圆形手性多胞管轴向冲击下的耐撞性分析.pdf
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1、DOI:10.11858/gywlxb.20230616圆形手性多胞管轴向冲击下的耐撞性分析黄翠萍,邓小林(梧州学院电子与信息工程学院,广西梧州543002)摘要:提出了不同几何结构的新型圆形手性多胞管,开展了其在相同壁厚、相同质量条件下的耐撞性分析。研究结果表明:与传统圆管相比,圆形手性多胞管具有更好的耐撞性能;相同壁厚条件下,比能量吸收和冲击力效率比传统圆管最高分别高出 66.19%和 49.11%;吸能效果最好的 CCMT7-20(肋板数量为 7、内圆直径为 20mm)与耐撞性能最差的 CCMT4-40(肋板数量为 4、内圆直径为 40mm)的圆形手性多胞管相比,比能量吸收和冲击力效率分
2、别高出30.83%和 22.87%。肋板数量、内圆直径和壁厚对结构耐撞性的参数化研究表明:能量吸收、初始峰值力均随着肋板数量增加而增大,比能量吸收随着肋板数量的增多变化并不明显。能量吸收、比能量吸收和冲击力效率均随着内圆直径增大而减小,管壁增厚会提升结构的能量吸收,但其初始峰值力也会相应增大。关键词:圆形手性;多胞管;轴向冲击;耐撞性中图分类号:O342文献标识码:A薄壁圆管是一种结构简单、制造成本低、吸能效率高的缓冲吸能结构,被广泛应用于能量吸收装置中。早在 20 世纪 80 年代,已有专家对其开展了各项研究。Guillow 等1和 Andrews 等2研究了圆管的直径、长度和壁厚等结构参数
3、对结构能量吸收和变形模式的影响。Nia 等3对圆形、正方形、矩形和六角形管进行了轴向压缩研究,结果表明,圆形管比方形管具有更好的能量吸收能力。通过对普通圆管进行改进45或填充68,可进一步提高圆管的能量吸收能力。Singh 等9通过引入不同类型的凹槽,提高了圆管的吸能效果;Zhang 等10通过进行金属泡沫填充提高了圆管的能量吸收能力。相比于单胞圆管,圆形多胞管具有更好的耐撞性能。He 等11通过模仿荷叶叶脉分枝的结构特征,提出了一种新的叶脉分枝圆管,研究结果表明,适当的厚度匹配有利于结构提高能量吸收能力,当结构主静脉与支静脉的厚度匹配为 0.92mm 时,叶脉分枝圆管的比能量吸收可提高 11
4、.30%;Ha 等12提出了一种新型树状分型多胞圆管,对不同分型阶数和质量结构的耐撞性进行数值模拟,发现二阶分型多胞圆管的比能量吸收比传统多胞圆管高 35.43%;Peng 等13提出了仿生树状结构,同时开展了其准静态实验研究;Wei 等14受刺猬脊柱和甲虫前翅的启发,设计了简单刺猬脊柱薄壁圆形结构和多级刺猬脊柱薄壁圆形结构,研究结果表明,刺猬脊柱设计有效地提高了结构的变形协调能力和应力分布,简单刺猬脊柱薄壁圆管的比能量吸收分别是单壁圆管和蜘蛛网状圆管的 9.6 倍和 5.7 倍。除了多胞结构外,蜂窝1518结构也是有效提高能量吸收的重要办法。由圆形环状节点和切线连接的韧带组成的手性蜂窝结构具
5、有良好的能量吸收和抗压性能,专家针对手性蜂窝做了大量研究1920。Zhang 等21提出了一种新型组装的拉胀手性蜂窝,通过压缩实验研究了其力学性能。结果表明,与传*收稿日期:2023-02-16;修回日期:2023-03-24 基金项目:国家自然科学基金(52065059);梧州学院校级科研项目(2022C013)作者简介:黄翠萍(1992),女,硕士,讲师,主要从事结构耐撞性与吸能研究.E-mail: 通信作者:邓小林(1984),男,博士,教授,主要从事结构耐撞性及优化设计研究.E-mail:第37卷第3期高压物理学报Vol.37,No.32023年6月CHINESEJOURNALOFHI
6、GHPRESSUREPHYSICSJun.,2023034107-1统组装交叉网格结构相比,新型组装拉胀手性蜂窝具有更好的面内能量吸收性能。Qi 等22研究了反手性和混合手性结构在一系列冲击速度下的动态响应,结果表明,混合手性结构的变形较快,能量吸收能力优于反手性结构。上述研究表明,多胞结构和手性蜂窝结构均具有良好的吸能特性。然而,手性结构多用于蜂窝设计中,将手性结构设计成薄壁结构的研究报道相对较少。本研究将多胞结构与手性设计的吸能优越性结合,创新性地提出一类圆形手性多胞管(circularchiralmulticellulartubes,CCMT),通过研究其在轴向冲击下的耐撞性能,为手性薄
7、壁多胞管的设计提供参考。1 结构材料和方法 1.1 结构设计如图 1 所示,圆形手性多胞管由两个直径不同的同心圆通过在内圆表面添加不同数量的切线肋板组成。为了方便叙述,采用 CCMTN-d 的形式对结构进行命名,其中:N 为添加肋板的数量,d 为内圆直径。所有结构的外圆直径 D 均为 60mm,通过改变结构参数 d 和 N,得到不同形状的圆形手性多胞管。这种增加了角单元的结构构造,有望提高结构的能量吸收性能。1.2 耐撞性指标耐撞性评价指标23常被用来量化评估吸能结构的耐撞性,主要包括能量吸收(energyabsorption,EA)、比能量吸收(specificenergyabsorptio
8、n,ESA)及冲击力效率(crushforceefficiency,)等。其中,EA是指结构在碰撞过程中圆形手性多胞管吸收的总能量EA=wd0F(x)dx(1)式中:d 为冲击距离,F(x)为瞬时冲击力。ESA为圆形手性多胞管单位质量的能量吸收,是能量吸收效率最重要的度量指标之一。ESA可表示为ESA=EAm(2)式中:m 为结构的质量。越高,冲击过程越稳定。在吸能结构的耐撞性设计中,应尽可能最大化,可表示为=FMFI100%(3)式中:FM为冲击过程中冲击力的平均值;FI为初始峰值力,对于轴向冲击而言,FI往往发生在冲击的初d=40 mmD=60 mmd=30 mmd=20 mmN=4N=5
9、N=6N=7图1横截面形状及结构设计Fig.1Cross-sectionshapeandstructuraldesign第37卷黄翠萍等:圆形手性多胞管轴向冲击下的耐撞性分析第3期034107-2始阶段。FM可表示为FM=EAd(4)1.3 有限元模型构建图 2 为采用 Abaqus/Explicit 建立的有限元模型和铝合金 6061O 的力学属性。有限元模型由顶端移动钢板、中间圆形手性多胞管和底部固定钢板 3 部分组成。顶端刚板赋 500kg 质量并以 10m/s恒定速度24垂直向下冲击。多胞管采用四节点减缩积分壳单元模拟,沿厚度方向采用 5 个积分点,模型包含自身施加通用接触算法,摩擦系
10、数为 0.224。铝合金 6061O 的应力-应变曲线如图 2(b)所示,考虑其应变率的低敏感性25,模拟时忽略应变率效应。其中,杨氏模量为 68GPa,密度为 2700kg/m3,泊松比为 0.33。为提高计算效率,开展了 1.2、1.3、1.4、1.6、1.8、2.0 和 2.2mm 共 7 种尺寸的网格有限元测试,测试结果如图 3 所示。从图 3 可以看出,网格尺寸 对 模 拟 结 果 具 有 一 定 影 响。可 以 发 现,以1.2mm 网格为基准,随着网格尺寸变小,能量吸收和初始峰值力的差距也越来越小。当网格尺寸为 1.3mm 时,与 1.2mm 网格尺寸的能量吸收和初始峰值力相差仅
11、为 0.85%和 0.60%;网格尺寸为 1.4mm 时,与 1.2mm 网格尺寸的能量吸收和初始峰值力相差也仅为 2.17%和 1.10%。需要指出的是,结构网格越小,需要的计算时间越长,因此,综合考虑计算精度和计算效率,后续采用1.4mm 网格开展有限元模拟。1.4 有限元模型验证为了验证有限元模型的精度,采用 Abaqus/Explicit 构建了与 Gong 等24实验相同的仿生薄壁多胞圆管。有限元模型采用前面所述方法构建,结构尺寸和材料与文献 24 一致。管高为 120mm,外圆直径为 60mm,内圆直径为 30mm,壁厚(h)为 1.2mm。图 4 给出了模拟结果与实验数据24比较
12、,包括力-位移曲线、压缩距离为 75mm 时的变形模式以及能量吸收曲线。从图 4 中可以看出,数值模拟和实验的变形模式一致,两者的初始峰值力分别为 52.60 和 55.17kN,数值模拟与实验仅相差 4.66%。尤其是两者的总能量吸收分别为 2834.99 和 2785.60J,两者相差仅为 1.77%。这充分说明了所构建的有限元模型具有非常高的精度,后续可以通过数值模拟开展研究。RPRPyzxv=10 m/sMuticellular tube(a)(b)Rigid wallStress/MPa15012090603000.050.10Strain0.150.200.25Youngs mod
13、ulus:E=68 GPaDensity:=2 700 kg/m3Poissons ratio:0.33Aluminum alloy 6061O图2冲击模型示意图及铝合金 6061O 的材料属性Fig.2Schematicdiagramoftheimpactmodelandmaterialpropertiesofaluminumalloy6061O3.22.82.42.01.6EAFIFI/kN1.2 1.3 1.41.61.8Mesh size/mm2.02.270656055502.57257.0857.4257.7158.0758.4058.5659.032.5942.6282.6282
14、.7722.8632.941EA/kJ图3网格尺寸测试Fig.3Meshsizetest第37卷黄翠萍等:圆形手性多胞管轴向冲击下的耐撞性分析第3期034107-3 2 结果和讨论 2.1 相同壁厚条件下的耐撞性分析进行相同壁厚(h=1.0mm)条件下 12 种结构的耐撞性研究,12 种结构的能量吸收和冲击载荷作用下的力-位移曲线如图 5 所示。图 5(a)中另外增加了一个 D=60mm 的传统圆管(traditionalcirculartube,TCT)进行对比。通过图 5(a)可以明显看出,相比于圆形手性多胞管,TCT 的能量吸收要少很多,在相同壁厚情况下,CCMT7-20 的吸能效果最好
15、。从图 5 的力-位移曲线和图 6 对应的变形模式也可以看出,CCMT7-20 的波动更多,生成的折叠数也更多,这也是该结构能量吸收较多的原因。说明壁厚相同情况下,圆形手性多胞管可以通过添加肋板的方式改善结构的能量吸收性能。603.02.52.01.51.00.50(a)(b)50Force/kNEA/kJ40302010010203040Displacement/mm50607010203040Displacement/mm506070ExperimentSimulationExperimentSimulation图4数值模拟与实验结果16的对比Fig.4Comparisonbetweenn
16、umericalsimulationandexperimentresults163.02.52.01.51.00.50EA/kJ2.52.01.51.00.50EA/kJ2040Displacement/mm60802040Displacement/mm(a)d=20 mm60802040Displacement/mm60802040Displacement/mm(b)d=30 mm6080TCTCCMT4-20CCMT5-20CCMT6-20CCMT7-20TCTCCMT4-20CCMT5-20CCMT6-20CCMT7-207560Force/kN4530150CCMT4-30CCMT5-
17、30CCMT6-30CCMT7-30CCMT4-30CCMT5-30CCMT6-30CCMT7-3060807050Force/kN403020100第37卷黄翠萍等:圆形手性多胞管轴向冲击下的耐撞性分析第3期034107-4从图 7 和表 1 可以看出,与传统圆管相比,圆形手性多胞管的比能量吸收和冲击力效率最高分别高出 66.19%和 49.11%。肋板数相同的情况下,除 CCMT4-40 外,其他圆形手性多胞管的能量吸收、比2.52.01.51.00.50EA/kJ2040Displacement/mm60802040Displacement/mm(c)d=40 mm60807560For
18、ce/kN4530150CCMT4-40CCMT5-40CCMT6-40CCMT7-40CCMT4-40CCMT5-40CCMT6-40CCMT7-40图5壁厚相同时结构的能量吸收和力-位移曲线Fig.5Energyabsorptionandforce-displacementcurvesofstructureswiththesamewallthicknessd=40 mmd=30 mmd=20 mmN=4N=5N=6N=7图6壁厚相同时多胞管的最终变形模式Fig.6Finaldeformationmodesofmulticellulartubeswiththesamewallthicknes
19、sESA/(kJkg1)3040201003040506020104060801002002.52.01.51.00.50EA/kJESAFIFI/kNEA/%TCTCCMT4-20CCMT4-30CCMT4-40CCMT5-20CCMT5-30CCMT5-40CCMT6-20CCMT6-30CCMT6-40CCMT7-20CCMT7-30CCMT7-40图7壁厚相同时结构的耐撞性分析曲线Fig.7Crashworthinessanalysiscurvesofstructureswiththesamewallthickness第37卷黄翠萍等:圆形手性多胞管轴向冲击下的耐撞性分析第3期0341
20、07-5能量吸收、初始峰值力和冲击力效率都随内圆直径的增大而变小。内圆直径相同的情况下,随着肋板数量增加,多胞管的耐撞性能变好,但是当内圆半径增大到 40mm 时,这种变化不再明显。其中,CCMT7-20 的各项耐撞性能指标相对较好,与耐撞性能最差的 CCMT4-40 相比,能量吸收高出 795.35J,比能量吸收、冲击力效率分别高出 30.83%和 22.87%。通过以上分析可知,改变肋板数量或内圆直径可以使结构的耐撞性能提高。2.2 相同质量条件下的耐撞性分析保持所有结构的质量不变(50.9g),对轴向冲击条件下传统圆管和 12 种不同结构的耐撞性进行分析,对应的力-位移和能量吸收曲线如图
21、 8 所示,多胞管的变形模式如图 9 所示。通过力-位移曲线可以发现,相同内圆直径、不同肋板数的圆管在压缩过程中的变化趋势是相似的。冲击开始时,作用力明显增加,在达到第 1 个峰值后开始下降;随后,作用力在冲击过程中不断波动,并最终进入密实化阶段。需要指出的是,相同质量条件下,与圆形手性多胞管相比,传统圆管的作用力波动更为剧烈,而圆形手性多胞管的作用力则相对平稳。同时,通过图 8(a)也可以发现,圆形手性多胞管的能量吸收要高于常规圆管。为了进一步量化比较结构的耐撞性能,图 10 和表 2 分别给出了传统圆管和圆形手性多胞管的详细耐撞性数据。可以看出,圆管质量相同时,与传统圆管相比,除了 CCM
22、T4-40 外,其他圆形手性多胞管的冲击力效率都比传统圆管高,最多可提高 15.67%。另外,传统圆管的初始峰值力比其他多胞管的初始峰值力更高。肋板数相同时,内圆直径为 20mm 的结构耐撞性相对更好,这与 2.1 节壁厚相同时的表 1 壁厚相同时结构的耐撞性数据Table 1 Crashworthiness data of structures with the same wall thicknessMulticellulartubesh/mmm/kgEA/JESA/(kJkg1)FI/kN/%TCT1.00.0509646.0112.6918.4443.78CCMT4-201.00.098
23、41784.2818.1338.3058.23CCMT5-201.00.10602116.1019.9642.0762.87CCMT6-201.00.11292234.8719.9544.7562.42CCMT7-201.00.12132552.0521.0948.8765.28CCMT4-301.00.10441834.2117.6340.4156.74CCMT5-301.00.11142045.3118.4343.4558.83CCMT6-301.00.11842196.2918.6146.6358.87CCMT7-301.00.12542327.5618.6249.4258.88CCMT
24、4-401.00.10891756.7016.1241.3353.13CCMT5-401.00.11502026.0617.6243.8257.79CCMT6-401.00.12102143.3817.7146.4057.74CCMT7-401.00.12702219.6817.4848.9556.680.80.70.60.50.40.30.20.10EA/kJ2040Displacement/mm60802040Displacement/mm(a)d=20 mm6080TCTCCMT4-20CCMT5-20CCMT6-20CCMT7-203025Force/kN20151050TCTCCMT
25、4-20CCMT5-20CCMT6-20CCMT7-20第37卷黄翠萍等:圆形手性多胞管轴向冲击下的耐撞性分析第3期034107-6情况一致,CCMT4-40 的耐撞性能最差。与 CCMT4-40 相比,CCMT5-20 的比能量吸收和冲击力效率分别提高了 24.23%和 20.20%。通过上述分析可以看出,圆形手性多胞设计可以提高圆管的耐撞性能。另外,从图 9 的变形模式也可以看出,所有多胞管的变形模式并不是非常均匀的渐进折叠模式,说明这些结构的能量吸收性能还可以进一步改善。0.70.60.50.40.30.20.10.70.60.50.40.30.20.10EA/kJ0EA/kJ2040D
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