基于甲虫鞘翅的客车八边形仿生多胞薄壁管耐撞性研究_白芳华.pdf

 振动与冲击 第 38 卷第 21 期JOURNAL OF VIBRATION AND SHOCKVol．38 No．21 2019 基金项目 重庆市质量技术监督局科研计划项目 CQZJKY2017008 收稿日期 2018 －06 －06修改稿收到日期 2018 －07 －25 第一作者 白芳华 女， 硕士， 工程师， 1991 年生 通信作者 白中浩 男， 博士， 教授， 1978 年生 基于甲虫鞘翅的客车八边形仿生多胞薄壁管耐撞性研究 白芳华1，张林伟2，白中浩2，覃祯员1，张永春1，王若璜1，胡伟1 1． 重庆车辆检测研究院有限公司 国家客车质量监督检验中心，重庆401122; 2． 湖南大学 汽车车身先进设计制造国家重点实验室，长沙410082 摘 要 为了提升客车前部吸能结构的耐撞性， 通过模拟甲虫鞘翅的微观结构， 设计了一系列新型客车八边形仿 生多胞薄壁管， 并对其在轴向加载下的吸能特性进行了研究。首先， 建立了八边形多胞薄壁管的有限元模型， 然后， 采用 简化超折叠单元理论验证了有限元模型的有效性。最后， 通过有限元仿真对比研究了八边形仿生多胞薄壁管与传统多胞 薄壁管的耐撞性。结果表明， 八边形仿生多胞薄壁管具有优异的耐撞性表现。 关键词 八边形仿生多胞管; 甲虫鞘翅; 理论验证; 耐撞性 中图分类号 U463． 8文献标志码 ADOI10． 13465/j． cnki． jvs． 2019． 21． 004 Crashworthiness of coach’ s octagonal bionic multi-cell thin-walled tubes based on beetle elytra BAI Fanghua1，ZHANG Linwei2，BAI Zhonghao2，QIN Zhenyuan1， ZHANG Yongchun1，WANG Ruohuang1，HU Wei1 1． Chongqing Vehicle Test ＆ Research Institute Co． ，Ltd． ，National Quality Control ＆ Inspection Center for Coaches， Chongqing 401122，China; 2． State Key Lab of Vehicle Body’ s Advanced Design and Manufacture， Hunan University，Changsha 410082，China AbstractIn order to improve the crashworthiness of a coach’ s front energy- absorbing structure， a series of coach’ s novel octagonal bionic multi- cell thin- walled tubes were designed through imitating microstructure of beetle elytra，and their energy absorption characteristics under axial loading were studied． Firstly，the finite element model for an octagonal multi- cell thin- walled tube was established． Then，the validity of the finite element model was verified using the simplified hyper folding element theory． Finally，the crashworthiness of an octagonal bionic multi- cell thin- walled tube and that of a traditional multi- cell thin- walled one were studied contrastively with finite element simulation． The results showed that an octagonal bionic multi- cell thin- walled tube has an excellent crashworthiness． Key words octagonal bionic multi- cell tube; beetle elytron; theoretical validation; crashworthiness 随着公路客运行业的飞速发展， 客车碰撞引发的 交通事故成为客车道路交通事故的主要形态之一， 客 车发生正面碰撞的事故约占整个客车事故的 50 ～ 60［1 ］。为了更好的保护客车乘员， 增加客车前部吸 能装置， 提高客车前部结构耐撞性已经成为各大客车 企业的研究热点。 金属薄壁结构以其优异的吸能特性、 轻便的质量 和低廉的成本被广泛应用于车辆、 船舶和航空航天等 领域［2- 3 ］， 对于客车而言， 采用金属薄壁管作为吸能元 件是比较合适的。过去数十年来， 众多学者对金属薄 壁管的耐撞性进行了大量研究。张宗华等 ［4 ］研究了具 有不同边数的多边形金属薄壁管在轴向加载下的吸能 特性， 发现多边形薄壁管的能量吸收随着多边形边数 的增加而增加， 但当多边形薄壁管的边数超过 8 时， 其 能量吸收基本趋于稳定。 为了进一步提高金属薄壁管的能量吸收效率， 很 多学者通过在金属薄壁管内添加肋板构成多胞吸能结 构， 并对其耐撞性进行研究。Zhang 等 ［5 ］对轴向动态冲 击下的铝合金单胞和多胞方管进行了有限元分析， 结 果表明多胞方管的吸能效率比单胞方管要高出 50。 此外， Nia 等 ［6 ］对三角形、 四边形、 六边形、 八边形的单 胞和多胞管在轴向准静态压缩下的吸能特性进行了试 验研究， 结果表明八边形多胞管具有较高的比吸能。 随着对金属薄壁结构研究的不断深入， 设计出大 幅提升耐撞性的薄壁结构也越来越难。目前， 许多学 者已经注意到使用仿生方法来设计工程结构。其中， ChaoXing 甲虫鞘翅由于具有轻质、 强度高和抗冲击性能好等特 点， 成为近年来结构设计的新生仿生对象。Chen 等 ［7 ］ 对甲虫鞘翅进行了三维微观分析， 发现甲虫鞘翅内部 具有大量小圆柱结构， 可认为类似于薄壁结构。其后， Chen 等 ［8 ］受甲虫鞘翅微观结构的启发， 提出了一种新 型集成蜂窝结构， 并证实新型集成蜂窝结构具有出色 的机械性能。此外， 本课题组之前通过模拟甲虫鞘翅 的微观结构设计了一系列四、 六、 八边形仿生多胞薄壁 管， 并对其进行耐撞性研究， 结果表明八边形仿生多胞 管的耐撞性要优于四边形和六边形仿生多胞管 ［9 ］。 基于上述研究结果， 本文对八边形仿生多胞薄壁 管进行了进一步研究， 通过模拟甲虫鞘翅的微观结构， 设计了一系列不同截面布置的新型八边形仿生多胞 管， 并研究其在轴向加载下的吸能特性。首先， 建立了 八边形多胞薄壁管的有限元模型， 并用有限元分析软 件 LS- DYNA 对其进行求解计算。然后， 根据简化超折 叠单元理论， 推导出了八边形多胞薄壁管平均碰撞力 的理论表达式， 并对比了平均碰撞力的理论预测值与 有限元仿真值， 从而验证了有限元模型的有效性。最 后， 通过有限元仿真分析， 对比研究了八边形仿生多胞 薄壁管与传统多胞薄壁管的耐撞性。 1甲虫鞘翅结构特性与八边形仿生多胞薄 壁管 1． 1甲虫鞘翅的结构特性 图 1 a 为一只成年甲虫， 图 1 b 为甲虫鞘翅的实 物图。图 1 c 和 d 为甲虫鞘翅的显微结构图。从图 1 c 中可以看出甲虫鞘翅微观结构中有许多多胞薄壁 结构， 而且在多胞薄壁结构上面有许多空心小圆柱管。 图 1 d 则为空心小圆柱管的显微图。 a b c d 图 1甲虫、 甲虫鞘翅和甲虫鞘翅的微观结构 Fig． 1The beetle，the beetle forewing and the microstructure of the beetle forewing 1． 2八边形仿生多胞薄壁管 通过模拟甲虫鞘翅的微观结构， 在八边形多胞薄 壁管的基础上， 设计了一系列新型仿生多胞薄壁管， 薄 壁管的截面形状如图2 所示。图2 a 为传统八边形多 胞薄壁管的截面形状， 图 2 b 为本课题组之前设计的 具有较佳耐撞性的仿生多胞薄壁管的截面形状， 其余 为本文所设计的新型仿生多胞薄壁管的截面形状。分 别对图 2 中的薄壁管进行命名以区分彼此。从图 2 可 以看出， 仿生多胞薄壁管是在传统多胞薄壁管的不同 位置加入8、 12 或16 个小圆柱管所构建而来。其中， 多 胞薄壁管的管长为 240 mm， 多胞薄壁管内管外接圆的 直径为 50 mm， 外管外接圆的直径为 100 mm， 壁厚为 2 mm， 仿生多胞薄壁管中的小圆柱管的直径为 12 mm。 a MCT b BMCT- 1 c BMCT- 2 d BMCT- 3 e BMCT- 4 f BMCT- 5 g BMCT- 6 h BMCT- 7 i BMCT- 8 j BMCT- 9 k BMCT- 10 l BMCT- 11 m BMCT- 12 n BMCT- 13 o BMCT- 14 p BMCT- 15 q BMCT- 16 r BMCT- 17 s BMCT- 18 t BMCT- 19 图 2八边形传统多胞薄壁管和仿生多胞薄壁管的截面形状 Fig． 2The cross- section of octagonal traditional multi- cell thin- walled tubes and bionic multi- cell thin- walled tubes 2有限元模型与耐撞性评价指标 2． 1有限元模型的建立 八边形多胞薄壁管的轴向冲击示意图如图 3 所 示， 其横截面形状如图 2 所示。薄壁管采用厚度方向 具有5 个积分点的 Belytschko- Tsay 壳单元进行模拟， 单 元尺寸为 2 mm。薄壁管的底部固定， 顶端刚性墙以 10 m/s 的恒定速度压缩薄壁管。当薄壁管的变形达到 52第 21 期白芳华等 基于甲虫鞘翅的客车八边形仿生多胞薄壁管耐撞性研究 ChaoXing 168 mm 薄壁管长度的 70 时， 设定刚性墙停止移 动。薄壁管与刚性墙之间的接触用 “node to surface” 接 触算法来模拟， 吸能管自身的接触用“automatic single surface” 接触算法来模拟， 以防止各接触面之间发生穿 透。各 接 触 的 动 静 摩 擦 因 数 分 别 设 置 为 0． 2 和 0． 3［10 ］。 图 3多胞薄壁管轴向冲击示意图 Fig． 3Schematic diagram of multi- cell thin- walled tube under axial impact 薄壁管的材料为铝合金 AA6060 T4， 其主要的材料 参数如下 ［11 ］ 密度 ρ 2 700 kg/m3， 杨氏模量 E 68． 2 GPa， 泊松比 v 0． 3， 幂律指数 n 0． 23， 屈服强度 σy 80 MPa， 强度极限 σu 173 MPa。材料的应力- 应变曲 线如图 4 所示。薄壁管材料采用分段线性弹塑性材料 模型进行模拟。由于铝合金为应变率非敏感材料， 故 在模型中未考虑应变率效应的影响 ［12 ］。 图 4 AA6060 T4 的工程应力- 应变曲线 Fig． 4Engineering stress- strain curve for AA6060 T4 2． 2结构耐撞性评价指标 一般来说， 吸能结构的耐撞性指标主要有总能量 吸收 EA ， 比吸能 SEA ， 平均冲击力 Pm ， 载荷波动 度 ULC 和峰值碰撞力 PCF 等。总能量吸收 EA 可 由碰撞力- 位移曲线积分得到， 公式表述为 EA ∫ d 0 F x dx 1 式中， d 为有效变形长度， F x 为瞬间冲击力。 比吸能 SEA 是用来描述单位质量结构所吸收的能 量， 是衡量结构吸能特性的重要指标， 定义公式为 SEA EA M 2 式中， M 为吸能结构的质量。 平均冲击力 Pm为冲击载荷的平均大小， 定义如下 Pm EA d ∫ d 0 F x dx d 3 载荷波动度 ULC 用于评估碰撞过程中能量吸收的 稳定性 ［13］， 可表示为 ULC ∫ d 0 F x － Pmdx ∫ d 0 F x dx 4 当载荷波动度 ULC 越小时， 碰撞力的波动越小， 能 量吸收能力越好。 峰值碰撞力 PCF 为碰撞力- 位移曲线上的峰值， 峰 值碰撞力越小， 越有利于减轻乘员损伤。 3有限元模型的理论验证 八边形多胞薄壁管在轴向压缩下的有限元模型可 用 Chen 等 ［14 ］所提出的简化超折叠单元理论来验证。 在简化超折叠单元理论中， 假定了一个具有三个拉伸 变形区域和三条固定铰线的基础折叠单元， 如图 5 所 示。据能量守恒原理， 折叠单元上加载外力所做的功 转化为弯曲变形能和薄膜变形能， 即 2HPmk Ebending Emembrane 5 式中， Pm为平均碰撞载荷， k 为有效变形系数，Ebending 为弯曲变形能， Emembrane为薄膜变形能。在实际情况中， 基础折叠单元不可能被完全压平， 因此真实压缩距离 应小于 2H。因此， 式中加入了有效变形系数 k。据 Wierzbicki 等 ［15 ］的研究结果可知， 有效变形系数 k 的范 围为 0． 7 ～0． 75， 本文中 k 的值取 0． 73。 图 5基础折叠单元示意图 Fig． 5Schematic diagram of the basic folding element 3． 1弯曲变形能 弯曲变形能 Ebending由叠加三条固定铰线的能量耗 散所求得， 公式表述为 Ebending∑ 3 i 1 M0αiLi 6 式中， M0为折叠单元的完全塑性弯矩， αi 为折叠单元 在每个塑性铰线处的旋转角度， Li为折叠单元的长度。 M0可由下式计算得到 62振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing M0 σ0t2 4 7 σ0和 t 分别为幂指数硬化材料的流动应力和薄壁 管的壁厚。考虑到材料的应变硬化效应， σ0可由下式 计算得到 σ0 σyσu 1 槡 n 8 式中， σu为材料极限应力， σy为材料屈服应力， n 为材 料应变硬化指数。在简化超折叠单元理论中， 假定折 叠单元被完全压平， 即折叠单元轴向变形距离为 2H。 因此， 折叠单元在三条铰线出的旋转角度分别为 π/2， π 和 π/2。故弯曲变形能可表示为 Ebending 2πM0Lc 9 式中， Lc为所有基本单元长度之和。 3． 2薄膜变形能 为了研究八边形多胞管在轴向加载下的能量耗散 行为， 可将八边形多胞管的截面分解成两种基础折叠 单元 角单元和三板角单元， 如图 6 所示。由于本文中 八边形多胞管的三板角单元都是 T 型单元 φ 90 ， 故本文中只用到了 I 型三板角单元 ［16- 17 ］的薄膜变形能 计算表达式。由文献［ 16- 17］ 可知， 角单元和 I 型三板 角单元的薄膜变形能可表示如下 Ecorner membrane θ 4M0H2tan θ/2 tan θ/2 0． 05/tan θ/2 t/1． 1 10 E3- panel- I membrane φ 4M0H2 t tan φ tan φ 0． 05/tan φ /1． 1 2tan φ/2 11 因此， 整个薄壁管的薄膜变形能可计算如下 Emembrane NcEcorner membrane N3- panel- IE3- panel- I membrane 12 式中， Nc和 N3- panel- I分别为角单元和 I 型三板角单元的 个数。 图 6八边形多胞薄壁管的横截面和基础折叠单元 Fig． 6The cross- section of octagonal multi- cell thin- walled tube and the basic folding elements 3． 3八边形多胞管的平均碰撞载荷 八边形多胞管可划分为 16 个角单元 θ 135 和 16 个 T 型单元 φ 90 ， 据式 10 和 11 可得角单元 和 T 型单元的薄膜变形能 Ecorner membrane 135 4． 363M0H2 t 13 ET- shape membrane E3- panel- I membrane 90 12． 4M0H2 t 14 因此八边形多胞管总的薄膜变形能为 EMCT membrane 16Ecorner membrane 135 16E T- shape membrane 15 将式 15 和 9 代入式 5 可得 PMCT m 2Hk 51． 520πM0R 268． 208M0H2 t 16 折叠半波长由平均碰撞载荷的最小化条件所确定 P m H 0 17 故折叠半波长为 H 0． 603 槡 Rt 18 将式 18 代入式 16 ， 可得八边形多胞管在准静 态加载下的平均碰撞载荷 PMCT m 52． 09 k σ0R0． 5t1． 5 19 然而， 上述表达式只考虑准静态的情况， 未考虑动 载因素的影响。对于动态载荷， 理论上应考虑应变率 效应和惯性效应等动态增强效应的影响 ［18 ］。由于铝合 金对应变率不敏感， 因此本文忽略了应变率效应的影 响， 只考虑了惯性效应的影响， 并引入了动态放大系数 λ。由文献［ 18］ 可知， 铝合金的动态放大系数 λ 的范围 为 1． 3 ～1． 6。在本文中， λ 的值设置为 1． 3。因此， 动 态加载条件下八边形多胞管平均碰撞载荷的计算表达 式为 PMCT m λ 52． 09 k σ0R0． 5t1． 5 20 为了验证有限元模型的有效性， 选取了 5 种不同 壁厚参数分别对八边形多胞薄壁管进行有限元仿真， 并用平均碰撞载荷的理论预测值与有限元仿真值进行 对比， 如表 1 所示。其中， 理论预测的平均碰撞载荷的 值由式 20 求解获得。有限元仿真结果与理论预测结 果的相对误差计算如下 Error PFE m － PTheo m PTheo m 100 21 式中， PFE m 为平均碰撞力的有限元仿真值， PTheo m 为平均 碰撞力的理论预测值。 由表 1 中的相对误差值可知， 所有的误差均在 4以内， 表明平均碰撞载荷的有限元仿真值和理论 预测值有较高的一致性。因此， 可以认为有限元模型 准确有效， 可用于后续研究。 72第 21 期白芳华等 基于甲虫鞘翅的客车八边形仿生多胞薄壁管耐撞性研究 ChaoXing 表 1不同壁厚的八边形多胞管平均碰撞载荷的理论预测 值与有限元仿真值对比 Tab． 1Thecomparisonofmeancrushforcebetween theoreticalpredictionsandFEsimulationsfor octagonal multi- cell tubes with different thickness 编号 壁厚 t/ mm PMCT m /kN FETheoError/ 11． 695． 7899． 583． 82 21． 8115． 94118． 822． 42 32． 0136． 31139． 162． 05 42． 2158． 37160． 551． 36 52． 4181． 60182． 930． 73 4薄壁管的耐撞性分析 为了对比传统多胞薄壁管与仿生多胞薄壁管的耐 撞性， 对图 2 所示的薄壁管进行轴向冲击的有限元仿 真分析， 仿真结果如表 2 所示， 仿真变形如图 7 所示。 从表 2 中可以看出， 所有仿生多胞管的比吸能都高于 传统多胞管， 表明仿生多胞薄壁管具有较高的能量吸 收效率。从表 2 中也可以看出， 对于具有 8 个小圆柱 管的仿生多胞薄壁管而言， BMCT- 1 具有最高的比吸能 和最低的载荷波动度; 对于具有 12 个小圆柱管的仿生 多胞薄壁管而言， BMCT- 14 和 BMCT- 15 具有较高的比 吸能和较低的载荷波动度; 对于具有 16 个小圆柱管的 仿生多胞薄壁管而言， BMCT- 19 具有最高的比吸能和 最低的载荷波动度。此外， 无论比吸能还是载荷波动 度， BMCT- 1、 BMCT- 14、 BMCT- 15 和 BMCT- 19 都要优于 传统多胞薄壁管 如表 2 所示 ， 同时， 这四个仿生多胞 薄壁管都具有较为稳定的变形模式 如图 7 所示 ， 因 此这四个仿生多胞薄壁管具有较佳的耐撞性。而如图 2 所示， 仿生多胞管 BMCT- 1、 BMCT- 14、 BMCT- 15 和 BMCT- 19 的外管边的中心都具有 8 个空心小圆柱管， 它们的区别为内管上小圆柱管的位置与数量。具体而 言， 在八边形传统多胞薄壁管外管边的中心加入 8 个 空心小圆柱管的基础上， 再次在八边形传统多胞薄壁 管内管上加入 0 个、 4 个 处于内管边的中心或内管角 落的中心 或 8 个 处于内管角落的中心 空心小圆柱 管有利于提高八边形传统多胞薄壁管的耐撞性。然 而， 并非所有外管边中心具有 8 个空心小圆柱管的仿 生薄壁管都有优异的耐撞性， 如 BMCT- 17 实质上是在 BMCT- 1 的基础上又将 8 个空心小圆柱管加入内管边 的中心， 但由表 2 可知， BMCT- 17 的比吸能反而低于 BMCT- 1， 且 BMCT- 17 的载荷波动度要高于 BMCT- 1。 因此， 单纯增加小圆柱管的数量不一定能够提升结构 的耐撞性。此外， 从表 2 中可以看出， BMCT- 17 的载荷 波动度明显高于其他多胞管， 而 BMCT- 16 的载荷波动 度也较高， 且 BMCT- 16 和 BMCT- 17 都具有不稳定的变 形模式 如图 7 所示 ， 因此， BMCT- 16 和 BMCT- 17 并 不具有优异的耐撞性。从表 2 中也可以看出， 在所有 的结构设计中， BMCT- 10 的峰值碰撞力最大， 且其峰值 碰撞力与平均碰撞力的差值明显大于其他多胞薄壁 管， 其原因是 BMCT- 10 在碰撞末期阶段已经被完全压 缩， 没有额外的变形空间， 导致碰撞力在碰撞末期阶段 急剧上升。 表 2八边形传统多胞薄壁管与仿生多胞薄壁管的仿真结果 Tab． 2The simulation results of octagonal traditional multi- cell thin- walledtubesandbionicmulti- cellthin- walled tubes 薄壁管Mass/kgPCF/kN Pm/kN SEA/ kJkg －1 ULC MCT0． 834 6165． 58136． 3127． 440． 063 3 BMCT- 11． 036 9251． 73222． 7436． 090． 045 9 BMCT- 21． 099 1249． 23214． 4632． 780． 075 1 BMCT- 31． 099 1250． 41219． 2933． 520． 063 4 BMCT- 41． 068 0243． 10209． 2932． 920． 067 2 BMCT- 51． 068 0242． 93218． 2134． 330． 048 0 BMCT- 61． 036 9238． 44211． 2534． 230． 048 3 BMCT- 71． 036 9248． 58213． 7534． 630． 053 6 BMCT- 81． 169 2279． 28237． 0834． 070． 082 4 BMCT- 91． 138 1272． 67236． 6134． 930． 080 6 BMCT- 101． 231 4363． 14257． 5635． 140． 068 6 BMCT- 111． 200 3299． 89256． 1935． 860． 047 5 BMCT- 121． 231 4303． 75257． 1435． 080． 087 8 BMCT- 131． 200 3294． 28256． 7335． 930． 068 4 BMCT- 141． 169 2288． 86259． 9437． 350． 050 1 BMCT- 151． 138 1286． 94255． 3037． 690． 050 6 BMCT- 161． 301 4331． 99261． 8533． 800． 126 3 BMCT- 171． 239 2319． 20253． 8734． 420． 133 5 BMCT- 181． 363 6338． 93296． 6136． 540． 067 8 BMCT- 191． 301 4332． 97299． 2938． 640． 051 9 上述的研究表明 BMCT- 1、 BMCT- 14、 BMCT- 15 和 BMCT- 19 具有较佳的耐撞性， 图 8 为这四个仿生多胞 薄壁管和传统多胞薄壁管 MCT 的模拟碰撞力- 位移曲 线。从图 8 中可以看出， 这四个仿生多胞薄壁管的碰 撞力- 位移曲线所在水平要高于传统多胞薄壁管， 且这 四个仿生多胞薄壁管碰撞力的波动程度整体上要低于 传统多胞薄壁管。为了更直观的显示这四个仿生多胞 薄壁管的优点， 本文从数值上比较了这四个仿生多胞 薄壁管相对于 MCT 的碰撞表现， 发现相比于 MCT， BMCT- 1、 BMCT- 14、 BMCT- 15 和 BMCT- 19 的比吸能分 别提高了 31． 52、 36． 12、 37． 35 和 40． 82， 且载 荷波动度分别降低了27． 49、 20． 85、 20． 06和18． 01。在本文所有的结构设计中， 如果只考虑比吸能 的话， BMCT- 19 的碰撞表现最佳， 而如果只考虑载荷波 动度的话， BMCT- 1 的碰撞表现最佳。但综合考虑比吸 能和载荷波动度的话， 较难区分 BMCT- 1、 BMCT- 14、 82振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing a MCT b BMCT- 1 c BMCT- 2 d BMCT- 3 e BMCT- 4 f BMCT- 5 g BMCT- 6 h BMCT- 7 i BMCT- 8 j BMCT- 9 k BMCT- 10 l BMCT- 11 m BMCT- 12 n BMCT- 13 o BMCT- 14 p BMCT- 15 q BMCT- 16 r BMCT- 17 s BMCT- 18 t BMCT- 19 图 7八边形传统多胞薄壁管与仿生多胞薄壁管的仿真变形图 Fig． 7The deation of octagonal traditional multi- cell thin- walled tubes and bionic multi- cell thin- walled tubes BMCT- 15 和 BMCT- 19 的碰撞性能， 不过这四种结构设 计都大大提升了传统多胞薄壁管的耐撞性。 图 8MCT、 BMCT- 1、 BMCT- 14、 BMCT- 15 和 BMCT- 19 的模拟 碰撞力- 位移曲线 Fig． 8The simulation crashing force- displacement curves of MCT， BMCT- 1，BMCT- 14，BMCT- 15 and BMCT- 19 5结论 为了提升客车前部吸能结构的耐撞性， 本文设计 了一系列不同截面布置的新型八边形仿生多胞结构， 并研究了新型八边形仿生多胞结构在轴向加载下的耐 撞性。首先， 建立了八边形多胞薄壁管的有限元模型， 并用有限元分析软件 LS- DYNA 进行数值仿真。然后， 根据简化超折叠单元理论， 推导出了八边形多胞薄壁 管平均碰撞力的表达式， 并对比了平均碰撞力的理论 预测值与有限元仿真值， 结果表明， 平均碰撞力的有限 元仿真值和理论预测值有较高的一致性。 此外， 本文通过有限元仿真对比了八边形传统多 胞薄壁管与仿生多胞薄壁管的耐撞性， 结果表明， 所有 八边形仿生多胞管的比吸能都高于传统多胞管， 表明 八边形仿生多胞薄壁管具有较高的能量吸收效率。其 中， 八边形仿生多胞管 BMCT- 1、 BMCT- 14、 BMCT- 15 和 BMCT- 19 具有较佳的耐撞性， 相比于八边形传统多胞 管， 这四种仿生多胞管的比吸能分别提高了 31． 52、 36． 12、 37． 35和 40． 82， 且载荷波动度分别降低 了 27． 49、 20． 85、 20． 06 和 18． 01。因此， 通过 模拟甲虫鞘翅的微观结构， 合理地设计仿生多胞薄壁 管可以有效提高客车结构的耐撞性， 具有很好的应用 前景。 参 考 文 献 ［1］ 王欣，颜长征，覃祯员，等． 客车正面碰撞标准研究［ J］ ． 交通标准化， 2011 8 6- 10． WANG Xin，YAN Changzheng，QIN Zhenyuan，et al． Study onbusfrontalcrashstandards［ J ］ ．Transport Standardization， 2011 8 6- 10． ［2］ 谭丽辉，谭洪武，毛志强，等． 具有不同诱导槽结构的薄 壁圆管抗撞性优化［J］ ． 振动与冲击，2014，33 8 16- 21． TAN Lihui， TANHongwu， MAOZhiqiang， etal． Crashworthiness design optimization of thin- walled cylinders with different inducing grooves［ J］ ． Journal of Vibration and Shock， 2014， 33 8 16- 21． ［3］ 张秧聪，许平，彭勇，等． 高速列车前端多胞吸能结构的 耐撞性优化［ J］ ． 振动与冲击， 2017， 36 12 31- 36． ZHANG Yangcong， XUPing， PENGYong， etal． Crashworthiness optimization of high- speed train front multi- cell energy- absorbing structures［ J］ ． Journal of Vibration and Shock， 2017， 36 12 31- 36． ［4］ 张宗华，刘书田． 多边形薄壁管动态轴向冲击的耐撞性研 究［ C］/ / 2007 年中国汽车工程学会年会论文集． 北京 机械工业出版， 2007． ［5］ ZHANG X，CHENG G D，ZHANG H． Theoretical prediction and numerical simulation of multi- cell square thin- walled structures ［J］ ．Thin- Walled Structures，2006，44 11 1185- 1191． ［6］ NIA A A，PARSAPOUR M． Comparative analysis of energy absorption capacity of simple and multi- cell thin- walled tubes with triangular，square，hexagonal and octagonal sections ［ J］ ． Thin- Walled Structures， 2014， 74 155- 165． ［7］ CHEN J X，NI Q Q，XU Y L，et al． Lightweight composite structures in the forewings of beetles ［J］ ．Composite Structures， 2007， 79 3 331- 337． ［8］ CHEN J X，GU C L，GUO S J，et al． Integrated honeycomb technology motivated by the structure of beetle forewings［ J］ ． 92第 21 期白芳华等 基于甲虫鞘翅的客车八边形仿生多胞薄壁管耐撞性研究 ChaoXing Materials Science and EngineeringC，2012，32 7 1813- 1817． ［9］ ZHANG L W，BAI Z H，BAI F H． Crashworthiness design for bio- inspired multi- cell tubes with quadrilateral，hexagonal and octagonal sections ［J］ ． Thin- Walled Structures，2018， 122 42- 51． ［ 10］ NIA A A，CHAHARDOLI S． Optimizing the layout of nested three- tube structures in quasi- static axial collapse［ J］ ． Thin- Walled Structures， 2016， 107 169- 181． ［ 11］ SANTOSA S P，WIERZBICKI T，HANSSEN A G，et al． Experimental and numerical studies of foam- filled sections ［ J］ ． International Journal of Impact Engineering，2000，24 5 509- 534． ［ 12］ SUN G Y，PANG T，FANG J G，et al． Parameterization of criss- cross configurations for multiobjective crashworthiness optimization ［J］ ．InternationalJournalofMechanical Sciences， 2017， 124 145- 157． ［ 13］