基于瞬间液相连接成形泡沫铝三明治的弯曲失效行为

张均闪 ,马浩源 ,安钰坤,2* ,曹梦真 ,杨瑞起

（1.山东理工大学 机械工程学院,山东 淄博 255000；2.山东鸿宇风机有限公司,山东 淄博 255000）

泡沫铝三明治结构（aluminum foam sandwich,AFS）是以金属板为表皮、泡沫铝芯为核心的夹芯复合材料。金属基体与孔泡结构结合在一起的特殊结构实现了材料的多功能化，包括：轻质、高比强、高比刚度、阻尼、能量吸收[1-2]、隔热[3]、电磁屏蔽[4]及其多功能兼容等[5]。独特的结构和性能在航天航空、舰艇、陆地运输工具等[6-9]领域及一般工业越来越得到更多的应用。

截至目前，AFS 的制备方法主要有胶粘法和粉末冶金法[10-13]。胶粘法是在面板和泡沫铝芯表面涂抹胶粘剂并在一定的温度和压力下制备AFS[14]。该工艺制备的AFS 结构界面强度受高分子胶粘剂影响，存在老化变质及高温失效等问题；且由于其特殊的孔隙结构，只有在骨架处才可以形成粘结，有效结合面小，使得结合强度不高；多孔表面清理较为困难，影响胶粘强度。粉末冶金法是将发泡混合粉末通过压制或轧制并在一定温度下制备发泡前驱体，然后进行发泡制备AFS[15]。该工艺制备的AFS 具有良好的结合强度，但粉末冶金技术仍需解决发泡前驱体致密度低而引起的发泡后泡孔结构较差，以及模压如何制备相对较大尺寸发泡前驱体等问题，且此方法成本高、生产效率低等问题阻碍了其在工业上的发展。

本工作采用瞬间液相结合（transient liquid phase bonding method,TLP）的方法，以纯钛板（TA2）为面板、Al-2Ca 合金进行发泡作为芯层材料，基于熔体发泡法制备AFS。研究AFS 材料密度以及孔隙率对材料弯曲挠度和抗弯强度等因素的影响和试样在弯曲测试下的失效模式。

1 材料与制备

1.1 AFS 的制备

工业纯铝锭、Ca 颗粒、TiH2粉末和TA2 板材（1 mm），材料成分与规格见表1。为延缓发泡剂TiH2的热分解[16]，将其在450 ℃空气中进行预处理15～20 min。

表1 原料几何特征及化学成分Table 1 Geometrical characteristics and chemical composition of raw materials

图1 为AFS 材料的制备流程，分为以下几个步骤：

图1 AFS 制备工艺流程Fig.1 AFS preparation process

（1）TA2 面板预处理：采用1500 目的碳化硅砂纸对TA2 板的内表面进行机械磨抛处理，以清除TA2 表层的氧化层，随后用丙酮在超声波清洗机中清洗，并将预处理后的TA2 板材保存在酒精中；

（2）制备待发泡铝合金熔体：首先，称取定量纯铝置于坩埚内保温熔化；其次，将质量分数2%的Ca 颗粒添加至铝熔体中并以750 r/min 机械搅拌5 min；然后，待熔体和炉腔内温度一致且恒定在（700±2）℃时，添加预处理后的TiH2，以1500 r/min 的高速搅拌1.5 min；

（3）植入TA2 面板：取出酒精中保存的TA2 面板进行组装，并在面板外表面涂刷BN 涂料，随后将其植入上述待发泡铝合金熔体，并随其在700 ℃的炉温下进行保温2～4 min；

（4）取样：保温结束后，取出坩埚进行自然冷却。经电火花线切割获得尺寸为80 mm×80 mm×18 mm 的泡沫铝三明治结构。

1.2 性能测试

AFS 试样如图2 所示，用精度0.02 mm 的游标卡尺和精度0.001g 的电子天平测量尺寸和质量，其中mAFS（AFS 的质量）、mcore（泡沫铝芯的质量）、ρcore（泡沫铝芯的密度）和Φcore（泡沫铝芯的孔隙率）代表每组样品的平均值，样品参数如表2 所示。利用万能试验机测试试样的弯曲性能，测试标准参考文献[17]，压头加载速率设置为2 mm/min，跨度为60 mm。为表征AFS 材料的弯曲性能，弯曲应力可通过以下公式计算获得[18]：

表2 弯曲测试的AFS 的详细参数Table 2 Detailed parameters of AFS for bending test

图2 三点弯曲性能测试试样（a）整体形貌；（b）截面形貌Fig.2 Sample for three-point bending test（a）overall topography；（b）section morphology

式中：F（x）为位移为x时 的弯曲载荷；s为弯曲实验跨度，60 mm；b为 被测材料宽度，20 mm；h为被测材料高度，18 mm。

因弯曲性能测试结果输出载荷位移曲线，AFS 材料的弯曲吸能WEA和比吸能WSEA参数的定义如下：

式中：d为位移值，mm；F（x）为位移为x时的弯曲载荷，N。

2 结果与分析

2.1 AFS 试样的宏观形貌

图2 为AFS 弯曲测试试样，所制备试样芯层形貌与传统泡沫铝材料[19]无异，均呈现多孔的外观结构，这说明TA2 面板的植入不会对泡沫铝材料宏观多孔结构造成影响。试样表面平整呈金属光泽，可明显区分面板与泡沫铝芯形成的“三明治”结构（图2（a））。由图2（b）看出，泡沫芯中含有大量均匀的孔隙，包括多面体状气泡和球形微孔，多面体状占据了较大的截面面积；红色虚线区域内可以观察到由于发泡剂产生大量气体而导致的孔泡破裂融合的现象；图2（b）由上到下依次为平均密度0.69、0.80 和0.75 g/cm3的AFS 试样，密度较大的试样孔隙较小，密度较小的试样发生孔泡融合的概率较大。

图3 为不同密度AFS 弯曲试样面板与芯层的结合处。由图3 可知，在泡沫铝芯和TA2 面板之间的结合层形成连续区域，在结合层处未观测到宏观间隙，靠近面板部分直径在1～2 mm 的孔泡数量最多，其次为直径2～3 mm 的孔泡，在图3（a）和（d）中结合层观测到直径超过3 mm 的大孔泡。芯层与面板之间连续的致密层在不同区域厚度不同，主要由未破裂孔泡的泡壁（点状线椭圆框）区域、气泡合并产生的孔壁叠合区域（实线框）和气泡之间的普拉特奥边界区域（虚线圆圈）组成。

图3 不同密度AFS 试样面板与芯层结合处（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]，处于边界处液体的析液速度要高于泡沫内部，由于气泡中的气体压强和边界处的面板表面黏度所产生的阻力的影响，结合层处积累更多的熔体产生一层致密层。当面板植入到待发泡合金熔体内时，随着气泡的长大，靠近结合层处未破裂气泡由于气泡内压强的挤压与致密层叠加形成未破裂的泡壁并与面板紧密结合，壁厚要略高于其内侧泡壁的厚度；由于面板植入而导致的气泡破裂以及达到临界厚度的气泡发生破裂时，在气泡内气压的推动下，其临近的气泡会迅速补偿破裂气泡位置，面板植入带入的气体，使该区域气泡更易发生氧化反应，破裂的氧化层碎片与已破裂残存的泡壁、少量气体未及时排除而形成的不规则孔隙共同组成气泡合并产生的孔壁叠合区域；由于边界处气泡的拓扑结构，边界处两个紧密结合的气泡泡壁与面板共同组成普拉特奥边界。

2.2 面板与芯层之间的瞬态连接

基于瞬间液相即面板与泡沫铝芯层界面在高温接触时间内的扩散连接，高温接触时间通过AFS 制备过程中保温发泡时间来表征。对制备样品的横截面进行机械抛光，并用凯勒试剂（1 mL HF、1.5 mL HCl、2.5 mL HNO3和95mL 蒸馏水）蚀刻。用光学显微镜（OM）、扫描电子显微镜（SEM）和能谱仪（EDS）观察界面微观形貌。

图4 为瞬间液相后面板与泡沫铝芯层结合界面的金相图。采用浸蚀的方式，AFS 试样经磨抛后在配置好的凯勒试剂中蚀刻15 s，由图4（a）可以观察到，在泡沫铝芯层基体中出现了明显的晶界现象；而TA2 面板并未观察到腐蚀现象，这是由于在磨抛过程中，TA2 面板表面产生的细小划痕可以吸收空气中的气体，使其附着在面板表面凹槽中形成细小气泡，金属钛属于化学性质比较活泼的金属，在常温下，钛表面易生成一层极薄的致密氧化物保护膜，可以抵抗强酸甚至王水的作用，表现出较强的抗腐蚀性能，这也是导致TA2 面板表面粗糙的原因。图4（b）中TA2 面板与泡沫铝芯层之间观察到明显结合层，结合层靠近芯层处有许多凸起，指向泡沫铝芯层并伴随间隙，结合层靠近面板处无明显间隙，说明结合层在面板处产生。图5 为瞬间液相后面板与泡沫铝芯层结合界面的微观形貌。在TA2 面板与Al-2Ca 基体高温接触的一段时间，泡沫铝芯层与TA2 面板之间发现明显的结合界面（蓝色箭头），其平均厚度为7.5 μm。对图5（a）中各点的EDS 分析表明（表3），A 点只检测到Ti 元素，B 点Al、Ca、Ti 元素质量分数分别为78.37%、10.09%、11.53%；C 点 Al、Ca、Ti 元素质量分数分别为82.45%、8.68%、8.87%；D 点未检测到Ti 元素，Al、Ca 元素质量分数分别为99.77%、0.23%。由图5（a）中箭头所示方向各点元素Al 含量增加，Ti 含量降低，Ca 元素在B 点含量最高，说明Al 元素由泡沫铝芯层向TA2 面板扩散，Ti 元素由TA2 面板向泡沫铝芯层扩散，Ca 元素主要分布在结合层处，文献表明，Ca 作为增黏剂与铝熔体之间有较好的润湿性能[21]，Ca 主要分布在泡壁内部以及气/液界面处，由于Ca 的加入增加了熔体自身的黏滞力和泡壁的表面黏度缓解了气泡的合并，因此当气泡不断增大时，Ca 被推向结合层处。文献表明[22]，结合层处各元素主要以三元相Al20CaTi2以及二元相Al2Ti 金属间化合物的形式存在。基于瞬间液相制备的AFS 试样的元素线扫描结果如图5（c）所示，图5（a）箭头所示方向表示扫描方向。扫描结果显示，沿着扫描路径可以观察到三个不同的扩散区域，在区域Ⅰ中，元素线扫描开始时仅检测到Ti 元素，且出现Ti 含量相对稳定的平台区域。此后，随着扫描距离的增加，在区域Ⅱ中，Al 含量急剧增加，Ti 含量急剧下降，说明面板与泡沫铝芯层之间的元素扩散主要在结合界面处产生，且此区域Ca 含量最高。在区域Ⅲ中，由于间隙的存在Al 含量降低之后出现明显增加的趋势，随后Al 和Ti 含量相对稳定。由图5（c）观察得知，Al 元素扩散范围相对较短，Ti 元素扩散范围相对较长，且远离结合界面处仅检测到少量Ti 元素，这与扩散距离较远有关。此现象可由固态金属元素在高温液态合金中的溶解及扩散原理解释，高温芯层熔体提供给TA2 面板表层一定能量，并促使其表层原子间距增大，降低了原子间的引力，破坏其中一部分原子间的结合键，促使固态金属原子进入液相；其后，进入液相的金属原子在其浓度梯度的推动下逐步由边界层向合金熔体内部溶解扩散。而由于固态金属间原子间隙小，液态金属原子不能有效地进入固态原子中，因此在面板中几乎检测不到Al 元素的存在。综上可知，面板与芯层之间观察到平均厚度为7.5 μm 的结合界面，且由于Ca 与铝熔体之间良好的润湿性，使Ca 主要分布在结合层处，泡沫铝与芯层之间Al、Ti 元素也形成不同程度的扩散，各元素在结合层处以金属间化合物的形式存在。

图4 面板与泡沫铝芯层结合界面的金相图（a）AFS 腐蚀金相图；（b）图（a）的局部放大图Fig.4 Metallographic diagram of interface between panel and aluminum foam core layer（a）AFS etching metallographic diagram；（b）partial enlargement of Fig.（a）

图5 面板与泡沫铝芯层结合界面的微观形貌（a）箭头为元素线扫描的方向、星号为点扫描位置；（b）图（a）的局部放大图；（c）线扫描结果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 图5 各点元素含量（质量分数/%）Table 3 Element content at each point in Fig.5（mass fraction/%）

2.3 弯曲测试

2.3.1 弯曲变形

图6 为AFS 材料的三点弯曲变形过程。由图6 可知，随着弯曲挠度的增加，靠近压头的泡沫铝芯材区域孔泡首先发生压缩变形，这是由于压头处的载荷由面板首先传递给该区域的泡沫铝。弯曲挠度到达2 mm 时，试样左侧面板与芯层产生剥离，其剥离长度为3.74 mm，根据三点弯曲应力分布[23]可知：产生此现象的原因是弯曲载荷在中部压头区域呈压缩载荷而在两侧边界处呈现拉伸载荷，当拉伸载荷大于结合强度时，试样产生剥离。由于压应力与拉应力的相互作用，试样左侧泡沫铝区域产生微裂纹，且裂纹不是在中心（最大剪切应力区域）萌生的，而是在泡沫铝芯的较弱点萌生的。右侧泡沫铝区域无明显变化，面板与泡沫铝芯未产生剥离现象，此时面板对芯层有一定的保护作用。当弯曲挠度增加到5 mm 时，面板与芯层的剥离长度增加到5.73 mm，泡沫铝芯层由于剪切而发生错位移动现象，裂纹扩展到6.08 mm。右侧未剥离面板在弯曲载荷的作用下产生轻微“S”形变形，这是由于泡沫铝芯不同位置所受载荷不同造成的。弯曲挠度到达15 mm，剥离长度为8.10 mm，裂纹扩展增加至12.89 mm，贯穿整个泡沫铝芯层。然而，弯曲挠度进一步增加到25 mm，剥离或裂纹似乎停止发展，面板的剥离长度保持在12.89 mm，只有压头下面区域的泡沫铝更加密实。

图6 AFS 材料的弯曲变形Fig.6 Bending deformation of AFS

随着压头下压，芯层裂纹在剪切的作用下不断扩展并发生错位移动，但扩展有一定的极限；试样两端孔泡只发生轻微的拉伸变形甚至未发生变形现象；当弯曲挠度增加至一定的值后，上部面板与泡沫铝芯层发生剥离现象，但当面板与芯层剥离到一定的程度后并未发生延续现象，未剥离面板在拉应力与压应力的相互作用下产生轻微“S”形变形。

2.3.2 弯曲性能

图7 为AFS 材料的弯曲性能曲线。与传统泡沫铝试样弯曲性能曲线的单载荷峰值形状不同，如图7（a）AFS 的弯曲变形分为三阶段：（1）在较低的弯曲挠度变形下，载荷的增大速率恒定，AFS 材料的面板和内部芯材共同发生弹性变形，材料性能曲线载荷随挠度的增加而呈线性增长趋势，整体表现为弹性变形阶段；（2）随着弯曲挠度的增大，AFS 承受弯曲载荷增大。当材料达到弯曲屈服极限Fyl时，裂纹在AFS 试样的孔泡处萌生，并向其他孔隙区域蔓延扩展，形成核心层的剪切失效，此时试样的弯曲载荷达到谷值Fmin。主要原因是孔壁内微裂纹易产生应力集中现象，促进裂纹在孔壁内的蔓延；（3）弯曲变形后期，AFS 材料主要承受面板的屈曲变形和芯层的压缩变形，由于面板的抗弯性能和芯层的致密化原因，会产生缓慢升高的平台阶段，面板的存在使荷载更分散和逐渐转移到泡沫铝中，使材料仍能承受一部分弯曲载荷，此时材料压痕较深，间接说明AFS 材料弯曲强度高，具有较高的能量吸收能力。

图7 AFS 材料的弯曲性能（a）载荷位移曲线；（b）弯曲应力曲线Fig.7 Bending properties of AFS materials（a）load displacement curves；（b）bending stress curves

由弯曲性能曲线可知，AFS 在经过屈服变形后仍保持较高的承载能力，AFS 弯曲性能曲线均为单峰值曲线。对比不同的样品，三组AFS 试样随着孔隙率的降低，峰值载荷由260 N 增加至1120.5 N。高孔隙率的AFS 试样弯曲屈服极限Fyl和弯曲屈服挠度较低，样品1 与样品2 到达弯曲屈服极限Fyl时的弯曲挠度几乎相同，但是由于截面系数的差异，两者的抗弯强度相差较大。且由于孔隙率的降低，发生屈服变形后峰值和谷值的弯曲挠度被推迟，样品3 的屈服变形发生在0～2.5 mm 的弯曲挠度处，而样品1 与样品2 的屈服变形发生在2.5～5.0 mm 的弯曲挠度处，比前者大两倍，表明低孔隙率的AFS 材料表现出良好的弯曲延展性。由于压头和TA2 面板对泡沫铝材料的挤压迫使面板之间的泡沫铝芯密实并产生较高的变形抗力，表现为AFS试样的载荷位移曲线经过谷值Fmin后的缓慢上升。

为了更好地评估被测样品的弯曲性能，用式（1）计算被测样品在各种变形下的弯曲应力σyl和σmin，各密度范围内材料的性能统计数据，结果如表4 所示。图7（b）给出了不同密度下AFS 材料的弯曲应力曲线，密度为0.69～0.70、0.74～0.76 和0.79～0.81 g/cm3范围内的AFS 试样平均屈服强度分别为3.61、9.14 和15.64 MPa，材料的屈服强度随密度的增加而显著提高，表明AFS 密度对抗弯强度的影响较大，材料的屈服强度随密度呈线性变化。高密度的AFS 试样还表现出较高的σmin，性能参数由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%的条件下σmin的强化比例提高了3.48 倍，由于AFS 试样制备中均采用相同规格的TA2 面板，此结果表明AFS 试样内泡沫铝材料的强度为影响AFS 弯曲性能的关键参数，密度大的AFS 试样内泡沫铝材料密度较大，可以承载较高的弯曲载荷，高密度的AFS 试样表现出较高的抗弯强度。

表4 不同密度范围内AFS 试样的σyl 和σmin 均值及其标准差Table 4 Average values for σyl and σmin，including their standard deviations（SD）

弯曲性能测试结果证实TA2 面板的植入可保护泡沫铝芯层材料在弯曲变形过程中不同于传统泡沫铝出现的裂纹扩展直至断裂的现象，而是使芯层材料趋于致密化状态，表明AFS 试样即使在一定的弯曲变形后仍具有优异的弯曲性能；TA2 面板的加入可使材料弯曲变形模式改变，进而使泡沫铝材料的弯曲性能大幅强化。因此，可以得出瞬间液相工艺制备的泡沫铝三明治芯部孔隙率、密度和弯曲强度的关系：随着芯部密度的增加，芯部孔隙率的减小，抗弯强度提高，弯曲屈服挠度提高。

2.3.3 吸能性能

经过三点弯曲测试所得载荷位移数据用式（2）和（3）计算可得试样弯曲吸能（WEA）和比吸能（WSEA）。图8 为AFS 材料的WEA和WSEA曲线。其中试样1、2 和3 三组样品的平均质量分别为23.34 g、21.33 g 和21.13 g，将质量的倒数作为WEA的系数计算WSEA，由于系数的相差不大，因此吸能曲线和比吸能曲线的趋势相同。

图8 AFS 试样（a）吸能（WEA）曲线；（b）比吸能（WSEA）曲线Fig.8 AFS sample（a）curves of energy absorption（WEA）；（b）curves of specific energy absorption（WSEA）

由图8（a）可知，AFS 材料在弯曲过程中WEA值随着弯曲程度的增加而增大，且只有在弯曲位移0～5 mm 内观察到曲线斜率的轻微变化，此后，AFS 材料的弯曲吸能能力随着试样弯曲程度的增加而线性增大。此现象可以由AFS 材料的载荷-位移曲线进行解释：到达载荷峰值之前（0～2.5 mm），WEA值随弯曲程度增大而加速增大；其后载荷急速下降（2.5～5 mm），AFS 的WEA值继续增大，但增加速度逐渐降低；最后由于较长的平台区域使WEA值呈线性增加。图（a）和（b）中密度分别为0.79～0.81、0.74～0.76 和0.69～0.70 g/cm3范围内的三组试样在弯曲程度为20 mm 附近时的WEA值分别为18.41、11.09 和5.37 J，WSEA值分别为0.79、0.52 和0.25 J/g。整体相对密度较大的AFS 结构比密度较小的结构具有更好的能量吸收能力，且随着试样密度的增加吸能性能提高，这主要可以归因于密度的增加抗弯强度提高以及面板对泡沫铝芯层的保护使芯层密度致密化程度不同。通过对弯曲程度在15 mm 时的三组试样进行对比：试样密度由0.69 g/cm3至0.80 g/cm3增加15.9%的情况下，高密度试样的弯曲吸能能力WEA=13.48 J 是低密度试样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。

综上，说明AFS 具有更广变形范围内的吸能能力，且不受材料弯曲韧性的限制。平均密度越大的AFS 材料在静态弯曲载荷下表现越好的能量吸收能力，试样密度提高15.9%的情况下，弯曲吸能WEA和比吸能WSEA分别提高3.59 倍和3.22 倍。

2.4 AFS 的失效模式

传统的胶粘泡沫铝夹芯板在弯曲载荷的作用下的破坏模式主要是面板失效、芯层失效、连接失效等[24]。面板失效是表层应力较大的一个薄弱处突然出现弯折皱曲失效；芯层失效是由于泡沫铝微观缺陷产生裂纹失效；连接失效是当外加载荷引起的纵向剪切力大于面板和芯部材料的黏结力导致的；当在有足够厚的芯层以及三点弯曲实验具有大跨度时，AFS 顶部面板的压缩力和芯层/面板界面处的黏结不连续点共同作用下会导致夹芯结构表面起皱现象[25]。

图9 为AFS 材料在三点弯曲实验下的失效模式，弯曲后的AFS 试样呈现典型“V”型，主要是由于三点弯曲实验的特点所致，在试样中间的芯层材料呈明显的压缩密实状态，同时，芯层材料的塑性密实可在很大程度上吸收弯曲载荷能量，用载荷-位移曲线解释整体泡沫的压缩响应，即致密化。图9（a）中两侧部分，可见芯层上部与下部产生剪切变形，剪切变形是通过局部和集中应变的积累而引发的；由于试样中心承受压缩载荷与试样两端的拉伸载荷相互作用而产生泡沫铝芯层剪切错位移动的现象，且泡沫铝芯层的剪切变形由试样两端的上层面板延续到试样中心的下层面板。图9（b）中为较高密度试样的弯曲后试样图片，可以看到左半部上层面板呈现直线状，而右半侧上层面板呈现“S”状变形，这是由于芯层泡沫铝密度的不均衡产生的，低密度芯层承载能力差，在弯曲载荷下较早失效，而高密度芯层承载能力较强，失效较晚，因此表现出不同的抗弯强度。图9（b）和（c）中绿色虚线框为剥离失效，其剥离程度取决于面板与泡沫铝之间的结合情况和孔泡所能承受的拉应力。图9（d）为低密度试样弯曲失效图，蓝色线框为芯层开裂，弯曲载荷造成试样中部承受压缩载荷而在两侧边界处呈现拉伸载荷，而低密度泡沫铝芯层因多孔结构存在使其抗拉性能较弱，孔泡在拉伸载荷的作用下被拉伸变形直至开裂。图10 为图9（c）中黄色箭头所示试样剥离后截面图，分别为芯层外表面与面板内表面，图9（c）中红色虚线框内产生芯层断裂现象，由于压缩密实造成压缩后的芯层承载提高，继续弯曲承载造成芯层与面板的剥离，致使芯层断裂。图10（a）泡沫铝芯表面光滑密实且靠近试样中心观察到明显的凹陷区域，导致泡沫铝芯层与面板无法进行紧密结合；图10（b）面板表面经高温氧化后呈现蓝色，可以明显观察到由于两侧面板在拉伸载荷下而产生的划痕；以上均为AFS 试样面板与泡沫铝芯层结合强度不高而产生的面板剥离的原因。基于瞬间液相制备的高密度AFS 面板与芯层不一定具有较强的结合强度，但是作为一种新的制备AFS 的方法，可制备出孔隙均匀的AFS 结构，且通过后续的热处理，可以实现结合层强度的提升。通过实验得知，AFS 材料的变形失效模式与传统泡沫铝材料的失效模式不同，由于TA2 面板的加入，其失效模式由泡沫铝本身的拉伸断裂转变为泡沫铝芯层的压缩密实变形和芯材剪切、开裂以及TA2 面板的弯曲变形和剥离失效组成。在三点弯曲的过程中试样不同位置存在不同的应力情况，其共同的作用下组成了AFS 材料的多种失效模式。

图9 AFS 材料三点弯曲失效模式（a）核心剪切；（b）面板变形；（c）面板剥离；（d）芯层拉伸断裂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

图10 AFS 试样剥离后的截面图 （a）泡沫铝芯；（b）面板Fig.10 Section diagram of AFS sample after stripping（a）aluminum foam core；（b）panel

3 结论

（1）基于瞬间液相连接成形制备AFS 的新方法，成功制备出三组样品，每组样品孔隙结构均匀，在结合层处未观测到宏观间隙。

（2）面板与芯层之间观察到平均厚度为7.5 μm 的结合界面，结合层处各元素形成不同程度的扩散，Ca 主要分布在结合层处，各元素在结合层处以金属间化合物的形式存在。

（3）对三组样品进行弯曲测试，结果表明AFS 试样密度越大，其承载性能越强，吸能能力越强。密度分别为0.69～0.70、0.74～0.76 和0.79～0.81 g/cm3的AFS 试样承载性能分别为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压缩密实、面板剥离、芯材剪切、压痕等。