力学超结构作为一种通过人工设计拓扑结构实现非常规力学性能的先进材料体系，已成为解决航空航天、智能装备、防护工程等领域“轻量化–高承载–多功能”矛盾的核心技术之一^{[ [1] LI Y B, YU S Y, QING H T, et al. Reprogrammable and reconfigurable mechanical computing metastructures with stable and high-density memory[J]. Science Advances, 2024, 10(26): eado6476.
[2] 王国庆, 王鹏飞, 李振, 等. 超结构制造: 开辟先进制造新领域[J]. 机械工程学报, 2025, 61(16): 1–12.WANG Guoqing, WANG Pengfei, LI Zhen, et al. Meta-structure manufacturing: Pioneering new frontiers in advanced manufacturing[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2025, 61(16): 1–12.
[3] 姚谦, 杨钊, 王昕, 等. 力学超结构设计方法研究进展[J]. 应用数学和力学, 2024, 45(8): 974–1000.YAO Qian, YANG Zhao, WANG Xin, et al. A review of design methods for mechanical metastructures[J]. Applied Mathematics and Mechanics, 2024, 45(8): 974–1000.
1-3 ]}。通过精准调控结构单元的几何特征，可实现传统天然材料难以企及的性能，如超高刚度^{[ [4] ZHENG X Y, LEE H, WEISGRABER T H, et al. Ultralight, ultrastiff mechanical metamaterials[J]. Science, 2014, 344(6190): 1373–1377.
4 ]}、负泊松比^{[ [5] ZHANG X Y, SUN Q, LIANG X, et al. Stretchable and negative-poisson-ratio porous metamaterials[J]. Nature Communications, 2024, 15: 392.
5 ]}、负热膨胀^{[ [6] HE P, DU T, ZHAO K R, et al. Lightweight 3D graphene metamaterials with tunable negative thermal expansion[J]. Advanced Materials, 2023, 35(6): 2208562.
6 ]}等，在航天器轻量化构件、高速装备缓冲系统、极端环境防护装置等场景中展现出广阔应用前景。随着工程需求向动态适配和多功能集成升级，对力学超结构的性能调控灵活性、结构可扩展性提出更高要求。亟须突破传统设计范式，构建兼具模块化、可重构与可编程特性的新型超结构体系^{[ [7] JIAO P C, MUELLER J, RANEY J R, et al. Mechanical metamaterials and beyond[J]. Nature Communications, 2023, 14: 6004.
7 ]}。

当前，力学超结构的制备高度依赖于增材制造技术（如熔融沉积成形^{[ [8] KRISTIAWAN R B, IMADUDDIN F, ARIAWAN D, et al. A review on the fused deposition modeling (FDM) 3D printing: Filament processing, materials, and printing parameters[J]. Open Engineering, 2021, 11(1): 639–649.
8 ]}、光固化成形^{[ [9] HUANG J G, QIN Q, WANG J. A review of stereolithography: Processes and systems[J]. Processes, 2020, 8(9): 1138.
9 ]}等），这类技术虽能精准复现复杂拓扑结构，却存在显著局限性^{[ [10] WONG K V, HERNANDEZ A. A review of additive manufacturing[J]. International Scholarly Research Notices, 2012, 2012(1): 208760.
10 ]}。一方面，增材制造的一体化成型方式导致超结构性能固化，一旦制备完成，其拓扑结构与力学特性无法调整，难以适配工况变化下的动态性能需求^{[ [11] ABDULHAMEED O, AL-AHMARI A, AMEEN W, et al. Additive manufacturing: Challenges, trends, and applications[J]. Advances in Mechanical Engineering, 2019, 11(2): 1687814018822880.
11 ]}；另一方面，受打印设备尺寸与工艺限制，超结构的制备规模存在明显瓶颈，并且需在制备效率（如打印速度、分层数量）与成本（如设备能耗、时间成本）之间权衡，难以实现二者的平衡^{[ [12] ZHENG X Y, SMITH W, JACKSON J, et al. Multiscale metallic metamaterials[J]. Nature Materials, 2016, 15(10): 1100–1106.
[13] CALIGNANO F, MANFREDI D, AMBROSIO E P, et al. Overview on additive manufacturing technologies[J]. Proceedings of the IEEE, 2017, 105(4): 593–612.
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[15] KELLY B E, BHATTACHARYA I, HEIDARI H, et al. Volumetric additive manufacturing via tomographic reconstruction[J]. Science, 2019, 363(6431): 1075–1079.
12-15 ]}。此外，增材制造为保证复杂拓扑的成型精度，常需设计大量支撑结构，这不仅导致材料损耗率显著上升，还需额外投入人力与设备进行支撑去除等后处理工序，进一步降低制备效率并推高综合成本^{[ [16] JIANG J C, XU X, STRINGER J. Optimisation of multi-part production in additive manufacturing for reducing support waste[J]. Virtual and Physical Prototyping, 2019, 14(3): 219–228.
16 ]}。这些固有缺陷严重制约了力学超结构从实验室原型验证向工程规模化应用的转化进程，成为其实际落地的关键障碍。

为突破上述制造瓶颈，离散组装超结构的概念应运而生^{[ [17] CHEUNG K C, GERSHENFELD N. Reversibly assembled cellular composite materials[J]. Science, 2013, 341(6151): 1219–1221.
17 ]}。该方法通过将复杂超结构分解为若干可重复制造、可互换、可装配的标准化构件，再通过机械连接^{[ [18] GREGG C E, CATANOSO D, FORMOSO O I B, et al. Ultralight, strong, and self-reprogrammable mechanical metamaterials[J]. Science Robotics, 2024, 9(86): eadi2746.
18 ]}、嵌锁^{[ [19] DONG L. Mechanical responses of Ti–6Al–4V truss lattices having a combined simple-cubic and body-centered-cubic (SC–BCC) topology[J]. Aerospace Science and Technology, 2021, 116: 106852.
19 ]}或磁性吸附^{[ [20] JENETT B, ABDEL-RAHMAN A, CHEUNG K, et al. Material-robot system for assembly of discrete cellular structures[J]. IEEE Robotics and Automation Letters, 2019, 4(4): 4019–4026.
20 ]}等方式实现模块化装配，从而在保持几何复杂性的同时实现可维护性与可重构性。与传统增材制造一体成型的超结构相比，离散组装结构不仅可在损伤后快速更换局部部件，还能通过单元重组实现不同拓扑结构间的快速切换，显著提升了结构体系的可扩展性与可编程性^{[ [21] JENETT B, CAMERON C, TOURLOMOUSIS F, et al. Discretely assembled mechanical metamaterials[J]. Science Advances, 2020, 6(47): eabc9943.
21 ]}。尽管如此，现有离散组装体系仍面临若干关键问题。其一，当前设计多基于特定拓扑结构的专用构件，仅适用于特定晶格（如八面体或蜂窝结构），缺乏多晶格间的几何兼容性与通用连接标准^{[ [22] GREGG C E, KIM J H, CHEUNG K C. Ultra-light and scalable composite lattice materials[J]. Advanced Engineering Materials, 2018, 20(9): 1800213.
[23] LI J X, SUI C, SANG Y N, et al. A flexible, reusable and adjustable high-performance energy absorption system inspired by interlocking suture structures[J]. International Journal of Solids and Structures, 2024, 296: 112839.
22-23 ]}。其二，性能调控维度有限，现有离散组装超结构大多数通过改变组件的几何尺寸来调控结构的力学特性，调控空间有限，难以实现刚度、强度、吸能等多性能的协同优化。这些问题使得离散组装超结构的设计灵活性与工程适用性大打折扣。

针对上述挑战，本文围绕离散组装力学超结构的混杂设计开展系统性研究，旨在构建“模块化单元–多晶格兼容–性能可调控”的一体化设计方案。首先，设计一种具有几何兼容的L形组件，通过变换空间布局，实现Octet、FCC、Cuboctahedra 3类典型晶格的通用组装与拓扑互换，解决传统离散结构几何不兼容、构型单一的问题。同时，利用组件装配的可逆性，使结构在制备完成后仍具备可重构与可修复的能力，为后续的性能调控和布局重构提供了基础。其次，采用3D打印与机械连接相结合的混合工艺路线，构建二维几何单元，在保证结构几何特征的同时实现无支撑打印，大幅度提升制备效率的同时显著降低制备成本。最后，基于L形组件的几何兼容特性提出软–硬层混杂（FCC–Octet交替堆叠）与局部硬化（体心/面心区域强化）两种性能调控策略，结合有限元仿真与试验验证，系统分析不同融合布局对结构刚度、强度及能量吸收特性的影响。本文研究为离散组装力学超结构的轻量化设计与力学性能调控提供了新的技术路径。

在离散组装力学超结构体系中，基本构件的几何特征、连接方式及约束条件直接决定整体拓扑特征与力学性能。与传统一体成型的超结构不同，离散组装超结构通过组件的阵列、拼装与替换，使宏观结构具备可扩展性、可重构性与可编程性。为实现多晶格共用与可编程组装，本文提出模块化的L形组件，通过几何设计兼容多种空间拓扑，实现多晶格可编程构建。

八面体（Octet）、面心立方（FCC）与立方八面体（Cuboctahedra）是3类典型桁架超结构，虽拓扑不同，但均由“L”形连接的杆件网络构成，存在几何共性（图1）。因此，本文巧妙地提出L形单元，旨在通过统一的几何单元构建多拓扑可编程离散组装体系，如图1（d）所示。为了满足多方向拼装与力学传递需求，L形单元采用了三耳片式设计。3个耳片分别位于两臂端部和转角处。每个耳片均设置标准化安装孔，便于通过螺栓或销轴进行机械连接，从而在保持节点刚度的同时实现可拆卸性与重复装配能力。

在连接与约束设计方面，本文采用榫卯连接与紧固件连接相结合的装配方式，以确保节点处载荷传递的连续性。该方式不仅保证了结构受力的均匀性，也便于局部拆解与构件替换，为后续混杂拓扑与局部可编程研究提供了条件。与传统焊接相比，紧固件连接在不牺牲整体刚度的情况下，显著提高了结构的可维护性与再利用性。图2展示了基于L形单元的可扩展组装过程。

通过调整L形单元的空间排布方向，可实现多种典型晶格的可扩展组装。图3呈现了由相同尺寸基本单元构建的FCC、Cuboctahedra、和Octet 3类晶格的等效单胞、2×2×2阵列及平面投影图。三者虽在几何构型上存在显著差异，但采用相同的基本构件及空间连接逻辑，充分证明了L形单元的通用性。

基本单元的几何兼容特性，也使得3种典型晶格的混杂设计成为可能。图4展示了本文提出的混杂结构构建过程及其可编程设计原理。该策略以L形组件为基本单元，通过在装配阶段对不同晶格单元（FCC、Cuboctahedra、Octet）的空间分布进行控制，实现不同的力学响应。结构整体由多个等效单胞组成，其中每一层或区域可根据功能需求选取不同晶格类型或材料属性。通过不同的空间堆叠顺序，实现多种宏观力学性能组合，为离散组装超结构实现可编程特性提供了一个新的路径。

本研究提出的离散组装力学超结构采用3D打印与紧固件组装结合的制备工艺路线，如图5所示。相比传统一体化制造方式，该方法充分结合了3D打印的高精度几何成型能力与模块化组件的装配灵活性，既能实现复杂几何单元的快速制备，又可在宏观层面实现可重构与可扩展装配。所有基本单元均采用Bambu Lab P1S打印机制备，打印方式为熔融沉积成型（Fused deposition modeling，FDM）。打印材料选用聚乳酸（Polylactic acid，PLA），该材料具有低收缩率和稳定的固化性能，有助于实现高的成型精度，适合用于验证离散组装体系的几何兼容性与结构稳定性。打印喷嘴直径为0.4 mm，层厚固定为0.16 mm。这种L形单元可以实现无支撑打印，避免了支撑材料引起的浪费，并且极大地提高了制备效率。

打印完成后的基本构件无需额外的支撑去除或表面后处理，即进入组装阶段。装配采用标准化机械连接方式，通过螺栓紧固实现构件之间的可拆卸连接。其中一个晶格单胞的组装过程如图6（a）所示，6个L形单元按照特定的空间顺序排列可形成1个完整的八面体单胞结构。每个顶点处有1个螺栓连接节点，用以实现各方向构件的刚性约束。紧固件的连接形式有两种，如图6（b）所示，分别用于实现单胞的组建与单胞之间的扩展。通过阵列排布单胞，可快速构建出大尺度的三维晶格样件。整个装配过程无需额外辅助夹具或粘接材料，且连接可逆，便于局部替换与拓扑调整，如图6（a）所示。

为深入分析离散组装力学超结构的变形机制与力学响应规律，本文采用有限元数值模拟方法对离散组装超结构在准静态压缩条件下的力学响应进行了研究。数值模拟采用通过仿真软件Abaqus/CAE 2020，采用显式动力学求解算法完成。该算法适用于处理包括大变形、非线性接触及屈曲失稳等复杂问题，能够有效捕捉结构在加载过程中的局部屈曲与能量耗散行为。在有限元分析中，为兼顾计算精度与效率，本文对榫卯连接采用了基于弹簧串联特性的合理简化策略^{[ [21] JENETT B, CAMERON C, TOURLOMOUSIS F, et al. Discretely assembled mechanical metamaterials[J]. Science Advances, 2020, 6(47): eabc9943.
[22] GREGG C E, KIM J H, CHEUNG K C. Ultra-light and scalable composite lattice materials[J]. Advanced Engineering Materials, 2018, 20(9): 1800213.
21-22 ]}。本文的离散组装体系可近似视为由连接节点与杆件串联组成的框架结构。当节点连接部分的强度和刚度明显高于杆件本体时，整体结构的变形主要受杆件控制。基于此，L形组件在设计阶段已考虑连接处复杂性，耳片几何尺寸与厚度均设计为大于主承载梁截面尺寸，以确保节点连接处的局部刚度和强度均高于主杆件。因此，在有限元模型中，将榫卯及螺栓连接区域简化为实体单元直接连接的方式进行处理，即在各节点区域采用连续实体网格实现力的传递，而不再显式模拟螺栓、孔隙及局部摩擦细节（图7（a））。该简化建模方法能够准确反映实际装配结构的整体受力特征，并与试验结果（图8）表现出良好一致性。

材料力学参数来源于单轴拉伸试验，拉伸标准采用ASTM D638，拉伸测试得到的真实应力–应变曲线如图9所示。其主要性能指标包括：弹性模量E=1.8 GPa；屈服强度σ_ys=34 MPa；泊松比υ=0.4；密度ρ=1.14 g/cm³。材料本构模型采用理想弹塑性模型，该模型能够合理描述PLA材料在弹塑性变形阶段的应力–应变响应特性，为后续数值模拟提供可靠的材料输入参数。在有限元模型中，所有网格均采用C3D8R八节点线性缩减积分六面体单元（图7）。为了确定合适的网格尺寸，本文进行了网格收敛性分析，其结果如图7（b）所示。结果表明，当网格尺寸从1.0 mm减小至0.5 mm时，计算结果逐渐趋于稳定。当网格尺寸进一步减小至0.3 mm时，所得强度（峰值应力）变化幅度小于3%，表明此时模型结果已达到收敛。综合考虑计算精度与效率，本文在后续分析中统一采用0.5 mm作为全局网格尺寸。

在边界条件设置方面，有限元模型由上下两个刚体压板组成，下部刚体完全固定，上部加载面采用位移控制的准静态压缩方式。连接界面采用通用接触模型，法向接触设置为硬接触，切向摩擦系数设为0.3。

为验证有限元模型的准确性，本文对典型Octet晶格结构进行了试验验证（图8）。仿真与试验所得的应力–应变曲线与变形过程均表现出良好一致性，证明了仿真模型的有效性。为后续的仿真分析研究奠定了可靠基础。

为定量比较3种典型晶格结构的力学性能，本文基于建立的有限元模型对各晶格结构进行了系统仿真分析，主要考察载荷–位移响应、等效刚度、强度及能量吸收特性等关键指标。分析采用的仿真模型均为3×3×3阵列，其尺寸为310.5 mm×310.5 mm×310.5 mm，仿真结果如图10所示。图10（a）给出了3种晶格在准静态压缩下的载荷–位移曲线。可以看出，3种结构均经历了“初始线性阶段–屈服阶段–平台阶段–致密化阶段”的典型变形过程，但响应特征存在显著差异。Octet晶格的刚度最高，载荷–位移曲线斜率较大，且强度明显高于另外两个典型晶格结构，表现出明显的高刚度与高强度特征；FCC晶格与Cuboctahedra晶格的刚度和强度相对较低，其载荷曲线在达到初始峰值之后形成较平缓的稳定平台，表现出明显的低刚度、低强度、以及稳定吸能的特点。

图10（b）定量的比较了3种晶格的刚度与比刚度特性。Octet晶格的刚度最高，可以达到7444 kPa，比刚度为176 kPa·kg^–1·m³。这主要归因于Octet晶格节点连通性较高，受力以拉伸为主导，故而单位质量承载效率最优^{[ [24] DONG L, DESHPANDE V, WADLEY H. Mechanical response of Ti–6Al–4V octet-truss lattice structures[J]. International Journal of Solids and Structures, 2015, 60–61: 107–124.
24 ]}。FCC晶格的刚度和比刚度分别为3565 kPa和142 kPa·kg^–1·m³；Cuboctahedra晶格的刚度最低，仅为2917 kPa。3种晶格的强度与比强度特性如图10（c）所示，Octet晶格峰值强度最高，达到96 kPa，比强度为2.3 kPa·kg^–1·m³，承载能力优异；FCC与Cuboctahedra晶格的强度相对较低。其中，FCC晶格的强度为38 kPa，相比于octet晶格下降了60.4%，其峰值应力降低且应力平台稳定，在冲击防护领域极具应用潜力。图10（d）对3种晶格的能量吸收特性进行了比较，为便于吸能能力对比，此处能量吸收取应变达0.7前对应阶段的能量。Octet晶格总能量吸收量最高达到974 J，比吸能达到775 J·kg^–1，展现出高载荷下的强吸能特性。FCC晶格与Cuboctahedra晶格吸能能力稍低，但能量吸收曲线平缓，吸能稳定，可在大应变范围内持续耗能，适用于缓冲吸能及减震场景。综合对比可知，3种晶格在力学性能上呈现出明显差异：Octet晶格刚度与强度最高，单位质量承载效率优异，适用于高载荷承载与支撑结构；FCC晶格与Cuboctahedra晶格刚度与能量吸收性能均衡，结构稳定性好，吸能稳定，能在较大应变下持续耗能，适合缓冲吸能及减震应用。为后续混杂结构力学性能的可编程特性提供了理论依据与数据支持。

为了评估所提出的3种离散组装力学超结构的刚度特性，本研究将其相对刚度与文献中报道的多种典型超结构进行了对比分析^{[ [19] DONG L. Mechanical responses of Ti–6Al–4V truss lattices having a combined simple-cubic and body-centered-cubic (SC–BCC) topology[J]. Aerospace Science and Technology, 2021, 116: 106852.
19 ， [25] ZHANG J W, ZHAO T H, YI Y S, et al. Additive manufacturing assisted fabrication of octet truss structures using continuous carbon fibre composites and the resulting mechanical responses[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2023, 319: 118089.
[26] GUO X Y, XU Y M, WANG X, et al. Hierarchical discrete assembly of mechanical metamaterials with application to modular unmanned aerial systems[J/OL]. Advanced Materials Technologies, 2025: e01455[2025-09-10]. https://advanced.onlinelibrary.wiley.com/doi/abs/10.1002/admt.202501455.
25-26 ]}，如图11所示。纵坐标表示相对刚度，即结构等效刚度与基材刚度的比值，用以衡量不同结构在轻质化条件下的承载效率。从结果可以看出，本文提出的离散组装超结构可以实现极低密度的制备，能够达到18 kg^–1·m³，并且在相同等效密度条件下，相对刚度对比嵌锁式组装结构有明显地提升。表明所设计的离散组装超结构在满足轻量化设计要求的同时，还能实现高比刚度，具有优异的承载特性。

为实现离散组装力学超结构的多功能可编程特性，本文基于不同拓扑晶格的力学差异，提出了软–硬层混杂结构设计策略。该策略通过在轴向方向上布置不同类型的晶格单元层，从而实现力学响应的分区调控与宏观性能的可编程设计。结合前述3种典型晶格的力学特征，本节研究选取高刚度的Octet晶格作为“硬层”，力学响应平缓的FCC晶格作为“软层”，构建两类代表性混杂体系：即软–硬–软（FCC–Octet–FCC）型与硬–软–硬（Octet–FCC–Octet）型混杂结构，具体设计如图12所示。其中，软–硬–软分层结构由上下多层FCC晶格、中间若干层Octet晶格组成；硬–软–硬分层结构则反之，由上下多层为Octet晶格、中间若干层FCC晶格构成。通过改变中间硬层（或软层）的层数（分别记为N和K），可实现结构整体刚度、强度与能量吸收的定向调控。

图13呈现了软–硬–软分层结构在不同硬层数下的载荷–位移曲线及力学性能指标对比结果。由图13（a）可知，以N层Octet为中间硬层的软–硬–软结构为例，随着N增大，载荷–位移曲线整体上移，刚度逐步提升，表明硬层占比越高，结构整体抗变形能力越强。特别是当N=3时，载荷–位移曲线呈现明显的双阶段特征：位移小于130 mm阶段，平均载荷较低，对应外部FCC软层主导变形；位移在130~360 mm阶段，平均载荷显著上升，转为中间Octet硬层主导承载。

由图13（b）可知，随N增加，结构初始刚度持续提升，当N=5时，分层结构完全由Octet单胞组成，其刚度水平与Octet晶格一致；但当N从0增至3时，比刚度呈现出相反的趋势，从166 kPa·kg^–1·m³ 降至146 kPa·kg^–1·m³，这是由于N增大导致结构相对密度升高，进而抵消了刚度提升对单位质量性能的增益。图13（c）为不同N下的强度与比刚度对比。强度随着N的增加呈上升趋势，而比刚度随N从0增至3后下降23%（从1.3 kPa·kg^–1·m³降至1.0 kPa·kg^–1·m³），变化规律与刚度特性一致。图13（d）显示，随着N的增加，分层结构能量吸收能力显著提升，从593 J增至1472 J，增幅达148%。为了进一步揭示分层结构的变心过程，图14展示了N=3时结构不同应变对应的应力云图。根据结果可知，变形分为两个阶段，在低应变压缩下，外层FCC软层优先发生屈曲变形，此时FCC主导整个结构的变形过程；随着应变的增加，FCC层的承载梁相互接触达到密实化，Octet层逐渐开始主导变形，形成“外柔内刚”的分级响应模式，有效避免硬层过早失效。为了对比N对变形过程的影响，图15展示了低应变阶段（ε=2.3%）软–硬–软分层结构在不同硬层数N下的应力云图。

图16展示了软–硬–软分层结构的力学特性。由图16（a）中的载荷–位移曲线可知，以K层FCC为中间层的软–硬–软分层结构，随K值增加，载荷–位移曲线整体呈显著下降趋势，表明结构整体抗变形能力随软层占比增加而减弱；且当K=1和3时，曲线均呈现明显的双阶段响应模式。由图16（b）可知，随K值增加，结构刚度表现出单调降低趋势，从初始的8500 kPa降低到4038 kPa，降幅52.5%；但是，其比刚度表现出先下降，后上升的趋势，在K=3时达到局部最小值，为140 kPa·kg^–1·m³。图16（c）给出了不同K下的强度性能对比结果，其变化趋势与刚度特性相似：强度随着K的增加而呈单调降低趋势；而比强度在K=1时出现局部最低值，为0.88 kPa·kg^–1·m³。图16（d）展示了不同K对结构能量吸收特性的影响，结果表明，随着K的增加，结构总能量吸收和比吸能均呈逐步降低趋势。此外，图17展示了低应变阶段（ε=2.3%）硬–软–硬分层结构的应力云图。类似的，高应力主要集中于软层区域，表明加载过程中内部软层优先发生变形，外部硬层后续参与承载，形成“外刚内柔”的变形模式。

在软–硬层分层结构实现宏观性能分区调控的基础上，本文进一步提出了一种基于晶格拓扑分布的局部硬化策略，以实现更精细的结构可编程调控。不同于层间硬化的纵向分层方式，局部硬化通过在三维晶格体系内引入体心或面心区域的局部强化，实现结构在空间维度上的异质化分布，从而在保持整体结构连续性的同时获得可定制化的力学特性。图18展示了两类典型的局部硬化方案：体心硬化结构（图18（a））和面心硬化结构（图18（b））。其中，体心硬化结构以立方体顶点及中心区域为强化核心，将高刚度的Octet晶格布置在顶点及中心位置，而其他区域采用低刚度FCC填充；面心硬化结构则是将Octet晶格分布于立方体顶点及各面中心位置，其他位置填充FCC晶格。通过这种几何上局部硬化的空间分布方式，可以在保证整体连通性的同时实现不同方向的性能调控。相较于混杂分层结构，该局部强化策略为离散组装超结构的力学性能调控提供了更广阔的设计空间。

为了分析两种硬化策略对结构整体力学性能的影响，基于有限元仿真对不同拓扑分布下的压缩变形过程开展系统研究。图19（a）给出了Octet、FCC、体心硬化及面心硬化4种结构的载荷–位移曲线。结果表明，两种局部硬化结构的载荷–位移曲线都显著高于纯FCC结构，表明局部强化区域可以有效地提高混杂结构抵抗变形的能力，验证了局部硬化设计的有效性。图19（b）展示了局部硬化结构的刚度特性，数据显示，体心硬化结构的刚度达到4056 kPa，相对于FCC结构提升13.7%；面心局部硬化结构的刚度达到4315 kPa，相对于FCC结构提升21.0%。但是由于相对密度的上升，局部硬化结构的比刚度相较于FCC有微小降低。图19（c）呈现了4种结构的强度与比强度对比结果，其中体心硬化结构和面心硬化结构的强度分别达到43.5 kPa和51.8 kPa，相对于FCC结构分别提升了13.0%和34.3%。与此同时，局部硬化结构的比强度却没有明显牺牲，面心硬化结构的比强度甚至接近纯FCC结构水平，表明局部硬化设计在提升强度的同时，可有效控制单位质量性能的损耗，兼顾结构高强度与轻量化需求。由图19（d）可知，在能量吸收方面，体心硬化结构的总能量吸收为561 J，比吸能为613 J·kg^–1，相对于FCC分别提升了41.5%和15.2%；面心硬化结构的总能量吸收达624 J，比吸能达618 J·kg^–1，相对于FCC分别提升了57.4%和16.1%。这主要是由于硬化区域使局部屈曲在不同晶面上交替发生，形成多阶段能量耗散路径，从而提高整体吸能效率。局部硬化策略为离散组装超结构的多性能编程提供了一种新的设计路径。综上，局部硬化策略通过异质化设计，为离散组装超结构的多维度性能编程提供了新的设计路径，可进一步拓展其在复杂承载与防护场景中的应用范围。

本文围绕可编程离散组装力学超结构开展研究，通过有限元仿真系统探索了3种基于L形单元组装而成的超结构的力学特性，并结合软–硬分层混杂及局部硬化策略，进一步揭示了离散组装超结构的可编程调控机制。

（1）本文提出了一种模块化的L形组件，可通过调整空间排布实现多晶格的制备。基于该组件成功组装了3种典型晶格结构：面心立方（FCC）、立方八面体（Cuboctahedra）与八面体（Octet）晶格，并且实现了多种典型晶格结构的统一构建与互换，为离散组装超结构的标准化与模块化设计提供了新思路。

（2）采用3D打印与机械连接相结合的混合制备工艺，依托L形组件的几何优势实现无支撑打印，在保留结构几何复杂性的同时，显著减少材料损耗，同时实现大尺度超结构制备效率与成本的协同平衡。

（3）通过软–硬层混杂与局部硬化策略，实现了结构性能的可编程调控，不同拓扑组合在刚度、强度与吸能特性上表现出显著的可调性与协同性，为可重构、高性能力学超结构的设计与应用提供了方法支持。