第一批制造的不可切削材料

我们创造了一种新的建筑材料，既能高度变形，又能超强抵抗动态点载荷。以生物为灵感的金属蜂窝结构(带有大陶瓷段的内部网格)不能被角磨机和电钻切割，而且它只有15%的钢材密度。我们的体系结构的极端硬度来自于柔性细胞基质中嵌入的陶瓷和攻击工具之间的局部共振，该工具在界面上产生高频振动。制造过程中陶瓷颗粒的不完全固结也促进了陶瓷微球破碎成微米级的颗粒物，这提供了在较高加载速率下阻力增加的磨料界面。陶瓷段和多孔材料之间的对比对水射流切割机也是有效的，因为陶瓷球体的凸起几何形状扩大了水射流，并将其速度降低了两个数量级。将设计范式从静态抗力转变为材料相与外加载荷之间的动态相互作用，可以激发具有不同长度尺度的预编程机制的新型变形材料。

大自然使用分层结构来保护自己免受极端负载的影响。柚子从10 m自由落体不会损伤果肉1，因为柚皮由维管束和开孔的细胞结构组成，其支柱由薄壁细胞组成。生活在亚马逊的龙鱼通过鳞片的分层设计来抵御食人鱼三角形牙齿阵列的攻击2.每片鳞片的高度矿化的外层都有正弦形的凹槽，其周期与食人鱼的牙齿间距不同步。外部界面由胶原纤维的交叉层排列组成的底层分层结构加强。生物贝壳的坚硬也要归功于历经数亿年演变而来的等级结构3。珍珠层的鲍鱼是由坚硬的文石瓷砖与有机，灵活的夹层。其断裂韧性是文石单晶的3000倍。5、6提出了一个一维模型来研究高体积分数矿砖与柔性蛋白层之间的相互作用。要求加工温度超过300 °C的金属在生物结构中很大程度上是不存在的；也就是说，自然界只能创造出在地面环境条件下容易转变的材料和建筑。

多尺度材料制造技术得益于最近的发展，如自传播光聚合物波导，以获得前所未有的性能。8将金属中位错(局部缺陷)的已知好处转化为具有毫米尺度单位晶胞的3D打印聚合物晶格。他们的工作表明，人们需要考虑系统级的相互作用，并且只关注重复的单元单元可能是自我限制的。形状可重构材料(SRM)的发展是为了在施加相对较小的载荷时允许显著的形态变化，并在载荷被移除时保持所需的形状9。人们提出了将输入的机械波的能量转换为局部共振的新颖结构。该概念的实施例范围从原子尺度10到3D打印结构11直到基础设施级，例如地震元障碍物12。拓扑优化算法已经产生了能够聚焦、转向或分散冲击波13的材料图案。我们最近的工作表明，局部自撞击结构可以激发材料的固有频率以干扰振荡载荷，从而使振动14、15最小化。

我们的研究创造了一种新的金属陶瓷分层结构(图1)，它在局部载荷下容易受到内部振动的影响。这些振荡被设计为当旋转刀具在其路径上遇到陶瓷球时发生。与陶瓷部分的接触在旋转圆盘的边缘产生局部载荷，从而导致高频的平面外振动16。抵抗机制的第二个方面受到弗朗西斯·培根(Francis Bacon)17的启发，他写道：“这种物质的变形，被袖子抓住，将会变成许多变形。”他认为物质不能被毁灭或湮灭，只能重塑、改造或转变成新的几何、状态或成分。因此，我们没有试图通过使用最硬的可用材料(即具有最高纯度)来防止陶瓷段的碎裂。相反，我们采用了颗粒致密性不佳的氧化铝球来促进破碎成细小的颗粒。

制造步骤包括将金属粉末与少量发泡剂混合。然后按压混合并挤压成预制件形状。压缩粉末棒可实现陶瓷段在正交图案中的精确放置，并可在工业炉中制造最终产品。

我们对圆柱形样品(直径60 mm×高度150 mm)进行压缩加载，以表征我们的超材料的机械性能(图3)。加卸载试验测得的杨氏模量为E=5.5 GPa，屈服应力为σy=8.1 MPa(按ISODIS13314标准测量)。材料的泊松比在加载的早期阶段大约是0.0，并从10%的工程应变开始上升到0.5(见方法，第1节)。细胞结构表现出明显的变形性，超过了先前对致密应变为εd≈0.25时细胞金属19、20、21、22、23的工程应变的20%。陶瓷球的夹杂物在静态载荷下没有明显的影响，因为变形遵循电阻最小的路径，通过球之间的胞状基质。

圆柱形试样的压缩试验。(A)圆柱形试样的准静态压缩试验，(B)含陶瓷球的泡沫金属显示出明显的平台，压缩变形能力高达25%。

相对较低的平台应力(与实心钢相比)和大压缩变形的能力在极端载荷下的能量耗散方面是非常好的。然而，保护系统通常也需要硬度来承受点载荷。抗弹道通常是用陶瓷材料，如高纯氧化铝(Al2O3)或高硬度装甲钢来实现的。具有各种压头形状和测试方案24的硬度测量仪器的多样性表明，硬度可能不是材料的基本属性，而是包括屈服强度、加工硬化、真实拉伸强度、弹性模量和诸如原子键强度的微观属性的复合属性。在我们的研究中，我们的目标不是布林内尔、洛克韦尔或诺普凹痕的低深度，而是在现实生活中极端载荷下对渗透的抵抗力。我们专注于发展对严重局部负荷的抵抗力，如角磨机、电钻和水射流切割机，这些都是极端负荷的例子。专注于这些特定的最终用户特性使我们能够背离为高硬度(即低压痕阻力)设计的既定范例。

角度研磨机的攻击代表了第一个应用于穿透我们的建筑材料的高度局部化的载荷。我们使用直径115 mm和125 mm的切割盘，采用蓝宝石光洁度来切割我们的面板样品(有关盘的说明，请参见图4和方法部分2)。角磨机转速高达180r/s，轮缘速度高达80 m/s。角磨机只能实现部分切削，磨损量大。它的外径在60-65 秒后从115 mm迅速减小到44 mm(Marcrist盘)，从12 5 mm迅速减小到10 0 mm(Tyrolit盘)。在这一点上，切割盘变得无效(图4b和电影S1.)。执行测试的准确切割攻击时间列在方法第2节中。为了将我们的结果与现有的装甲材料进行比较，我们还测试了目前可用的最好的轧制均质装甲(RHA)钢之一，该钢以MARS 220商标销售。钢在低于2 0 0 °C的温度下淬火和回火，使其具有440Brinell硬度。角度磨床在45 秒内完全穿透10 mm MARS220板(请参阅方法第2节和电影OS2)。

在我们的任何一次切割测试中都没有达到完全的穿透。同时，(a，b)Marcrist和(C)Tyrolit盘片在切削攻击后一分钟内发生过度磨损，导致角磨机失效。

我们设计的材料的阻力机制利用了陶瓷球和柔性铝蜂窝结构之间的刚度对比。因此，旋转角度磨床的能量部分转移到旋转盘的机械振动中(图5b，c)，随后又转移到陶瓷球(嵌套在柔性多孔基质中)的振动中，与切割盘相互作用(图5b，c)。工具操作员报告振动，在电影1中也很明显。计算机断层扫描还检测到泡沫铝结构中的裂缝(图5c，e，补充信息A和电影3-5)。振动界面的工作原理如图5b所示。转盘与陶瓷球(蓝色)的局部接触产生宽带振动。这样的行为与坎贝尔16岁以前的工作是一致的，他的意思是

当圆盘仅接触陶瓷球的外表面时，动态振动是无效的，因为切割圆盘侧面的接触面积不足以激发相当大的圆盘振动。然而，随着切割的进行，它增加了与阀瓣边缘的接触区域(图5f)。结果，产生了横向圆盘振动，这产生了与部分切割的陶瓷球的动态界面。除了将切割盘应用于球体赤道的情况外，我们还测试了角度磨床在球体一侧、赤道附近且更靠近球体极点进行切割的情况(见SI与这些情况的CT扫描和电影6-9)。我们观察到了同样的结果，即切割盘直径在一分钟多一点的时间内迅速减小，角磨机停止工作。有趣的是，振动机制对电动钻头同样有效，因为钻头的几何形状与角形磨床的扁平切削盘有很大不同。在所有情况下，当钻头遇到陶瓷球时，钻探进度都会停止(见电影10)。因此，振动界面机制对旋转刀具的长径比并不敏感。切削和钻孔试验的实验程序和详细结果在方法第2节中说明。这些试验的CT扫描包含在补充信息C中。

振动的理论模式25、26由沿角方向的形状变化组成，波形由n表示(见图6)。第一个角波对应于沿圆盘圆周的单个正弦波，表示为n=1。对于n=2的偏转形成两个波的序列，对于n=3形成三个波的序列，依此类推。除了圆周模式之外，波形还可以从盘的中心径向传播。这样的波浪就像是把一块鹅卵石扔进湖里后观察到的涟漪。对应于s=0的基本径向模式类似于均匀压力下的偏转(参见图6a)。S=1、2等的高径向模在径向形成“正弦”波。

(A)振动模式由角波组成，用n = 1表示一波，n = 2表示两波，n = 3表示三波，以及从圆盘中心向圆周传播的径向波，用s = 0表示(类似于均匀压力下的偏转形状，s = 1表示一个轴对称波)。径向分量和角度分量的组合出现在较高频率(例如，n = 1和s = 2)。(B)由旋转圆盘中的第一组向前和向后行波传递到球体上的振动信号是双模的。(C)前三个模态(f 1，0 + f 0，0 + f 2，0)与前两个模态和仅第一个模态信号叠加的累积效应。当激励多个行波时，激励变为多模态，信号变得不规则。(D)具有中心孔的实际切削盘的计算振动模式(n = 4，s = 0，其中{f}_{B}=713\，Hz\)和\({f}_{F}=2175\，Hz\)，(E)陶瓷球在柔性连续体中的振动模式(9340 Hz)，(F)考虑多个嵌入球之间相互作用的金属泡沫振动模式。

Timoshenko 26将旋转圆盘的自由振动表示为随时间变化的径向分量和角分量的乘积，如下所示：

其中ωns=2πf ns是对应于角、n和径向s模的叠加的振动的固有频率。利用三角恒等式，公式(1)可以简化为：

应当注意，圆盘的固有频率取决于旋转速度，即ωns=f(ω圆盘)是圆盘转速的函数，因为旋转在圆盘中产生离心张力，并因此使其变硬。细心的读者可能还会认识到，模态形状是在与圆盘一起旋转的圆盘参照系中给出的。测量与轮缘接触的固定点(例如嵌入的陶瓷球)的挠度的外部观察者跟踪相对于圆盘顺时针旋转的逆时针方向移动的点。这样的点在旋转坐标系中的坐标是θ点(T)=θ0−ωDisk t，其中θ0是初始角位置。因此，在静止参照系中具有R点、θ点坐标的点将经历以下激励：

$$\BEGIN{array}{rcl}z({R}_{point}，{\theta}_{point}(T)，t)&；=&；{z}_{s}({R}_{point})\cdot\，\sin(n({\theta}_{0}-{\omega}_{disk}t)\pm{\omega}_{ns}t)\\&；=&；{z}_{s}({R}_{point})\CDOT[\sin(n({\theta}_{0}-{\omega}_{disk}t)+{omega}_{ns}t)+{\&；&；+\，\sin(n({\theta}_{0}-{\omega}_{disk}t)-{\omega}_{ns}t)]\\&；=

$$\BEGIN{array}{ccc}{\omega}_{ns\，F}^{sphere}&；=&am。

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