高速顆粒流沖擊下負泊松比力學超材料夾芯梁的動態響應及緩沖吸能機理*

胡朝磊，孫海亮，王志鵬，包兆鵬，崔天寧，秦慶華

（1. 西安交通大學機械結構強度與振動國家重點實驗室，陜西 西安 710049；2. 西安交通大學航天航空學院極端環境與防護技術聯合研究中心，陜西 西安 710049；3. 北京宇航系統工程研究所，北京 100076）

顆粒廣泛存在于自然界中，例如冰雹、沙塵暴、泥沙等[1]。大量離散的固體顆粒在重力、風、爆炸等外力作用下形成具有流體特征的顆粒流。顆粒流沖擊載荷廣泛影響了交通運輸、基礎設施、航空航天、軍事等領域，是設備服役過程中面臨的重要挑戰之一；在軍事和防恐領域，淺埋地雷的爆轟產物形成的高速顆粒流沖擊載荷是造成軍車底盤破壞和人員傷亡的重要原因[2-3]。因此，高速顆粒流沖擊的實驗加載技術[4]和抗高速顆粒流沖擊的防護結構設計是兩類值得關注的重要內容[5]。

一般往往通過引爆球形殼里被沙顆粒包圍的炸藥形成高速顆粒流沖擊載荷[6-7]，但這一類外場爆炸實驗存在諸多缺點，例如危險指數高、實驗數據可重復性差、現有設備無法滿足數據采集要求、無法有效記錄不透明爆炸云團的內部特征及其與結構的相互作用過程等[8]。Park 等[9]通過實驗發現淺埋地雷爆炸噴射的土壤近似于圓柱形顆粒柱，基于此設計了顆粒流子彈模擬發射裝置，并在實驗中通過高速攝像記錄了顆粒流子彈的作用過程，研究了顆粒流與結構之間的相互作用。Uth 等[10]在Park 等[9]的基礎上對顆粒流子彈發射裝置進行了改進設計，用以研究碳化鎢高速顆粒流子彈沖擊下六方蜂窩夾芯梁的動態響應，實驗結果表明與實體梁相比等質量的夾芯梁具有更優異的抗沖擊性能。在數值研究方面，Goel 等[11]通過MpCCI 軟件將分子動力學軟件LAMMPS 建立的離散元與ABAQUS 建立的有限元耦合，建立了體積分數為57%的顆粒流子彈流發射模型，數值模擬結果與Uth 等[10]的顆粒流子彈沖擊整體梁的實驗結果吻合較好。因此，作為一種新穎的模擬土壤爆炸的實驗室裝置，顆粒流子彈模擬發射裝置不僅能夠實現高速顆粒流與結構的相互作用，還有效地規避了外場爆炸技術的高危性等缺點。

顆粒流子彈加載與金屬泡沫子彈加載類似，均屬于局部沖擊載荷，但顆粒流子彈在與靶板作用時具有流體特征，且已有的研究表明，夾芯結構相較于同質量單層實體結構具有優異的抗沖擊性能[12-15]。朱源等[16]通過理論和數值方法研究了沖擊載荷下金屬正交波紋夾芯結構的動態壓縮響應，結果表明，增加夾芯層數能夠有效地增強結構的緩沖吸能能力。負泊松比力學超材料具有高剪切模量[17]，而具有優異剪切模量的材料有望具有高抗彎剛度和高能量吸收效率[18]。因此對于抗沖擊夾芯結構設計而言，負泊松比力學超材料是芯材的理想選擇，其中內凹蜂窩是一種典型的負泊松比力學超材料。Xiao 等[19]對泡沫彈子彈高速沖擊的內凹鋁蜂窩夾芯梁的結構響應進行了實驗和數值研究，觀察到芯材局部內凹的變形特性，局部向沖擊部位收縮的變形特征使得負泊松比力學材料能夠發揮更有效的抗沖擊作用[20]。Hou 等[21]對比研究了內凹蜂窩和傳統六方蜂窩的面內動態壓潰行為，結果表明，內凹蜂窩的平臺應力更高，具有更高的能量吸收能力。Imbalzano 等[22]對比研究了六方蜂窩和內凹蜂窩夾芯板在爆炸載荷下的動態響應，結果表明，內凹蜂窩的變形能夠有效適應動載，抗沖擊性能更好。此外，Luo 等[23]通過數值模擬研究了金屬波紋、六邊形蜂窩和內凹六邊形蜂窩夾芯結構的防爆性能和破壞機理，結果表明具有負泊松比特性的內凹六邊形蜂窩夾芯結構抗爆性能最佳。

本文中，擬建立顆粒子彈發射有限元模型，實現離散元和有限元的聯合模擬，研究高速顆粒流沖擊載荷下負泊松比力學超材料夾芯梁的動態響應，分析不同沖擊載荷、沖擊角、芯材方向和顆粒流子彈與面板間摩擦因數對負泊松比力學超材料夾芯梁沖擊響應的影響。

1 數值模型

1.1 高速顆粒流子彈發射裝置模型

利用非線性動力學有限元分析軟件LS-DYNA（Version 971）建立了顆粒流子彈發射裝置的數值模型，如圖1(a)所示，圖中Sp為活塞桿運動距離，S為顆粒流子彈與夾芯梁前面板之間的初始距離。發射裝置主要包含4 部分：活塞桿（piston）、發射腔（launcher）、顆粒流子彈（granular slug）和夾芯梁靶板。發射腔完全固支，活塞桿在恒定加速度下加速到vp，然后以速度vp勻速推動發射腔內的顆粒流子彈向目標靶板運動，如圖1(b)所示，圖中Tr表示活塞桿加速到恒定速度vp對應的時間，Tp表示活塞桿運動的總時間。活塞桿的速度曲線參數參照Goel 等[11]的實驗結果，取Tr=0.14 ms，Tp滿足：

圖1 數值模型Fig. 1 Numerical model

顆粒流子彈初始長度L0=20 mm、直徑d=12.7 mm。為保證顆粒流子彈在飛行過程中的姿態，將顆粒流子彈前端面與發射腔前端面預留10 mm。負泊松比力學超材料芯材選擇內凹蜂窩，靶板是由前、后面板以及內凹蜂窩芯材理想粘接而成的兩端固支夾芯梁，尺寸為160 mm×24 mm×1 mm。內凹蜂窩的幾何模型如圖2 所示，其中L1=12 mm，L2=2 mm，H=8 mm，α=45 °，h=0.6 mm。芯材考慮了面內、和面外兩種設計，如圖3 所示，當芯材Y方向受沖擊時芯材為面內設計，當芯材X方向受沖擊時芯材為面外設計。

圖2 內凹蜂窩幾何尺寸Fig. 2 Size of reentrant honeycomb

圖3 芯材設計Fig. 3 Design of core

1.2 離散元與有限元模型

離散元方法（discrete element method, DEM）適用于大量離散顆粒的模擬，其特點是不需要顆粒的本構關系，而是通過顆粒間的接觸模型（軟顆粒接觸模型，soft-particle contact model）來控制整個顆粒系統的力學行為，如圖4 所示。軟顆粒接觸模型由控制法向運動的線性彈簧和線性阻尼以及控制切向運動的線性彈簧、線性阻尼和庫倫摩擦構成。具體控制參數為法向彈簧剛度（Kn）、法向阻尼（Cn）、切向彈簧剛度（Ks）、切向阻尼（Cs）和庫倫摩擦因數（μ）。顆粒間法向控制方程和切向控制方程分別為：

圖4 軟顆粒接觸模型Fig. 4 Soft-particle contact model

除顆粒流子彈采用離散元方法建模以外，發射裝置的其他部件均采用有限元方法建模。活塞桿和發射腔假定為剛體。夾芯梁各個組成部分均采用六面體單元，面板為304 不銹鋼材料[11]，芯材為AlSi10Mg 合金材料[19]。顆粒流子彈與夾芯梁面板間的摩擦因數為0.3。數值模擬過程中忽略了顆粒重力、空氣阻力以及顆粒流子彈和發射裝置之間摩擦力的影響。

1.3 數值模型驗證

為驗證發射裝置及夾芯梁數值模型的有效性，將顆粒流子彈模擬結果與文獻[11]中顆粒流子彈壓縮的名義應力應變曲線、顆粒流子彈長度變化、顆粒流子彈標記點速度變化以及顆粒流子彈沖擊整體梁撓度進行了比較。法向彈簧剛度是影響顆粒流子彈形態的重要參數，同時也對顆粒流子彈的壓縮響應起到決定性作用。為了獲得法向彈簧剛度因子的數值，本研究進行了碳化鎢顆粒流子彈的準靜態壓縮仿真，從圖5 可以看到當法向彈簧剛度因子取0.054 時與Uth 等[10]的結果吻合良好，此時對應的靜摩擦因數為0.2，滾動摩擦因數為0.01。沿顆粒子彈長度方向將其5 等分，依次形成6 個標記點，顆粒流子彈標記點在飛行過程中會達到穩定速度vss。此外，還可以比較顆粒流子彈運動過程中的長度變化與運動距離s間的關系。從圖6～8 可以看出，發射后的顆粒流子彈標記點速度和長度以及顆粒流子彈沖擊載荷作用下304 不銹鋼整體梁的跨中撓度時程曲線均與文獻[11]中的吻合較好。

圖5 顆粒流子彈壓縮曲線Fig. 5 Nominal stress-strain curves of granular slug

圖6 標記點恒定速度Fig. 6 Steady velocity of marker points

圖7 顆粒流子彈長度變化曲線Fig. 7 Length change curves of granular slug

圖8 梁跨中撓度時程曲線Fig. 8 Mid-span deflections of beams versus time

2 結果與討論

2.1 正向沖擊

圖9 和圖10 分別給出了顆粒流子彈正向沖擊下芯材面內設計的夾芯梁的變形過程和沖擊力時程曲線，圖9(a)中編號A-I的變形圖與圖10 中的節點編號一一對應。當t=0.462 ms 時，顆粒流子彈前端面與前面板將發生接觸，對應圖10 中的節點A。當t=0.468 ms 時，顆粒流子彈開始接觸前面板，出現初始沖擊力峰值，此時夾芯梁尚無明顯變形；節點B之后，前面板和芯材出現塑性變形，如圖9(b)中局部放大圖C-a 所示，沖擊力迅速降到節點C；節點C到D，芯材胞壁逐漸密實，如圖9(b)中局部放大圖D-b 中虛線框所示，沖擊力上升至節點D；節點D之后芯材胞壁繼續塑性彎曲，沖擊力下降至節點E，如圖9(b)中局部放大圖E-c 中虛線框所示；節點E到F，芯材進一步密實，局部剛度增大，沖擊力上升至節點F，如圖9(b)中局部放大圖F-d 中虛線框所示。節點F之后，夾芯梁變形由局部凹陷向整體彎曲過渡，沖擊力逐漸下降至節點G，隨著時間的增加，結構響應結束，沖擊力最終降為零。

圖9 顆粒流子彈正向沖擊下夾芯梁的變形（vp=150 m/s）Fig. 9 Deformation of sandwich beam under normal impact of granular slug (vp=150 m/s)

圖10 沖擊力時程曲線Fig. 10 Impact force versus time

結合圖9 和圖11 可以看出，前面板和芯材的變形模式為局部凹陷和整體彎曲，背板的變形模式為整體彎曲；圖12 給出了節點的速度矢量圖，可以發現芯材的內凹變形；結合圖9 和圖13 可以看出，顆粒流子彈在沖擊過程中的流動形態表現為：圓柱狀的顆粒流子彈長度逐漸減小，并集中在夾芯梁局部凹陷區域形成蘑菇頭狀的形態，如圖13(a)所示；隨著加載繼續，顆粒流子彈由局部凹陷區域向四周流動，如圖13(b)所示。

圖11 正向沖擊時面板變形模式Fig. 11 Deformation modes of face sheets under normal impact

圖12 芯材節點速度矢量圖Fig. 12 Node velocity vectors diagram of core

圖13 顆粒流子彈流動形態Fig. 13 Flow mode of granular slug

為了研究夾芯梁撓度與沖擊載荷的關系，設計了表1 中的加載沖量，加載沖量I0的表達式可由下式給出：

表1 顆粒流子彈不同加載沖量Table 1 Different impulses of granular slug

式中：p0為顆粒流子彈初始密度，L0為顆粒流子彈初始長度，v0為顆粒流子彈的恒定速度。如圖14 所示，顆粒流子彈速度時程曲線可以分為3 階段：階段Ⅰ，顆粒流子彈受活塞桿推動加速階段；階段Ⅱ，顆粒流子彈以恒定速度v0飛行階段；階段Ⅲ，顆粒流子彈撞擊夾芯梁階段。定義夾芯梁面板后端面幾何中心的位移為跨中撓度，由圖15 可以看出，夾芯梁前面板撓度大于背板撓度，前后面板的跨中最大撓度與沖擊載荷近似成對數線性遞增關系。

圖14 顆粒流子彈速度時程曲線（vp =150 m/s）Fig. 14 Velocity of granular slug versus time (vp =150 m/s)

圖15 夾芯梁前后面板跨中最大撓度與不同沖量間的關系Fig. 15 Maximum mid-span deflections of face sheets versus impulse

2.2 斜沖擊

在實際服役過程中，沖擊載荷往往是多角度的，因此有必要研究不同沖擊角對結構沖擊響應的影響。如圖16(a)中變形圖A所示，定義顆粒流子彈運動方向與夾芯梁法線夾角為沖擊角 θ ，此時顆粒流子彈與靶板間的初始距離S定義為顆粒流子彈前端面的幾何中心與夾芯梁前面板上表面幾何中心的距離。

圖16 沖擊角為45 °時夾芯梁的變形（vp=150 m/s）Fig. 16 Deformation of sandwich beam (vp=150 m/s, θ = 45°)

圖16 和圖17 分別給出了顆粒流子彈在45°沖擊角下夾芯梁的變形過程和沖擊力時程曲線。當t=0.427 ms 時，顆粒流子彈的前端面與夾芯梁前面板將發生接觸，對應圖17 中的節點A。當t=0.468 ms 時，顆粒流子彈接觸前面板，出現初始沖擊力峰值，此時芯材和面板出現塑性變形，如圖16(b)中局部放大圖B-a 所示；節點B之后，沖擊區域芯材胞壁局部密實，如圖16(b)中局部放大圖C-b 中虛線框所示，沖擊力上升至節點C；節點C到D，芯材胞壁繼續塑性彎曲，如圖16(b)中局部放大圖D-c 中虛線框所示，沖擊力下降至節點D；節點D之后靠近顆粒集中流動區域的芯材胞壁局部密實，如圖16(b) 中局部放大圖E-d 中虛線框所示，沖擊力上升至節點E。節點E之后，夾芯梁的變形由局部凹陷向整體彎曲過渡，沖擊力逐漸下降至F，隨著時間的增加，結構響應結束，沖擊力最終降為零。

圖17 沖擊力時程曲線Fig. 17 Impact force versus time

由圖18 可知，沖擊角為45°時夾芯梁的變形模式與正向沖擊時的變形模式類似，主要表現為前面板和芯材的局部凹陷和整體彎曲以及背板的整體彎曲。結合圖11 發現，斜45°沖擊時夾芯梁的變形模式不具有對稱性，局部凹陷程度更小。結合圖13 和圖19 可以看出，夾芯梁的偏置導致顆粒主要沿著面板向下流動，顆粒分布在Z方向不再具有對稱性。與正向沖擊不同，沖擊角的變化導致顆粒流子彈的尖角首先接觸夾芯梁前面板，且初始接觸位置相較正向沖擊上移了半個胞元，這意味著斜沖擊時的響應時間起點會提前。

圖18 斜45°沖擊面板變形模式Fig. 18 Deformation modes of face sheets ( θ = 45°)

圖19 顆粒流子彈流動形態Fig. 19 Flow mode of granular slug

圖20 給出了夾芯梁前后面板跨中最大撓度與沖擊角的關系，從中可以看出沖擊角越大面板跨中最大撓度越小。圖21 給出了不同沖擊角對應的沖擊力時程曲線，從中可以發現沖擊角越大初始沖擊力峰值和最大沖擊力都越小、沖擊力響應時間起點越早、沖擊響應時間跨度越長。因此，從撓度和沖擊力時程曲線的角度來看，靶板偏置可以有效的提高其防護能力。

圖20 面板跨中最大撓度與沖擊角的關系Fig. 20 Maximum mid-span deflections of face sheets versus impact angle

圖21 不同沖擊角度下的沖擊力時程曲線Fig. 21 Impact force versus time at different impact angles

圖22 給出了沖擊角為45°時顆粒流子彈的動能時程曲線，根據其作用機制將曲線分成3 個階段：階段Ⅰ，顆粒流子彈受活塞桿推動加速達到恒定初始動能Ek0；階段Ⅱ，顆粒流子彈與夾芯梁相互作用，部分能量傳遞到夾芯梁；階段Ⅲ，顆粒流子彈與夾芯梁相互作用結束，此階段顆粒流子彈的動能為剩余動能Ekt。定義比值Ekt/Ek0為顆粒流子彈剩余動能占初始動能比重，顯然，剩余動能占比越大，作用在夾芯梁上的能量越小，越有利于結構防護。從圖23 可知，沖擊角越大，剩余動能占比越大，即作用在夾芯梁上的動能越小。圖24 從靶板的角度給出了夾芯梁的能量時程曲線（包含動能和內能），定義ET表示夾芯梁吸收的能量。定義比值ET/Ek0為夾芯梁吸能占初始能量比重，由圖25 可知，沖擊角越大，夾芯梁吸能占比越小，則作用在夾芯梁上的動能越小。

圖22 顆粒流子彈動能時程曲線Fig. 22 Kinetic energy of granular slug versus time

圖23 顆粒流子彈剩余動能占比與沖擊角的關系Fig. 23 Relationship between residual kinetic energy proportion and impact angle

圖24 夾芯梁能量時程曲線Fig. 24 Total energy of sandwich beam versus time

圖25 夾芯梁吸收能量占比與沖擊角的關系Fig. 25 Relationship between absorbed energy proportion and impact angle

圖26 給出了vp=150 m/s， θ =45 °時顆粒流子彈在X、Y、Z方向的動量時程曲線，根據其作用機制將曲線分成3 個階段：階段Ⅰ—顆粒流子彈受活塞桿推動加速達到恒定初始動量M0；階段Ⅱ—顆粒流子彈與夾芯梁相互作用，部分動量傳遞到夾芯梁，部分動量隨著顆粒沿著面板流動而偏轉；階段Ⅲ—顆粒流子彈與夾芯梁相互作用結束，此階段顆粒流子彈在Y、Z方向上的動量定義為剩余動量MtY和偏轉動量MtZ。由于顆粒流在X方向的流動就有對稱性，所以X方向動量始終為零。定義比值MtY/M0和MtZ/M0分別為剩余動量占初始動量比重和偏轉動量占初始動量比重，由圖27 可知，沖擊角越大，剩余動量占比和偏轉動量占比越大，即傳遞到夾芯梁的動量越小。圖28 從靶板的角度給出了夾芯梁的動量時程曲線，動量峰值Mmax表示傳遞到夾芯梁上的動量。定義比值Mmax/M0為傳遞到夾芯梁的動量占初始動量比重，由圖29 可知，沖擊角越大傳遞到夾芯梁的動量占比越小，即說明沖擊角越大，傳遞到夾芯梁的動量越小。

圖26 顆粒流子彈動量時程曲線Fig. 26 Momentum of granular slug versus time

圖27 顆粒流子彈剩余動量、偏轉動量占比與沖擊角度的關系Fig. 27 Relationships of proportion of residual momentum and proportion of deflection momentum with impact angle

圖28 夾芯梁動量時程曲線Fig. 28 Momentum of sandwich beam versus time

圖29 夾芯梁動量占比與沖擊角的關系Fig. 29 Relationship between proportion of momentum and impact angle

圖30 給出了沖擊角為45°時顆粒流子彈與夾芯梁前面板的摩擦力對夾芯梁沖擊響應的影響。可以發現，顆粒與夾芯面板間摩擦力對夾芯梁撓度無顯著影響。

圖30 摩擦因數與面板跨中最大擾度的關系Fig. 30 Maximum mid-span deflections of face sheets versus friction coefficients

2.3 芯材強度的影響

芯材強度對強動載荷下夾芯結構的動態響應和緩沖吸能有重要的影響，如何設計和選擇芯材是夾芯結構設計的重要內容之一。蜂窩材料面內軟而面外硬，即以面內彎曲變形為主導的各向異性二維內凹蜂窩，其面內強度小于以胞壁屈曲變形為主導的面外強度。通過合理的設計蜂窩材料，即芯材的寬度和高度尺寸相等，從而可以實現夾芯結構面密度相等的情況下而芯材強度不同。

圖31 和圖32 分別給出了顆粒流子彈正向沖擊下芯材面外設計的夾芯梁的變形過程和沖擊力時程曲線。圖33 給出了沖擊區域夾芯梁的剖面圖，其截面編號與圖31 和圖32 中的節點標號一一對應，這里定義截面A-A和B-B沿著X正方向的胞壁依次為A1、A2、A3、A4、B1、B2 和B3。當t=0.462 ms 時，顆粒流子彈前端面與前面板將發生接觸，對應圖32 中的節點A。當t=0.468 ms 時，顆粒流子彈開始接觸前面板，沖擊力迅速上升至節點B，此時夾芯梁尚無明顯變形；節點B之后，前面板和芯材出現塑性變形，如圖31中局部放大圖C-a 和圖33(b)中剖面圖C所示，胞壁A2、A3 出現塑性屈曲，沖擊力迅速下降到節點C；節點C到D，胞壁A2、A3 塑性屈曲，凹陷區域擴大，沖擊力上升；隨后，胞壁A2、A3 繼續塑性屈曲，形成“褶皺”，如圖31 中局部放大圖E-b 中虛線框所示，此時胞壁B2 出現塑性屈曲，如圖33(c)中剖面圖E所示，沖擊力下降至節點E；節點E之后胞壁A2、A3 和B2“褶皺”繼續擴大，胞壁A1、A4、B1 和B3 出現塑性屈曲，如圖33(b)、(c)中的剖面圖F所示，沖擊力上升至F；節點F之后，夾芯梁變形由局部凹陷向整體彎曲過渡，隨著時間的增加，結構響應結束，沖擊力最終降為零。在節點G處截面A-A和B-B的胞壁“褶皺”模式最終形成，意味著局部凹陷區域形成，變形停止，如圖31 中局部放大圖G-a 和圖33(b)、(c)所示。

圖31 芯材面外布置的夾芯梁的變形（vp=150 m/s）Fig. 31 Deformation of sandwich beam with out-of-plane honeycomb core (vp=150 m/s)

圖32 沖擊力時程曲線Fig. 32 Impact force versus time

圖33 芯材剖面圖Fig. 33 Sectional view of core

與芯材面內設計的夾芯梁變形模式類似，芯材面外設計的夾芯梁變形模式主要表現為前面板和芯材的局部凹陷和整體彎曲以及背板的整體彎曲。不同之處在于，面外設計芯材的局部凹陷是由胞壁屈曲引起。

芯材不同方向的變形模式決定了不同方向上的強度。面內設計的芯材胞壁以塑性彎曲變形為主導，而面外設計的芯材胞壁以塑性屈曲變形為主導。芯材面外強度大于面內強度，芯材呈現面內軟而面外硬的特性。由圖34 和圖35 給出的2 種芯材設計方向的面板跨中撓度時程曲線和沖擊力時程曲線可以看出，與面內設計的軟芯夾芯梁相比，面外設計的硬芯夾芯梁面板跨中撓度較小，但初始峰值沖擊力較大，沖擊力整體水平較高，沖擊力響應時間較短。

圖34 芯材面內和面外布置夾芯梁的跨中撓度時程曲線Fig. 34 Mid-span deflections of sandwich beams with in-plane and out-of-plane honeycomb cores versus time

圖35 芯材面內和面外布置夾芯梁的沖擊力時程曲線Fig. 35 Impact forces of sandwich beams with in-plane and out-of-plane honeycomb cores versus time

3 結 論

建立了顆粒流子彈發射的有限元模型，研究了顆粒流子彈沖擊載荷下負泊松比力學超材料夾芯梁的動態響應和緩沖吸能機理，獲得的主要結論如下。

(1)正向沖擊載荷作用下，夾芯梁變形模式為局部凹陷和整體彎曲，并伴隨著面內設計的芯材的胞壁內凹變形。夾芯梁面板的跨中最大撓度與沖擊載荷呈近似對數線性增加關系。

(2)斜向沖擊載荷作用下，夾芯梁的變形模式具有非對稱性，且局部凹陷的程度減小。沖擊角越大，夾芯梁面板跨中最大撓度越小，傳遞到夾芯梁的動量和動能越小，沖擊力的響應時間起點越早，沖擊力響應的時間越長，因此靶板斜置能夠有效偏轉動量，更有利于結構防護。顆粒流子彈與夾芯梁間摩擦力對夾芯梁變形影響不大。

(3)芯材面外設計的夾芯梁充分利用了二維內凹蜂窩芯材面外方向強度大的優勢，使其局部凹陷變形伴隨著胞壁屈曲形成的褶皺。等面密度條件下，與采用面內設計的軟芯夾芯梁相比，采用面外設計的硬芯材的夾芯梁面板跨中撓度較小，但初始峰值沖擊力較大，沖擊力整體水平較高，沖擊力響應時間較短。