趙雨薇，張宏偉，孫曉旺，王顯會(huì)

(1.南京理工大學(xué)，南京 210094；2.內(nèi)蒙古第一機(jī)械集團(tuán)股份有限公司，內(nèi)蒙古 包頭 014032)

1 引言

在目前的局部武裝沖突中，當(dāng)軍用特種車(chē)輛面臨地雷和簡(jiǎn)易爆炸裝置(improvised explosive device，IED)等威脅時(shí)，由于車(chē)內(nèi)乘員的腳部是處于最接近變形地板的位置，將最先承受巨大的加速度沖擊，因此乘員下肢是最容易受傷的部位[1]。近年來(lái)，以吸能緩沖為機(jī)理的三明治夾芯結(jié)構(gòu)被廣泛應(yīng)用在乘員下肢保護(hù)裝置的設(shè)計(jì)中，用以保護(hù)乘員下肢安全。三明治夾芯結(jié)構(gòu)由上下兩層抗拉壓性能優(yōu)異的面板及中間質(zhì)量輕、吸能減振性好的夾心層組成[2]。作為多孔材料之一的負(fù)泊松比材料，具有優(yōu)越的斷裂韌性及能量吸收特性，是吸能緩沖結(jié)構(gòu)的理想選擇。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)其進(jìn)行了多方面的探索。楊德慶等[3]對(duì)星型宏觀負(fù)泊松比夾心結(jié)構(gòu)抗水下爆炸過(guò)程中的破壞形式進(jìn)行了研究；蔣欣程[4]將雙箭頭負(fù)泊松比蜂窩夾層板應(yīng)用在軍車(chē)裝甲，研究了不同參數(shù)對(duì)雙箭頭蜂窩夾層板防彈性能的影響；Gao[5]對(duì)雙箭頭負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能進(jìn)行了系統(tǒng)化優(yōu)化分析。

本文以某型軍用車(chē)輛的乘員約束系統(tǒng)模型為研究對(duì)象，建立雙箭頭負(fù)泊松比三明治夾芯結(jié)構(gòu)作為乘員下肢保護(hù)裝置，通過(guò)數(shù)值仿真方法分析在爆炸沖擊載荷下乘員下肢的動(dòng)態(tài)響應(yīng)及負(fù)泊松比下肢保護(hù)裝置的吸能特性，并結(jié)合六邊形蜂窩結(jié)構(gòu)進(jìn)行防護(hù)性能的對(duì)比分析；此外，研究了雙箭頭負(fù)泊松比胞元主要的設(shè)計(jì)參數(shù)(胞壁厚度、胞元夾角和胞元半寬)對(duì)負(fù)泊松比下肢保護(hù)裝置防護(hù)性能的影響。

2 爆炸環(huán)境下乘員下肢響應(yīng)仿真與試驗(yàn)

以國(guó)內(nèi)某軍用防護(hù)車(chē)輛為試炸車(chē)型，取乘員約束系統(tǒng)為主要研究模型，并通過(guò)實(shí)車(chē)爆炸試驗(yàn)檢驗(yàn)有限元模型的準(zhǔn)確性，為后續(xù)下肢保護(hù)裝置的設(shè)計(jì)奠定基礎(chǔ)。

2.1 整車(chē)有限元模型

大規(guī)模的實(shí)車(chē)爆炸試驗(yàn)不適合作為研究乘員下肢損傷的主要方式，有限元仿真方法作為爆炸領(lǐng)域常用的分析手段，具有研究周期短、可重復(fù)性好的優(yōu)點(diǎn)，被國(guó)內(nèi)外學(xué)者廣泛應(yīng)用在防護(hù)型車(chē)輛的設(shè)計(jì)工程中[6]。

本文利用Hypermesh和LS-DYNA有限元軟件建立的整、乘員-座椅系統(tǒng)以及爆炸流場(chǎng)模型如圖1所示。6 kg當(dāng)量的TNT炸藥放置在駕駛室正下方，炸藥埋放在土壤內(nèi)部，采用流固耦合(ALE-FSI)的算法來(lái)模擬地雷的爆炸、沖擊波在空氣中的傳播以及沖擊波載荷作用下結(jié)構(gòu)的響應(yīng)。

圖1 臺(tái)車(chē)底部爆炸有限元模型示意圖Fig.1 Finite element model of vehicle bottom explosion

由于本文是以車(chē)輛底部爆炸沖擊工況下的乘員小腿為研究對(duì)象，因此整車(chē)仿真的結(jié)果只需關(guān)注假人下肢軸向力數(shù)值，乘員小腿響應(yīng)力曲線(xiàn)如圖2，從圖中可看出假人左右下肢響應(yīng)力數(shù)值具有很好的一致性。

圖2 假人小腿軸向力整車(chē)仿真曲線(xiàn)Fig.2 Simulation value of Occupant’s lower limb response

2.2 乘員約束系統(tǒng)模型建立

本文旨在研究底部爆炸沖擊工況下的乘員下肢損傷，為了提高設(shè)計(jì)工作的效率，建立如圖3所示的乘員約束系統(tǒng)局部等效模型。模型由座椅、安全帶、簡(jiǎn)易地板及HYBRID III 50分位假人組成。座椅采用具備緩沖機(jī)制的防雷座椅，其骨架及椅面網(wǎng)格尺寸為10 mm；利用Primer軟件建立五點(diǎn)式安全帶網(wǎng)格模型來(lái)減輕乘員損傷，與人體接觸部分用2D網(wǎng)格單元模擬，網(wǎng)格尺寸為10 mm，1D seatbelt單元用來(lái)模擬未與假人接觸的部分，提高計(jì)算效率。

圖3 乘員約束系統(tǒng)模型圖Fig.3 Occupant restraint system and boundary conditions

在軍用車(chē)輛遭受底部爆炸沖擊時(shí)，車(chē)內(nèi)乘員下肢主要受到與腳底接觸的車(chē)輛地板傳遞的垂向沖擊加速度。地板在X、Y軸方向上的整體尺寸設(shè)置為420 mm×420 mm，網(wǎng)格尺寸為5 mm；在座椅連接處施加6個(gè)自由度約束，同時(shí)在地板所有節(jié)點(diǎn)處施加從整車(chē)仿真中提取的6 kg當(dāng)量TNT地板加速度曲線(xiàn)[7]，為模擬該加載條件，通過(guò)關(guān)鍵字*BOUNDARY_PRESCRIBED_MOTION_SET將作用于地板和座椅安裝點(diǎn)的Z向加速度作為模型的輸入。

為保證簡(jiǎn)化模型的合理性，將局部等效模型與整車(chē)模型的仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，如圖4所示。整車(chē)仿真模型的假人左右下脛骨軸向力峰值分別為14 960 N、15 050 N，局部等效模型的左右下脛骨力為15 440 N、15 470 N。兩模型左右小腿的相對(duì)誤差均在5%內(nèi)，從曲線(xiàn)的走勢(shì)及時(shí)間歷程上可以看出局部等效模型與整車(chē)模型的乘員下脛骨力仿真結(jié)果具有較好的一致性。

圖4 簡(jiǎn)化模型與整車(chē)模型仿真結(jié)果曲線(xiàn)Fig.4 Comparison of simulation results between the simplified model and the vehicle model

2.3 臺(tái)車(chē)爆炸試驗(yàn)驗(yàn)證

為了研究車(chē)輛底部遭受爆炸沖擊時(shí)車(chē)內(nèi)乘員腿部的響應(yīng)情況，在南京理工大學(xué)盱眙試驗(yàn)基地組織進(jìn)行了臺(tái)車(chē)底部6 kg TNT當(dāng)量的爆炸試驗(yàn)，試驗(yàn)參考北約AEP-55評(píng)價(jià)規(guī)程實(shí)施進(jìn)行。試驗(yàn)車(chē)輛為某型軍用防護(hù)車(chē)輛，車(chē)內(nèi)放置了Hybrid III 50%型的試驗(yàn)假人，如圖5所示。

圖5 乘員姿態(tài)與足部地板加速度Z向傳感器場(chǎng)景圖Fig.5 Experimental arrangement

為了采集試驗(yàn)過(guò)程中車(chē)內(nèi)乘員小腿的生物力學(xué)響應(yīng)，試驗(yàn)時(shí)需激活測(cè)試假人左右小腿的Z向力傳感器，由東華DH5902數(shù)據(jù)采集儀記錄假人數(shù)據(jù)。為了獲取車(chē)體結(jié)構(gòu)響應(yīng)，駕駛艙內(nèi)同樣布置了多處加速度傳感器，此處僅參考與假人足底直接接觸的地板處的加速度，使用德維創(chuàng)DEWE-43儀器來(lái)采集加速度輸入，設(shè)置儀器的采樣頻率為200 kHz。試驗(yàn)結(jié)束后對(duì)采集到的試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，調(diào)零并濾波后得到的乘員下脛骨軸向力試驗(yàn)結(jié)果曲線(xiàn)如圖6所示，試驗(yàn)測(cè)得的乘員左右下脛骨軸向力峰值分別為14 890 N 和 14 770 N。

圖6 假人小腿軸向力試驗(yàn)值曲線(xiàn)Fig.6 Experimental value of Occupant’s lower limb response

局部等效模型與試驗(yàn)結(jié)果的曲線(xiàn)整體趨勢(shì)基本一致，左右小腿軸向力的峰值誤差分別為 3.6%，4.5%，皆在合理范圍內(nèi)，可以說(shuō)明上述的乘員-座椅仿真模型能對(duì)實(shí)際工況進(jìn)行較為準(zhǔn)確的模擬。

3 雙箭頭負(fù)泊松比下肢保護(hù)裝置設(shè)計(jì)

3.1 三明治夾芯結(jié)構(gòu)有限元模型

根據(jù)AEP-55 Vol2乘員損傷評(píng)估標(biāo)準(zhǔn)，乘員下脛骨軸向力的安全閾值是5 400 N，上述的設(shè)計(jì)難以保護(hù)作戰(zhàn)乘員的安全。為了降低車(chē)內(nèi)乘員下肢受損的風(fēng)險(xiǎn)，在不改變底部整體結(jié)構(gòu)的前提下，根據(jù)簡(jiǎn)化模型，在假人足部以下100 mm以?xún)?nèi)的設(shè)計(jì)空間內(nèi)鋪設(shè)雙箭頭負(fù)泊松比三明治夾芯結(jié)構(gòu)作為下肢保護(hù)裝置的設(shè)計(jì)，如圖7所示。三明治夾芯結(jié)構(gòu)的上下面板材料為Q235鋼，厚度為5 mm；雙箭頭負(fù)泊松比芯層的基體材料選用PA12尼龍材料，采用Johnson-Cook本構(gòu)模型進(jìn)行模擬，厚度為0.7 mm，具體的材料參數(shù)如表1所示。為了防止在變形過(guò)程中出現(xiàn)自身的穿透現(xiàn)象，定義“自動(dòng)單面接觸”來(lái)模擬自身每層的接觸關(guān)系，并通過(guò)“自動(dòng)點(diǎn)面接觸”算法模擬負(fù)泊松比蜂窩芯層結(jié)構(gòu)與上下面板之間的接觸關(guān)系；接觸的靜摩擦系數(shù)與動(dòng)摩擦系數(shù)均設(shè)置為 0.3，能夠較為準(zhǔn)確地模擬結(jié)構(gòu)的變形情況。

表1 材料參數(shù)Table 1 Material parameters

圖7 雙箭頭負(fù)泊松比下肢保護(hù)裝置示意圖Fig.7 Double arrow negative Poisson’s ratio lower limb protection device

圖8表示了雙箭頭負(fù)泊松比蜂窩的單胞尺寸，長(zhǎng)、短胞元壁是雙箭頭負(fù)泊松比單個(gè)胞元結(jié)構(gòu)的主要組成部分[8]，其中短胞壁與縱軸的夾角θ1=60°，長(zhǎng)胞壁與縱軸的夾角θ2=30°，胞元結(jié)構(gòu)在Y軸方向的寬度為2l，半寬l=15 mm，長(zhǎng)、短胞壁的壁厚相等，均為0.8 mm。

圖8 雙箭頭負(fù)泊松比單胞示意圖Fig.8 Geometric dimensions of single cell with double arrow negative Poisson’s ratio

雙箭頭負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)屬于廣義上的蜂窩結(jié)構(gòu)，與典型的蜂窩結(jié)構(gòu)存在一定共性。但由于其特殊的微觀拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，其力學(xué)性能與典型蜂窩結(jié)構(gòu)不盡相同；為了對(duì)雙箭頭負(fù)泊松比蜂窩芯層結(jié)構(gòu)的防護(hù)性能進(jìn)行更好地評(píng)估，故引入面內(nèi)六邊形蜂窩，將二者的防護(hù)效果進(jìn)行分析比較[2]。

圖9是六邊形蜂窩芯層部分結(jié)構(gòu)及其單胞結(jié)構(gòu)的尺寸圖，控制六邊形蜂窩的整體尺寸結(jié)構(gòu)、基體材料與雙箭頭負(fù)泊松比蜂窩結(jié)構(gòu)基本一致，六邊形蜂窩的胞元邊長(zhǎng)L1=10 mm，縱向尺寸H=17.3 mm，胞元夾角θ=30°，壁厚為 0.8 mm。在下肢保護(hù)裝置內(nèi)部填充六邊形蜂窩夾芯，保持邊界及加載條件不變進(jìn)行仿真分析。

圖9 六邊形蜂窩結(jié)構(gòu)及單胞結(jié)構(gòu)示意圖Fig.9 Structure and cell size of Hexagon honeycomb

3.2 仿真結(jié)果分析

為了比較2種三明治夾芯結(jié)構(gòu)對(duì)乘員下肢防護(hù)效率的高低，通過(guò)LS-PREPOST軟件處理在相同邊界條件下2種芯層結(jié)構(gòu)中心位置的仿真變形結(jié)果。圖10是通過(guò)數(shù)值模擬的方法得到的底部爆炸環(huán)境下2種芯層結(jié)構(gòu)壓縮變形情況。

圖10 爆炸沖擊下蜂窩芯層結(jié)構(gòu)的中心變形過(guò)程示意圖Fig.10 Central deformation mode of honeycomb core structure under blast impact

從圖10中可以看出，在Z向加速度沖擊載荷的作用下，2種蜂窩結(jié)構(gòu)在X、Y方向上均產(chǎn)生收縮現(xiàn)象。對(duì)于雙箭頭負(fù)泊松比芯層結(jié)構(gòu)，加速度沖擊載荷在第4 ms左右接觸到下面板，靠近沖擊端的胞壁最先開(kāi)始坍塌，垂直結(jié)構(gòu)發(fā)生收縮變形；隨著沖擊過(guò)程的進(jìn)行，中間層的胞元有內(nèi)縮的趨勢(shì)，結(jié)構(gòu)逐漸集中在中心加載區(qū)域；加速度載荷輸入后的第10 ms，各胞元層間的間隙逐漸被填滿(mǎn)，結(jié)構(gòu)截面逐漸變窄，結(jié)構(gòu)進(jìn)入密實(shí)化階段，上面板中間部分向外凸起，顯示了負(fù)泊松比的力學(xué)特性。

對(duì)于六邊形蜂窩結(jié)構(gòu)，胞元之間具有較大的初始間隙。加載后的5 ms，下面板獲得初始速度，芯層結(jié)構(gòu)中間橫向連接部分最先發(fā)生形變，蜂窩芯層開(kāi)始逐步壓縮；從5～10 ms，胞元逐漸分散開(kāi)從而產(chǎn)生膨脹現(xiàn)象；到13 ms時(shí)，蜂窩芯層被完全壓實(shí)。

為了比對(duì)不同芯層結(jié)構(gòu)的吸能特性，引入吸能量(energy absorption，EA)作為評(píng)判芯層結(jié)構(gòu)吸能效果的指標(biāo)。吸能量的定義是結(jié)構(gòu)變形過(guò)程中吸收的總能量，吸能量的值越高，說(shuō)明結(jié)構(gòu)的吸能效率越好。表2是2種芯層結(jié)構(gòu)在底部爆炸沖擊載荷作用下的吸能特性比較，可知雙箭頭負(fù)泊松比夾芯結(jié)構(gòu)在底部爆炸沖擊載荷作用下的吸能效率高于六邊形蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)。

表2 結(jié)構(gòu)響應(yīng)與能量Table 2 Structural response and energy

AEP-55 Vol2中人體的損傷參考值是評(píng)價(jià)蜂窩芯層結(jié)構(gòu)的防護(hù)性能的重要指標(biāo)，從圖11可以看出，六邊形蜂窩芯層結(jié)構(gòu)假人下肢右小腿受力峰值為10 100 N，雙箭頭蜂窩芯層結(jié)構(gòu)假人右下脛骨軸向力受力為6 136 N，均超過(guò)AEP-55規(guī)定的安全閾值。與初始結(jié)構(gòu)相比，填充雙箭頭負(fù)泊松比芯層結(jié)構(gòu)后，乘員下脛骨軸向力較初始結(jié)構(gòu)降低60.4%，填充六邊形芯層結(jié)構(gòu)乘員小腿響應(yīng)力下降34.7%，雙箭頭蜂窩芯層結(jié)構(gòu)對(duì)乘員下肢的防護(hù)性能更優(yōu)。

圖11 不同蜂窩結(jié)構(gòu)小腿軸向力曲線(xiàn)Fig.11 Comparison of occupant’s lower limb response under different honeycomb structures

3.3 防護(hù)機(jī)理

結(jié)合上述結(jié)構(gòu)變形模式以及響應(yīng)曲線(xiàn)對(duì)比分析可知：六邊形蜂窩芯層結(jié)構(gòu)相對(duì)壓縮變形大，剛度小，具有較弱的抗爆炸沖擊性能；而雙箭頭負(fù)泊松比蜂窩芯層結(jié)構(gòu)壓縮變形小、剛度更大，對(duì)乘員下肢有較好的防護(hù)效果[9]。

雙箭頭負(fù)泊松比蜂窩芯層結(jié)構(gòu)與六邊形蜂窩芯層結(jié)構(gòu)防護(hù)效率的高低，主要是由蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)之間的差異造成的。一是雙箭頭蜂窩胞元具有負(fù)泊松比效應(yīng)，在結(jié)構(gòu)受到?jīng)_擊后，在與加載方向垂直的方向上會(huì)發(fā)生收縮變形，胞元自動(dòng)集中于中心加載處，從而使得結(jié)構(gòu)的剛度提高，因此雙箭頭負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)對(duì)乘員下肢具有更好的防護(hù)能力。二是由于2種胞元結(jié)構(gòu)在微觀上的差異，在單位橫截面積上雙箭頭負(fù)泊松比蜂窩核芯的胞元數(shù)量多于六邊形蜂窩核芯的胞元數(shù)量。因此，相較于六邊形蜂窩芯層結(jié)構(gòu)，雙箭頭負(fù)泊松比蜂窩夾層具備更好的抗爆炸沖擊性能。

4 設(shè)計(jì)參數(shù)的影響分析

通過(guò)前一節(jié)的研究發(fā)現(xiàn)，雙箭頭負(fù)泊松比三明治夾芯結(jié)構(gòu)對(duì)乘員下肢有較好的保護(hù)作用。然而在微觀層面上雙箭頭負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)與乘員下肢響應(yīng)力之間的關(guān)系尚不明確，本小節(jié)選取一個(gè)基準(zhǔn)胞元形式，采用控制變量法來(lái)研究雙箭頭負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)不同的微觀參數(shù)(胞壁厚度、胞元夾角和胞元半寬)對(duì)乘員小腿防護(hù)性能的影響。

4.1 胞元厚度

本節(jié)以胞壁初始厚度為基準(zhǔn)，為便于參數(shù)分析，保持胞元結(jié)構(gòu)的角度θ1、θ2與半寬l不變，建立5個(gè)不同壁厚的有限元模型，分析在不同的胞壁厚度下，雙箭頭負(fù)泊松比下肢保護(hù)裝置對(duì)乘員下肢防護(hù)性能的影響。5組模型的下肢響應(yīng)數(shù)值以及芯層結(jié)構(gòu)在沖擊載荷作用下的總吸能量對(duì)比如表3所示。

表3 不同壁厚時(shí)腿部響應(yīng)力及芯層比吸能數(shù)值對(duì)比Table 3 Double arrow structures with different cellular thickness

分析表3中數(shù)據(jù)及圖12可得，隨著胞壁厚度增加，乘員小腿峰值力先減小后增大，且小腿力的峰值響應(yīng)時(shí)間提前；5組模型的質(zhì)量與壁厚呈正相關(guān)性；模型的總吸能量大致持平。當(dāng)胞壁厚度過(guò)小時(shí)，芯層結(jié)構(gòu)迅速壓潰，與假人腳部直接接觸的上面板變形過(guò)大導(dǎo)致乘員小腿力峰值上升；而當(dāng)胞壁厚度過(guò)大時(shí)，芯層結(jié)構(gòu)幾乎不發(fā)生形變，整體呈現(xiàn)很大的剛性，加速度直接傳遞到上面板，乘員小腿力隨之增長(zhǎng)，峰值時(shí)間提前。因此當(dāng)胞元壁厚在0.7～0.9 mm時(shí)，三明治夾芯結(jié)構(gòu)能夠恰好被完全壓潰，在吸收沖擊能量的同時(shí)還能降低乘員小腿峰值力，負(fù)泊松比下肢保護(hù)裝置防護(hù)效果較好。

圖12 不同胞壁厚度的乘員小腿力仿真結(jié)果及芯層能量響應(yīng)曲線(xiàn)Fig.12 The effect of the cellular thickness on occupant’s lower limb response and core energy absorption

4.2 胞元夾角

雙箭頭胞元的夾角包含短、長(zhǎng)胞元壁與縱軸的夾角θ1、θ2，本節(jié)僅研究長(zhǎng)胞壁夾角θ2對(duì)夾層結(jié)構(gòu)的影響；在保持基體材料、胞元半寬l與胞壁厚度t不變的情況下，建立了5組不同夾角的雙箭頭夾芯結(jié)構(gòu)，通過(guò)調(diào)整Z軸方向上的胞元層數(shù)，使得下肢保護(hù)裝置的整體高度基本保持不變，具體參數(shù)見(jiàn)表4。

表4 不同胞元夾角下芯層結(jié)構(gòu)參數(shù)及響應(yīng)數(shù)值Table 4 Double arrow structures with different cellular angle

圖13為不同長(zhǎng)胞壁夾角的芯層吸能曲線(xiàn)以及乘員小腿響應(yīng)力曲線(xiàn)。當(dāng)短胞壁夾角保持不變，長(zhǎng)胞壁夾角θ2由20°增加到40°時(shí)，芯層結(jié)構(gòu)的高度逐漸降低，乘員下脛骨軸向峰值力先減小后增大，小腿軸向力的響應(yīng)時(shí)間提前；芯層總吸能量增長(zhǎng)；因長(zhǎng)胞壁夾角θ2的增大使得胞元有效高度降低，Z軸方向的胞元數(shù)目增多，在沖擊過(guò)程中會(huì)更早進(jìn)入密實(shí)化階段，加速度沖擊載荷會(huì)更早傳遞至與乘員下肢接觸的上面板。因此，在底部爆炸沖擊過(guò)程中，當(dāng)長(zhǎng)胞壁夾角θ2在25°～35°時(shí)，胞元高度處于合理范圍內(nèi)，乘員小腿響應(yīng)力較低，芯層結(jié)構(gòu)的吸能特性較好，負(fù)泊松比下肢保護(hù)裝置的防護(hù)效果最好。

圖13 不同長(zhǎng)胞壁夾角下乘員小腿力仿真結(jié)果及芯層能量響應(yīng)曲線(xiàn)Fig.13 The effect of the cellular angle on occupant’s lower limb response and core energy absorption

4.3 胞元半寬

為分析半寬l對(duì)雙箭頭負(fù)泊松比三明治夾芯結(jié)構(gòu)防護(hù)性能的影響，在原始胞元模型的基礎(chǔ)上，維持胞元的壁厚、夾角以及胞元形狀不變，調(diào)整寬度Z/Y尺寸。通過(guò)調(diào)整Z/Y軸方向的胞元數(shù)目，維持雙箭頭負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)的宏觀尺寸基本不變。本節(jié)通過(guò)研究不同胞元半寬下乘員小腿軸向力變化的規(guī)律，進(jìn)而對(duì)比分析胞元數(shù)目對(duì)雙箭頭負(fù)泊松比防護(hù)性能的影響。

結(jié)合表5中數(shù)據(jù)和圖14可知，胞元半寬與芯層結(jié)構(gòu)吸能量相關(guān)性不大；結(jié)構(gòu)整體尺寸偏小時(shí)，Z/Y軸向的胞元數(shù)目大幅增加，加速了胞元密實(shí)化的過(guò)程，而且在加速度載荷的瞬時(shí)沖擊下，部分胞元結(jié)構(gòu)來(lái)不及發(fā)生形變，由此芯層結(jié)構(gòu)的整體剛度大大提升，乘員下脛骨軸向力也相應(yīng)地增大。反之，當(dāng)結(jié)構(gòu)整體尺寸偏大時(shí)，單胞結(jié)構(gòu)的胞壁變長(zhǎng)，在沖擊載荷瞬時(shí)作用下每個(gè)胞元都發(fā)生了屈曲變形，但由于胞元個(gè)數(shù)的減小，對(duì)乘員下肢的防護(hù)效果同樣變差。因此，在雙箭頭負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)中，需要選擇合適的胞元半寬，從而使得胞元數(shù)目在合理范圍內(nèi)。

表5 不同胞元半寬時(shí)芯層結(jié)構(gòu)參數(shù)及響應(yīng)數(shù)值Table 5 Double arrow structures with different half width

圖14 不同胞元半寬的乘員小腿力仿真結(jié)果及芯層能量響應(yīng)曲線(xiàn)Fig.14 The effect of the half width on occupant’s lower limb response and core energy absorption

5 結(jié)論

本文基于簡(jiǎn)化后的乘員約束系統(tǒng)，研究了車(chē)輛底部爆炸沖擊作用下，雙箭頭負(fù)泊松比下肢保護(hù)裝置對(duì)于乘員小腿防護(hù)性能的效率高低，并分析了設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)雙箭頭負(fù)泊松比下肢保護(hù)裝置防護(hù)性能的影響，主要結(jié)論如下：

1)相比于裸地板設(shè)計(jì)，填充了雙箭頭負(fù)泊松比三明治夾芯結(jié)構(gòu)的下肢保護(hù)裝置可以有效降低車(chē)內(nèi)乘員下肢損傷的風(fēng)險(xiǎn)。

2)在同等質(zhì)量的前提下，雙箭頭負(fù)泊松比蜂窩芯層結(jié)構(gòu)比正六邊形蜂窩芯層結(jié)構(gòu)對(duì)乘員下肢的防護(hù)效果更好。

3)隨著胞元結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化，乘員小腿軸向力和芯層結(jié)構(gòu)的吸能性能也會(huì)有不同程度的改變。

4)在設(shè)計(jì)雙箭頭負(fù)泊松比下肢保護(hù)裝置時(shí)，可以通過(guò)選擇合適的胞壁厚度、調(diào)節(jié)胞元高度、適當(dāng)增大胞元半寬等措施，從而增大芯層結(jié)構(gòu)的吸能特性，減小乘員小腿損傷。