}}$ /MPa	${\sigma }_{\mathrm{y}}$ /MPa
1	70	350.08	125.87	412.42
2	60	305.43	160.12	412.56

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表 4 316L不锈钢的动态压缩-扭转实验结果

Table 4. Dynamic compression-torsion experiment results of 316L stainless steel

试件编号	$\theta$ /(°)	${\sigma }_{\mathrm{s}}$ /MPa	${\tau }_{\mathrm{s}}$ /MPa	${\sigma }_{\mathrm{y}}$ /MPa
1	70	471.19	172.86	558.27
2	60	440.02	221.21	583.45
3	50	402.85	237.92	576.28

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参考文献(35)

[1]	胡时胜, 王礼立, 宋力, 等. Hopkinson压杆技术在中国的发展回顾 [J]. 爆炸与冲击, 2014, 34(6): 641–657. DOI: 10.11883/1001-1455(2014)06-0641-17. HU S S, WANG L L, SONG L, et al. Review of the development of Hopkinson pressure bar technique in China [J]. Explosion and Shock Waves, 2014, 34(6): 641–657. DOI: 10.11883/1001-1455(2014)06-0641-17.
[2]	SILVA C M A, ROSA P A R, MARTINS P A F. An innovative electromagnetic compressive split Hopkinson bar [J]. International Journal of Mechanics and Materials in Design, 2009, 5: 281–288. DOI: 10.1007/s10999-009-9101-y.
[3]	谢若泽, 卢子兴, 田常津, 等. 聚氨酯泡沫塑料动态剪切力学行为的研究 [J]. 爆炸与冲击, 1999, 19(4): 315–321. XIE R Z, LU Z X, TIAN C J, et al. Studies of dynamic shear mechanical properties of PUR foamed plastics [J]. Explosion and Shock Waves, 1999, 19(4): 315–321.
[4]	DUFFY J, CAMPBELL J D, HAWLEY R H. On the use of a torsional split Hopkinson bar to study rate effects in 1100-0 aluminum [J]. 1971, 38(1): 83–91. DOI: 10.1115/1.3408771.
[5]	CAMPBELL J D, DOWLING A R. The behaviour of materials subjected to dynamic incremental shear loading [J]. Journal of the Mechanics and Physics of Solids, 1970, 18(1): 43–63. DOI: 10.1016/0022-5096(70)90013-X.
[6]	BAKER W E, YEW C H. Strain-rate effects in the propagation of torsional plastic waves [J]. 1966, 33(4): 917–923. DOI: 10.1115/1.3625202.
[7]	ELIBOL C, WAGNER M F X. Strain rate effects on the localization of the stress-induced martensitic transformation in pseudoelastic NiTi under uniaxial tension, compression and compression-shear [J]. Materials Science and Engineering: A, 2015, 643: 194–202. DOI: 10.1016/j.msea.2015.07.039.
[8]	秦彩芳, 许泽建, 窦旺, 等. 金属材料在复杂应力状态下的塑性流动特性及本构模型 [J]. 爆炸与冲击, 2022, 42(9): 091404. DOI: 10.11883/bzycj-2021-0308. QIN C F, XU Z J, DOU W, et al. Plastic flow properties and constitutive model of metallic materials under complex stress states [J]. Explosion and Shock Waves, 2022, 42(9): 091404. DOI: 10.11883/bzycj-2021-0308.
[9]	姚国文, 刘占芳, 黄培彦. 压剪复合冲击下氧化铝陶瓷的剪切响应实验研究 [J]. 爆炸与冲击, 2005, 25(2): 119–124. DOI: 10.11883/1001-1455(2005)02-0119-06. YAO G W, LIU Z F, HUANG P Y. Experimental study on shear response of alumina under combined compression and shear loading [J]. Explosion And Shock Waves, 2005, 25(2): 119–124. DOI: 10.11883/1001-1455(2005)02-0119-06.
[10]	LEWIS J L, GOLDSMITH W. A biaxial split Hopkinson bar for simultaneous torsion and compression [J]. Review of Scientific Instruments, 1973, 44(7): 811–813. DOI: 10.1063/1.1686253.
[11]	HARTMANN K H, KUNZE H D, MEYER L W. Shock waves and high-strain-rate phenomena in metals: concepts and applications [M]. Boston: Springer, 1981: 325–337. DOI: 10.1007/978-1-4613-3219-0_21.
[12]	RITTEL D, LEE S, RAVICHANDRAN G. A shear-compression specimen for large strain testing [J]. Experimental Mechanics, 2002, 42: 58–64. DOI: 10.1007/BF02411052.
[13]	MEYER L W, STASKEWITSCH E, BURBLIES A. Adiabatic shear failure under biaxial dynamic compression/shear loading [J]. Mechanics of Materials, 1994, 17(2/3): 203–214. DOI: 10.1016/0167-6636(94)90060-4.
[14]	HOU B, ONO A, ABDENNADHER S, et al. Impact behavior of honeycombs under combined shear-compression. Part Ⅰ: experiments [J]. International Journal of Solids and Structures, 2011, 48(5): 687–697. DOI: 10.1016/j.ijsolstr.2010.11.005.
[15]	郑文, 徐松林, 蔡超, 等. 基于Hopkinson压杆的动态压剪复合加载实验研究 [J]. 力学学报, 2012, 44(1): 124–131. DOI: 10.6052/0459-1879-2012-1-lxxb2011-103. ZHENG W, XU S L, CAI C, et al. A study of dynamic combined compression-shear loading technique based on Hopkinson pressure bar [J]. Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics, 2012, 44(1): 124–131. DOI: 10.6052/0459-1879-2012-1-lxxb2011-103.
[16]	崔云霄, 卢芳云, 林玉亮, 等. 一种新的高应变率复合压剪实验技术 [J]. 实验力学, 2006(5): 584–590. DOI: 10.3969/j.issn.1001-4888.2006.05.007. CUI Y X, LU F Y, LIN Y L, et al. A new combined compression-shear loading technique at high strain rates [J]. Journal of Experimental Mechanics, 2006(5): 584–590. DOI: 10.3969/j.issn.1001-4888.2006.05.007.
[17]	赵鹏铎, 卢芳云, 陈荣, 等. 光通量法在SHPSB剪切应变测量中的应用 [J]. 爆炸与冲击, 2011, 31(3): 232–236. DOI: 10.11883/1001-1455(2011)03-0232-05. ZHAO P D, LU F Y, CHEN R, et al. Luminous flux method for measuring shear strain of the specimen in SHPSB [J]. Explosion and Shock Waves, 2011, 31(3): 232–236. DOI: 10.11883/1001-1455(2011)03-0232-05.
[18]	NIE H L, SUO T, SHI X P, et al. Symmetric split Hopkinson compression and tension tests using synchronized electromagnetic stress pulse generators [J]. International Journal of Impact Engineering, 2018, 122: 73–82. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2018.08.004.
[19]	LIU C L, WANG W B, SUO T, et al. Achieving combined tension-torsion split Hopkinson bar test based on electromagnetic loading [J]. International Journal of Impact Engineering, 2022, 168: 104287. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2022.104287.
[20]	王维斌, 索涛, 郭亚洲, 等. 电磁霍普金森杆实验技术及研究进展 [J]. 力学进展, 2021, 51(4): 729–754. DOI: 10.6052/1000-0992-20-024. WANG W B, SUO T, GUO Y Z, et al. Experimental technique and research progress of electromagnetic Hopkinson bar [J]. Advances in Mechanics, 2021, 51(4): 729–754. DOI: 10.6052/1000-0992-20-024.
[21]	JOHNSON J N. Shock propagation produced by planar impact in linearly elastic anisotropic media [J]. Journal of Applied Physics, 1971, 42(13): 5522–5530. DOI: 10.1063/1.1659974.
[22]	FRENZEL T, KADIC M, WEGENER M. Three-dimensional mechanical metamaterials with a twist [J]. Science, 2017, 358(6366): 1072–1074. DOI: 10.1126/science.aao4640.
[23]	FERNANDEZ-CORBATON I, ROCKSTUHL C, ZIEMKE P, et al. New twists of 3D chiral metamaterials [J]. Advanced Materials, 2019, 31(26): 1807742. DOI: 10.1002/adma.201807742.
[24]	XU W Y, ZHOU C, ZHANG H Y, et al. A flexible design framework for lattice-based chiral mechanical metamaterials considering dynamic energy absorption [J]. Thin-Walled Structures, 2024: 112108. DOI: 10.1016/j.tws.2024.112108.
[25]	MENG L, ZHONG M Z, GAO Y S, et al. Impact resisting mechanism of tension-torsion coupling metamaterials [J]. International Journal of Mechanical Sciences, 2024, 272: 109100. DOI: 10.1016/j.ijmecsci.2024.109100.
[26]	WANG S A, DENG C, OJO O, et al. Design and testing of a DNA-like torsional structure for energy absorption [J]. Materials & Design, 2023, 226: 111642. DOI: 10.1016/j.matdes.2023.111642.
[27]	WEI Y C, HUANG C Y, REN L Q, et al. Topological study about deformation behavior and energy absorption performances of 3D chiral structures under dynamic impacts [J]. The Journal of Strain Analysis for Engineering Design, 2023, 58(3): 208–220. DOI: 10.1177/03093247221101803.
[28]	PARK J, LEE G, KWON H, et al. All-polarized elastic wave attenuation and harvesting via chiral mechanical metamaterials [J]. Advanced Functional Materials, 2024: 2403550. DOI: 10.1002/adfm.202403550.
[29]	OU H F, HU L L, WANG Y B, et al. High-efficient and reusable impact mitigation metamaterial based on compression-torsion coupling mechanism [J]. Journal of the Mechanics and Physics of Solids, 2024, 186: 105594. DOI: 10.1016/j.jmps.2024.105594.
[30]	LI Y L, ZHANG H Q. Theoretical analysis on topological interface states of 1D compression-torsion coupling metamaterial [J]. Composite Structures, 2023, 305: 116556. DOI: 10.1016/j.compstruct.2022.116556.
[31]	WANG Y B, OU H F, HU L L. New type of overrunning clutch based on curved-plate compression-torsion metamaterial [J]. Acta Mechanica Sinica, 2024, 40(8): 423608. DOI: 10.1007/s10409-024-23608-x.
[32]	REN Q F, ZHANG Y R, HU L L, et al. Achieving synchronous compression-shear loading on SHPB by utilizing mechanical metamaterial [J]. International Journal of Impact Engineering, 2024, 186: 104888. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2024.104888.
[33]	QIAO D, YANG B, JIANG Z Y, et al. A new plastic flow theoretical model and verification for non-dense metals [J]. Acta Mechanica Sinica, 2023, 39(9): 423085. DOI: 10.1007/s10409-023-23085-x.
[34]	YE W K, HU L L, OU H F, et al. Mere tension output from spring-linkage-based mechanical metamaterials [J]. Science Advances, 2023, 9(30): 3870. DOI: 10.1126/sciadv.adh3870.
[35]	YASUDA H, MIYAZAWA Y, CHARALAMPIDIS E G, et al.Origami-based impact mitigation via rarefaction solitary wave creation [J]. Science Advances, 2019, 5(5): 2835. DOI: 10.1126/sciadv.aau2835.