李 萌，劉榮強(qiáng)，羅昌杰，郭宏偉，丁北辰

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，哈爾濱 150080;2.中國(guó)科學(xué)院深圳先進(jìn)技術(shù)研究院，深圳 518000)

多孔固體結(jié)構(gòu)作為一種兼具功能和結(jié)構(gòu)雙重屬性的材料結(jié)構(gòu)，近年來(lái)得到迅速發(fā)展。鋁蜂窩作為多孔固體結(jié)構(gòu)的一種，因其具有密度小、剛度低、壓縮變形大及變形可控以及可緩沖吸能、制造工藝成熟等優(yōu)點(diǎn)得以廣泛應(yīng)用［1-5］。鋁蜂窩緩沖器在航天著陸器中可吸收著陸沖擊能量。其典型應(yīng)用實(shí)例即成功登陸月球的阿波羅11號(hào)著陸器。鋁蜂窩緩沖器的緩沖特性與其箔材的材料、厚度、芯格尺寸、相對(duì)密度及拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)有關(guān)，這些參數(shù)受環(huán)境影響較小，緩沖性能穩(wěn)定［4-13］。

受加工工藝限制，國(guó)外只有寬度600 mm鋁箔。國(guó)內(nèi)鋁箔最大寬度300 mm。故鋁蜂窩最大軸向高度為600 mm，考慮到安全性及對(duì)著陸器承載能力要求，設(shè)計(jì)著陸腿時(shí)其行程須大于600 mm。目前現(xiàn)有鋁蜂窩均不能滿足設(shè)計(jì)需求。為此各國(guó)采用多級(jí)組合式緩沖方式，不但解決了鋁泊長(zhǎng)度受限問題，亦提高了著陸器軟著陸過程中的穩(wěn)定性及吸能效率。Yasui［7］通過試驗(yàn)對(duì)A5052，A6451-T6，A6451-T4三種不同基體材料的鋁蜂窩進(jìn)行沖擊試驗(yàn)研究，提出金子塔形組合式緩沖結(jié)構(gòu)，并對(duì)其進(jìn)行了試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)多層組合蜂窩結(jié)構(gòu)在每層蜂窩達(dá)到應(yīng)力極限后產(chǎn)生壓潰，且2層或3層金字塔形結(jié)構(gòu)蜂窩能量吸收能力較好，認(rèn)為金字塔形結(jié)構(gòu)與同一尺寸多層結(jié)構(gòu)組合會(huì)產(chǎn)生更高性能的緩沖器。國(guó)內(nèi)對(duì)串聯(lián)式蜂窩緩沖器研究較少，本文通過仿真與試驗(yàn)對(duì)串聯(lián)式蜂窩緩沖器受壓縮載荷作用進(jìn)行研究，可為著陸器用串聯(lián)蜂窩緩沖器設(shè)計(jì)提供技術(shù)支持。

1 蜂窩結(jié)構(gòu)異面吸能特性

蜂窩結(jié)構(gòu)因其結(jié)構(gòu)特性，在不同方向外力作用下會(huì)產(chǎn)生不同的力學(xué)響應(yīng)。當(dāng)蜂窩材料受z軸方向壓縮載荷作用時(shí)(圖1)，稱為異面壓縮;而當(dāng)壓縮載荷加載方向處于x，y平面內(nèi)時(shí)，稱為面內(nèi)加載。據(jù)文獻(xiàn)［14］，鋁蜂窩材料的異面平均應(yīng)力遠(yuǎn)大于面內(nèi)平均應(yīng)力。因此，作為緩沖器，蜂窩材料通常承受異面方向載荷，本文主要研究異面壓縮載荷作用下鋁蜂窩串聯(lián)結(jié)構(gòu)的吸能特性。

圖1 鋁蜂窩材料異面示意圖Fig.1 Principal schematic of honeycomb material’s out-of-plane direction

彈塑性蜂窩材料變形過程［14］可描述為:① 壓縮的初始階段，蜂窩材料在載荷作用下首先發(fā)生彈性屈曲;② 隨著壓縮的進(jìn)行，蜂窩材料發(fā)生塑性坍塌;③ 在大壓力作用下，蜂窩材料孔穴的相對(duì)壁面壓實(shí)在一起，且孔壁材料本身也被壓縮，應(yīng)力-應(yīng)變曲線會(huì)陡然上升。典型彈塑性蜂窩材料在異面壓縮下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線圖見圖2。其變形過程可分為:初始階段的彈性變形段，穩(wěn)態(tài)塑性壓潰段及壓實(shí)段。

1.1 彈性變形段

對(duì)彈塑性蜂窩材料，開始加載時(shí)，孔壁將產(chǎn)生彎曲，在載荷未達(dá)屈服強(qiáng)度之前，應(yīng)力表現(xiàn)出隨應(yīng)變線性增長(zhǎng)趨勢(shì)，即線彈性變形段。線彈性階段的結(jié)束通常因胞壁發(fā)生彈性屈曲。此時(shí)的應(yīng)力對(duì)應(yīng)于應(yīng)力-應(yīng)變曲線中峰值應(yīng)力。

1.2 穩(wěn)態(tài)塑性壓潰段

當(dāng)垂直z向的截面應(yīng)力超過孔壁材料屈服強(qiáng)度時(shí)，孔壁將產(chǎn)生軸向屈曲，進(jìn)而發(fā)生塑性坍塌，此時(shí)壓縮應(yīng)力對(duì)應(yīng)為平均應(yīng)力。蜂窩材料吸能的有效階段即此階段。

1.3 壓實(shí)段

孔壁因塑性坍塌而產(chǎn)生接觸并堆積到一起，繼續(xù)變形會(huì)壓縮到堆積孔壁材料本身，并使之壓實(shí)，導(dǎo)致最后階段的應(yīng)力-應(yīng)變曲線陡然上升。壓實(shí)段所對(duì)應(yīng)的變形量表征了蜂窩材料變形能力，應(yīng)變?yōu)榉涓C材料的極限應(yīng)變?chǔ)舖。

圖2 蜂窩受異面壓縮載荷作用典型應(yīng)力-應(yīng)變曲線圖Fig.2 Typical stress-stain curve of honeycomb under out-of-plane impact load

2 串聯(lián)蜂窩緩沖器應(yīng)用

成功登陸月球的阿波羅系列著陸器為典型腿式月球著陸器(圖3)，該著陸器具有四條主著陸腿及八條輔助著陸腿，每個(gè)著陸腿內(nèi)填充鋁蜂窩緩沖器。

該著陸器主著陸腿為圓形套筒結(jié)構(gòu)，見圖4。主著陸腿內(nèi)徑140 mm，著陸腿可壓縮行程812 mm，此兩數(shù)值限定了蜂窩緩沖結(jié)構(gòu)的外形尺寸。

圖3 阿波羅11號(hào)著陸器Fig.3 Apollo 11 lander

圖4 阿波羅11號(hào)著陸器主著陸腿結(jié)構(gòu)示意圖Fig.4 Apollo 11 landing-gear primary strut

在設(shè)計(jì)月球腿式著陸器用緩沖器時(shí)需考慮兩種特殊著陸工況:① 理想著陸工況，如圖5(a)所示。該工況假定著陸環(huán)境較平坦，且垂直著陸速度最低，水平著陸速度為零，著陸時(shí)四個(gè)主著陸腿同時(shí)與月球面接觸，著陸腿內(nèi)部緩沖器同時(shí)作用共同吸收能量，此工況緩沖器吸收能量最少;② 著陸極限工況，如圖5(b)所示。該工況著陸時(shí)單個(gè)著陸腿先與月球表面接觸，為保證實(shí)驗(yàn)設(shè)備不受損壞，緩沖器設(shè)計(jì)要求單個(gè)主著陸腿緩沖器吸收全部著陸時(shí)的動(dòng)能及勢(shì)能。考慮到月球表面著陸環(huán)境及著陸姿態(tài)等因素，為更有利保證著陸器軟著陸時(shí)所搭載的實(shí)驗(yàn)設(shè)備受沖擊力最小，NASA對(duì)主著陸腿內(nèi)緩沖器進(jìn)行了串聯(lián)處理，其中一級(jí)鋁蜂窩緩沖器強(qiáng)度較弱，用于吸收理想著陸情況下著陸器全部能量，二級(jí)鋁蜂窩緩沖器強(qiáng)度較強(qiáng)，單腿內(nèi)一級(jí)緩沖器與二級(jí)緩沖器組合以吸收極限工況下著陸器著陸過程的全部能量。

圖5 兩種特殊著陸姿態(tài)示意圖Fig.5 Sketch of lander two special landing attitude

3 數(shù)值仿真

仿真用鋁蜂窩結(jié)構(gòu)有多種規(guī)格，其建模涉及參數(shù)較多，包括制造鋁蜂窩材料的箔材厚度、試件高度、材料相關(guān)參數(shù)及胞元邊長(zhǎng)等參數(shù)。對(duì)每種不同規(guī)格的鋁蜂窩手動(dòng)建模有大量重復(fù)工作，勢(shì)必浪費(fèi)很多時(shí)間。若通過編寫參數(shù)化程序?qū)崿F(xiàn)對(duì)整個(gè)過程的參數(shù)化建模，每次只需在程序中輸入主要參數(shù)，即能夠?qū)崿F(xiàn)自動(dòng)建模、自動(dòng)加載分析條件，可極大節(jié)省時(shí)間、提高工作效率，獲得事半功倍效果。本文用MSC.Patran提供的PCL語(yǔ)言編寫參數(shù)化程序，可實(shí)現(xiàn)串聯(lián)式鋁蜂窩緩沖器三維模型自動(dòng)建立、網(wǎng)格自動(dòng)劃分及邊界條件自動(dòng)加載，且開發(fā)的人機(jī)界面友好、方便使用，提高仿真效率。整個(gè)參數(shù)化建模分析過程無(wú)須人工干預(yù)，減少了人為錯(cuò)誤的產(chǎn)生。該程序操作界面如圖6所示。

圖6 參數(shù)化程序用戶界面Fig.6 The interface of parametric program

本文將MSC.Patran軟件用于前處理，將LS-Dyna軟件用于求解分析。串聯(lián)式鋁蜂窩緩沖器三維模型如圖7所示。分析模型置于兩剛性平板之間，其中底層剛性平板完全固定，模擬準(zhǔn)靜態(tài)壓縮過程中的支撐平臺(tái)，上層剛性平板以恒定速度下落，對(duì)分析模型進(jìn)行壓縮，模擬準(zhǔn)靜態(tài)壓縮過程中的壓頭。在兩級(jí)鋁蜂窩緩沖器中加入剛性平板模擬緩沖器之間的剛性隔板。為防止在壓縮過程中因蜂窩結(jié)構(gòu)發(fā)生屈曲，使模型各面之間產(chǎn)生接觸發(fā)生穿透現(xiàn)象，在選擇接觸類型時(shí)，選通用的單面接觸和自動(dòng)接觸，設(shè)置自動(dòng)接觸后，在殼單元的兩側(cè)會(huì)產(chǎn)生接觸限制。為模擬鋁蜂窩自身的摩擦和鋁蜂窩與剛性隔板之間的摩擦，在接觸算法中設(shè)置鋁蜂窩自身接觸摩擦系數(shù)為0.1，設(shè)置鋁蜂窩與剛性隔板之間的摩擦系數(shù)為0.17。為保證仿真結(jié)果有足夠精度，每個(gè)單元邊長(zhǎng)分布有十個(gè)Belytschko-Tsay型殼單元，用面內(nèi)單點(diǎn)積分，計(jì)算速度快，對(duì)大變形問題為最穩(wěn)定有效的計(jì)算式［15］。

圖7 串聯(lián)式鋁蜂窩緩沖結(jié)構(gòu)三維模型圖Fig.7 The 3D map of series honeycomb structures

用于制造鋁蜂窩的鋁箔材料通常有2024、3003、5A02、5A06、5052及5056等，其中3003的加工性能好、成本較低，但其強(qiáng)度較低，5056的強(qiáng)度最高，但其加工性能較差，成本較高。具體采用何種基體材料的鋁蜂窩，需根據(jù)設(shè)計(jì)條件選擇。本文選3003H18為研究對(duì)象，對(duì)不同規(guī)格的鋁蜂窩試件進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)壓縮仿真。由于鋁蜂窩材料塑性好，且為準(zhǔn)靜態(tài)壓縮模擬，故不考慮材料應(yīng)變率敏感問題，將其視為理想彈塑性材料。用Elastoplastic-Plastic Kinematic(MAT3)材料模型模擬鋁合金3003H18鋁蜂窩基體材料。仿真用材料參數(shù)見表1。為使研究不受蜂窩外形尺寸限制，本文采用應(yīng)力-應(yīng)變曲線方式對(duì)蜂窩壓縮特性進(jìn)行研究。應(yīng)力由蜂窩所受載荷與蜂窩橫截面積相除得到，同樣應(yīng)變由蜂窩壓縮行程除以蜂窩原有高度得到。文獻(xiàn)［16-20］證明用該方法對(duì)蜂窩受異面壓縮載荷作用的響應(yīng)分析，不受蜂窩外形尺寸影響。

仿真中單個(gè)鋁蜂窩模型編號(hào)由四個(gè)字符組成，第一，二位數(shù)字“xx”，表示胞元厚度為0.xx mm。第三，四位上的數(shù)字“xx”代表胞元邊長(zhǎng)，mm;如0604，表示鋁蜂窩模型規(guī)格胞元厚度0.06 mm，胞元邊長(zhǎng)4 mm的鋁蜂窩。

表1 鋁蜂窩基體材料參數(shù)Tab.1 Parameters of aluminum honeycomb basis material

圖8(a)為規(guī)格不同的鋁蜂窩串聯(lián)壓縮仿真變形過程應(yīng)力云圖(0604-0504)。從整個(gè)變形過程可看出，串聯(lián)鋁蜂窩緩沖結(jié)構(gòu)較弱一級(jí)先變形，發(fā)生屈曲;而強(qiáng)度較高一級(jí)則未進(jìn)入屈服狀態(tài)，待第一級(jí)完全壓實(shí)后且壓縮應(yīng)力達(dá)到第二級(jí)鋁蜂窩峰值應(yīng)力時(shí)二級(jí)鋁蜂窩進(jìn)入屈服狀態(tài)，以塑性變形吸收整個(gè)壓縮過程能量。圖8(b)為相同規(guī)格鋁蜂窩串聯(lián)壓縮仿真變形過程的應(yīng)力云圖(0604-0604)。該圖表明同種規(guī)格的串聯(lián)鋁蜂窩緩沖結(jié)構(gòu)受軸向載荷壓縮時(shí)，由于上下兩級(jí)鋁蜂窩規(guī)格相同，兩級(jí)蜂窩同時(shí)進(jìn)入屈服階段，通過塑性坍塌吸收能量。

圖8 兩種仿真變形過程云圖Fig.8 Two deformation process of series honeycomb structures

4 試驗(yàn)

為驗(yàn)證仿真模型的準(zhǔn)確性，進(jìn)行六組試驗(yàn)，分別為相同規(guī)格串聯(lián)及不同規(guī)格串聯(lián)鋁蜂窩緩沖結(jié)構(gòu)的壓縮試驗(yàn)。所有試驗(yàn)均在室溫23℃、相對(duì)濕度50%條件下進(jìn)行，采用Instron 5569標(biāo)準(zhǔn)電子萬(wàn)能拉伸試驗(yàn)機(jī)，壓縮方向?yàn)檩S向，并取穩(wěn)態(tài)壓縮速度50 mm/min。對(duì)串聯(lián)鋁蜂窩壓縮試驗(yàn)，以編號(hào)0608-0604的試驗(yàn)組合為例，代表單件試件規(guī)格0608和0604的鋁蜂窩試件串聯(lián)組合。六次試驗(yàn)編號(hào)分別為0608-0604、0508-0708、0604-0805、0604-0504、0604-0604、0805-0805。

因商用鋁蜂窩均為蜂窩板，為保證實(shí)驗(yàn)具有較好的可重復(fù)性，同時(shí)考慮試驗(yàn)機(jī)最大試件尺寸限制，采用線切割加工方式獲得。試驗(yàn)表明，切割后試件邊緣齊整，一致性較好，能滿足實(shí)驗(yàn)要求。實(shí)驗(yàn)用鋁蜂窩試件胞元均為正六邊形結(jié)構(gòu)。試驗(yàn)中將串聯(lián)鋁蜂窩緩沖結(jié)構(gòu)置于壓縮機(jī)中間，為防止鋁蜂窩彼此間的相互侵入，在兩層鋁蜂窩間加入隔板。整個(gè)試驗(yàn)裝置見圖9。

為增加試驗(yàn)的可靠性，對(duì)每組試驗(yàn)重復(fù)三次，平均應(yīng)力值與極限應(yīng)變值取三次試驗(yàn)平均值，由試驗(yàn)分析發(fā)現(xiàn)每組三次試驗(yàn)偏差最大不超5%，證明了試驗(yàn)的可靠性。

對(duì)不同規(guī)格的串聯(lián)鋁蜂窩緩沖結(jié)構(gòu)壓縮試驗(yàn)，在試驗(yàn)中上層壓頭對(duì)鋁蜂窩緩沖結(jié)構(gòu)進(jìn)行壓縮，串聯(lián)鋁蜂窩緩沖結(jié)構(gòu)中強(qiáng)度較弱的鋁蜂窩先進(jìn)入屈服階段，該鋁蜂窩壓縮過程接近完成時(shí)，即進(jìn)入密實(shí)化階段后，鋁蜂窩緩沖結(jié)構(gòu)受到載荷急劇增大，當(dāng)壓縮載荷達(dá)到另一級(jí)鋁蜂窩緩沖結(jié)構(gòu)的峰值力時(shí)，下層鋁蜂窩開始變形，進(jìn)入壓縮載荷穩(wěn)定的塑性坍塌階段，當(dāng)下層鋁蜂窩緩沖結(jié)構(gòu)進(jìn)入密實(shí)化階段后，整個(gè)串聯(lián)組合受到的壓縮載荷會(huì)急劇上升。

圖9 鋁蜂窩串聯(lián)組合壓縮試驗(yàn)裝置圖Fig.9 Experimental instrument of series honeycomb structures with compression

串聯(lián)鋁蜂窩緩沖結(jié)構(gòu)由不同規(guī)格鋁蜂窩組成，見圖10。由應(yīng)力-應(yīng)變曲線可見，不同規(guī)格串聯(lián)鋁蜂窩結(jié)構(gòu)出現(xiàn)2個(gè)較大的應(yīng)力峰值，分別為單級(jí)鋁蜂窩緩沖結(jié)構(gòu)峰值應(yīng)力。2個(gè)較明顯的應(yīng)力平臺(tái)階段為單級(jí)鋁蜂窩緩沖結(jié)構(gòu)的塑性坍塌階段，在此階段鋁蜂窩通過蜂窩壁的塑性疊縮吸收能量，是鋁蜂窩緩沖結(jié)構(gòu)的主要吸能階段。

圖10 不同規(guī)格鋁蜂窩串聯(lián)壓縮試驗(yàn)應(yīng)力-應(yīng)變曲線圖Fig.10 Experimental stress-strain curve of series honeycomb structures with different specifications

對(duì)相同規(guī)格鋁蜂窩緩沖結(jié)構(gòu)串聯(lián)壓縮試驗(yàn)，雖采用規(guī)格相同試件，但因加工的差異及試件孔格一致性不同，使兩試件不可能完全一致。因此試驗(yàn)過程中兩試件并未同時(shí)發(fā)生大規(guī)模變形，而與不同規(guī)格試驗(yàn)類似:強(qiáng)度較弱的鋁蜂窩試件先變形進(jìn)入屈服階段，當(dāng)該試件進(jìn)入密實(shí)化階段時(shí)其受到載荷會(huì)急劇攀升，當(dāng)達(dá)到強(qiáng)度較大的蜂窩試件峰值載荷時(shí)第二個(gè)試件進(jìn)入屈服階段。相同規(guī)格鋁蜂窩緩沖結(jié)構(gòu)串聯(lián)壓縮試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線見圖11。該圖表明，相同規(guī)格鋁蜂窩試件串聯(lián)壓縮試驗(yàn)，每級(jí)試件的平均應(yīng)力基本相同，試件的峰值應(yīng)力相差不多，因每個(gè)試件的隨機(jī)性較大，兩試件不可能完全一致，因此會(huì)產(chǎn)生微小差異。

圖11 相同規(guī)格鋁蜂窩串聯(lián)壓縮試驗(yàn)應(yīng)力-應(yīng)變曲線圖Fig.11 Experimental stress-strain curve of series honeycomb structures with same specifications

5 仿真與試驗(yàn)結(jié)果分析

平均應(yīng)力及極限應(yīng)變是衡量鋁蜂窩緩沖器吸收能量的重要指標(biāo)。設(shè)計(jì)緩沖器時(shí)，利用該兩指標(biāo)可推算出吸收能量的大小，同時(shí)由極限應(yīng)變可獲得蜂窩緩沖器的可壓縮行程。對(duì)鋁蜂窩材料的平均應(yīng)力已有大量研究，其中Gibson等［14］通過對(duì)鋁蜂窩材料進(jìn)行大量的理論與試驗(yàn)研究后給出鋁蜂窩材料受異面壓縮時(shí)平均應(yīng)力半經(jīng)驗(yàn)公式。對(duì)正六邊形胞元雙層鋁蜂窩材料，該公式為:

式中:t為蜂窩胞元厚度;l為壁厚t胞元邊長(zhǎng);σ0為蜂窩基體屈服極限;σm為蜂窩材料平均應(yīng)力。

式(1)在t/l值較大時(shí)準(zhǔn)確性較低。本文基于蜂窩材料的對(duì)稱性特點(diǎn)，以Y型蜂窩胞元為研究對(duì)象，采用Tresca屈服準(zhǔn)則推導(dǎo)出蜂窩材料在靜態(tài)壓縮下的平均應(yīng)力本構(gòu)方程，通過一系列試驗(yàn)，驗(yàn)證了該本構(gòu)方程的正確性［16-17］。與經(jīng)典半經(jīng)驗(yàn)公式相比，該公式精度更高。因此采用該公式對(duì)串聯(lián)式鋁蜂窩緩沖結(jié)構(gòu)各級(jí)平均應(yīng)力進(jìn)行研究?；赥resca屈服準(zhǔn)則的蜂窩材料異面靜態(tài)壓縮平均應(yīng)力公式［16-17］為:

表2 鋁蜂窩串聯(lián)壓縮各級(jí)蜂窩平均應(yīng)力值Tab.2 Plate stress of series aluminum honeycomb structures under compression

鋁蜂窩串聯(lián)壓縮單級(jí)蜂窩平均應(yīng)力仿真值、試驗(yàn)值和基于Tresca屈服準(zhǔn)則的理論值見表2。仿真值與理論值相差無(wú)幾，但仿真與理論所得鋁蜂窩平均應(yīng)力值略高于試驗(yàn)值。

六種規(guī)格的串聯(lián)式鋁蜂窩緩沖器受異面靜態(tài)壓縮載荷作用下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線見圖12。對(duì)相同規(guī)格鋁蜂窩串聯(lián)壓縮的仿真模型為標(biāo)準(zhǔn)正六邊形蜂窩胞元，上下兩級(jí)蜂窩強(qiáng)度相同。在壓縮仿真過程中兩級(jí)蜂窩同時(shí)變形進(jìn)入屈服階段，而實(shí)際試驗(yàn)中因試件的隨機(jī)性使兩級(jí)蜂窩強(qiáng)度不會(huì)完全相同，壓縮過程中會(huì)出現(xiàn)與不同規(guī)格鋁蜂窩串聯(lián)壓縮試驗(yàn)類似情況，即強(qiáng)度不同，變形過程出現(xiàn)兩個(gè)階段，并在整個(gè)壓縮過程中存在兩個(gè)峰值應(yīng)力。而同種規(guī)格仿真不能模擬試驗(yàn)的隨機(jī)差異，故只存在一個(gè)峰值應(yīng)力。

表3 鋁蜂窩串聯(lián)壓縮極限應(yīng)變值Tab.3 Limiting strain values of series aluminum honeycomb structures under compression

圖12 串聯(lián)鋁蜂窩壓縮試驗(yàn)與仿真應(yīng)力-應(yīng)變曲線對(duì)比圖Fig.12 Experimental and numerical stress-strain curves of the specimens under quasi-static compression

對(duì)單個(gè)鋁蜂窩緩沖器靜態(tài)壓縮仿真與試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，單個(gè)鋁蜂窩緩沖器的極限應(yīng)變穩(wěn)定在 0.8左右［16-17，19-20］。 本 文的仿真與試驗(yàn)研究表明，串聯(lián)鋁蜂窩靜態(tài)壓縮的極限應(yīng)變穩(wěn)定在0.85左右。文獻(xiàn)［20］中，通過仿真分析驗(yàn)證了二級(jí)串聯(lián)蜂窩結(jié)構(gòu)壓縮仿真其各級(jí)平均應(yīng)力與單個(gè)蜂窩結(jié)構(gòu)受壓縮仿真的平均應(yīng)力值幾乎相同。因此對(duì)同一尺寸蜂窩，與單個(gè)鋁蜂窩緩沖器相比，該串聯(lián)式組合鋁蜂窩緩沖器能吸收更多能量。串聯(lián)蜂窩結(jié)構(gòu)受壓縮載荷極限應(yīng)變的仿真值與試驗(yàn)值見表3。由表3看出，仿真值與試驗(yàn)值偏差在2%內(nèi)，仿真結(jié)果有足夠精度，能準(zhǔn)確計(jì)算出串聯(lián)式蜂窩結(jié)構(gòu)的可壓縮行程。為精確設(shè)計(jì)串聯(lián)式蜂窩結(jié)構(gòu)緩沖器提供了依據(jù)。

圖13 串聯(lián)鋁蜂窩壓縮試驗(yàn)對(duì)中偏差示意圖Fig.13 Sketch of aligned bias series honeycombs under crash test

分析表3發(fā)現(xiàn)，平均應(yīng)力試驗(yàn)值略低于仿真值，由圖9，仿真與試驗(yàn)應(yīng)力-應(yīng)變曲線在彈性階段吻合較差。發(fā)生該現(xiàn)象的主要原因?yàn)椋囼?yàn)時(shí)因中間加有隔板，上下兩級(jí)蜂窩緩沖器對(duì)中困難，兩者中心未重合，如圖13所示。壓縮試驗(yàn)時(shí)上下兩級(jí)蜂窩錯(cuò)位，使整個(gè)串聯(lián)系統(tǒng)受力矩作用，因此蜂窩在受到異面壓縮載荷時(shí)不但發(fā)生異面變形，在面內(nèi)同時(shí)發(fā)生變形，使異面方向的平均應(yīng)力與峰值應(yīng)力減弱，故試驗(yàn)值略低于仿真值。同時(shí)仿真未能模擬加工蜂窩粘接所用粘膠，試驗(yàn)中蜂窩受壓縮力作用可能產(chǎn)生粘膠破裂情況，而粘膠的力學(xué)特性與鋁箔相差較大，也會(huì)造成仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果有偏差。

6 結(jié)論

基于Patran/DYNA有限元軟件，結(jié)合試驗(yàn)，對(duì)串聯(lián)式鋁蜂窩緩沖結(jié)構(gòu)受異面壓縮載荷作用的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行研究，結(jié)論如下:

(1)建立的串聯(lián)鋁蜂窩緩沖結(jié)構(gòu)受異面壓縮載荷作用的有限元模型可準(zhǔn)確模擬鋁蜂窩材料在受異面壓縮載荷時(shí)的材料的疊縮坍塌;通過與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比，證明該仿真模型可較好模擬整個(gè)鋁蜂窩受異面壓縮載荷作用時(shí)的變形過程，能準(zhǔn)確提供整個(gè)變形過程鋁蜂窩所受載荷信息。

(2)通過與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，證明該仿真模型可準(zhǔn)確模擬串聯(lián)鋁蜂窩緩沖結(jié)構(gòu)受異面壓縮載荷下的平均應(yīng)力和極限應(yīng)變，準(zhǔn)確反應(yīng)緩沖器的吸能能力和可壓縮行程，使理論上設(shè)計(jì)緩沖器成為可能。通過仿真與試驗(yàn)分析，證明對(duì)同一尺寸蜂窩，串聯(lián)鋁蜂窩緩沖器與單級(jí)鋁蜂窩緩沖器相比，其極限應(yīng)變穩(wěn)定在0.85左右，能吸收更多能量。

(3)本文所提有限元仿真模型成本低，不受試驗(yàn)條件限制，且準(zhǔn)確性較高，為一種有效的研究方法。

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