类向日葵夹芯圆柱壳径向冲击数值模拟

闫栋 王根伟 宋辉 王彬

闫栋, 王根伟, 宋辉, 王彬. 类向日葵夹芯圆柱壳径向冲击数值模拟[J]. 高压物理学报, 2020, 34(5): 054201. doi: 10.11858/gywlxb.20190858
引用本文: 闫栋, 王根伟, 宋辉, 王彬. 类向日葵夹芯圆柱壳径向冲击数值模拟[J]. 高压物理学报, 2020, 34(5): 054201. doi: 10.11858/gywlxb.20190858
ZHANG Guan-Ren. Breakdown of Ferroelectric Ceramics under Shock Loading[J]. Chinese Journal of High Pressure Physics, 1995, 9(1): 1-4 . doi: 10.11858/gywlxb.1995.01.001
Citation: YAN Dong, WANG Genwei, SONG Hui, WANG Bin. Numerical Simulation of Radial Impact on Sunflower-Like Sandwich Cylindrical Shell[J]. Chinese Journal of High Pressure Physics, 2020, 34(5): 054201. doi: 10.11858/gywlxb.20190858

类向日葵夹芯圆柱壳径向冲击数值模拟

doi: 10.11858/gywlxb.20190858
基金项目: 国家自然科学基金(11872265);山西省青年科技研究基金(201701D221142)
详细信息
    作者简介:

    闫 栋(1992-),男,硕士研究生,主要从事金属薄壁夹芯结构的耐撞性研究. E-mail: 1690617047@qq.com

    通讯作者:

    王根伟(1974-),男,博士,副教授,主要从事新能源汽车安全与轻量化研究. E-mail: gwang@tyut.edu.cn

  • 中图分类号: O347

Numerical Simulation of Radial Impact on Sunflower-Like Sandwich Cylindrical Shell

  • 摘要: 金属薄壁结构由于其优异的轻质性和耐撞性,一直被广泛地应用在汽车、飞机和火车等交通工具的碰撞动能耗散系统中。以一种类向日葵薄壁夹芯吸能结构为研究对象,研究了在瓣尖压和瓣间压两种径向冲击载荷下,类向日葵薄壁夹芯结构的变形模式、能量吸收能力、比吸能和平均压缩力。结果表明,类向日葵薄壁夹芯结构的壁厚、花瓣数、加载速度以及加载方向都会对结构的耐撞性产生一定的影响。在质量恒定条件下,随着外壳厚度的增加,瓣尖压冲击方式下薄壁结构的吸能效率降低,瓣间压比瓣尖压的比吸能最高多出了44.6%。随着花瓣数的变化,金属薄壁结构的吸能效率存在一个最优值。

     

  • 液体燃料抛撒成雾后能和空气形成爆炸性混合物。通常该爆炸性混合物有两种截然不同的化学反应模式:一种是速度缓慢的层流燃烧模式, 火焰-未反应燃料的相对速度约为1 m/s; 另一种是伴随着高温高压的高速(约2 km/s)化学反应模式, 称之为爆轰。与气相爆轰[1-5]相比, 气-液两相或气-液-固三相爆轰更复杂, 伴随液-固燃料的抛撒、破碎等物理过程, 其反应特征时间和反应区尺度远大于气相爆轰。相比于凝聚相炸药, 多相爆轰的容积能量密度要低很多, 但其质量能量密度却远超过一般凝聚相炸药。

    近年来, 关于多相爆轰的研究持续升温。一个主要原因是出于对燃料-空气炸药(Fuel-Air Explosive, FAE)的关注, 通过采用不同种类和配比的燃料, 寻找高能燃料以提高FAE的威力。另一方面, 是出于对工业生产中安全问题的考虑。煤矿中的煤尘-瓦斯-空气爆炸, 食品制药行业中的可燃粉尘-空气爆炸, 石油化工企业中的燃料-空气爆炸等多相爆轰现象都能造成重大的灾难性事故。

    国内已进行了很多关于多相爆轰的研究。刘光烈[6]设计了一台多相爆轰试验管, 并利用它测量了环氧丙烷-铝粉-空气混合物的爆轰压力和正压作用时间, 测量结果与外场试验结果基本一致。刘庆明等人[7]对多相FAE的分散、爆轰过程进行了光学测量, 并测量了FAE爆炸压力场, 分析了气-液-固多相爆轰的特征和压力波形的特点, 研究了冲击波峰值超压及比冲量随传播距离变化的规律。汤明钧[8]归纳总结了多相爆轰的特点, 并对影响多相爆轰的因素进行了分析。贵大勇等人[9]研究了典型液态燃料和固-液混合燃料配方对FAE爆轰性能的影响规律, 并对各典型液态燃料的FAE爆轰威力进行了排序。徐晓峰等人[10]以立式激波管为主要实验手段, 对4种燃料(C5H8.68、环氧丙烷、正己烷和癸烷)与空气混合物的云雾爆轰性能进行了较为系统的研究。姚干兵等人[11]采用烟迹技术, 在立式激波管中测定了环氧丙烷、90号汽油、硝酸异丙酯、庚烷、癸烷、戊二烯等几种燃料气-液两相云雾爆轰的胞格尺寸, 认为液滴的碎解、汽化过程以及燃烧区前导是控制气-液两相云雾爆轰的主要因素。陈默等人[12]在长为32.4 m、内径为0.199 m的大型长直水平管道中, 对环氧丙烷-铝粉-空气三相流云雾的爆燃转爆轰(Deflagration to Detonation, DDT)过程进行了实验研究, 实现了多相体系爆燃向爆轰转变的过程, 并测得其胞格尺寸。

    本研究以立式激波管为载体, 以RDX-混合燃料-空气三相体系为对象, 借助压力测试系统、烟熏技术, 进行爆轰波压力、速度和胞格尺寸的测量, 目的是获得气-液-固三相爆轰的相关参数, 以期了解多相爆轰波的结构及其传播规律。

    整套立式激波管设备由激波管管体、喷粉喷雾系统和点火系统组成。其结构如图 1所示。激波管内径为200 mm, 高5.4 m, 管体分为3个部分:主体部分, 长4 m; 底端为起爆端, 长0.7 m; 顶端为观察窗, 长0.7 m。不使用连着观察窗的4个喷头, 以防止实验中观察窗遭到破坏。故仅利用4.7 m的管体, 有效容积为147.6 L。喷粉喷雾系统由空气压缩机、储气罐、U型管储液储粉装置、喷头等组成。点火系统由延时点火器、起爆线、雷管基座等组成。

    图  1  实验设备结构图
    Figure  1.  The structure of experimental device

    实验开始前, 先将烟熏板置于激波管内指定位置(见图 1), 安装好起爆装置; 然后向U型管内注入燃料和粉尘, 开启空气压缩机, 向储气罐内注入一定量的压缩空气; 最后开启压力采集系统, 设置点火延时器。准备就绪后, 打开电磁阀使压缩空气冲出, 夹带着液体和粉尘的空气由喷头抛撒进入激波管, 至云团达到最佳状态点火, 记录压力曲线并取下烟熏板保存。点火延迟时间是指从开启电磁阀到点火的这段时间。根据多次重复实验, 液体-空气云团在电磁阀开启1 s后发展到最大, 故将点火延迟时间取为1 s。充入储气罐中的气压值经过多次尝试, 取0.4 MPa时, 能在500 ms内将U型管内的液体、粉尘喷撒干净[10]。为确保将U型管内粉尘吹干净, 设定电磁阀开启持续时间为1 s。电磁阀关闭后即刻开始点火。即吹粉时间为1 s, 点火延迟时间也为1 s。

    本研究采用了两种液体燃料:一种是90#溶剂油, 另一种是90#溶剂油和硝酸异丙酯(IPN)按质量比4:1制成的混合物。液体燃料和RDX粉尘交叉注入26个U型管中, 即:若液体燃料注入某一个U型管, 则RDX粉尘注入其对面和临近的U型管中。除特别说明外, 起爆物均为一发雷管加3 g塑性炸药, 起爆能量为23.52 kJ。

    测试系统由压力测试系统、胞格记录装置等组成。其中, 压力测试系统由传感器、电荷放大器、数据采集卡、微机等组成。采用PCB压电式石英传感器, 编号为S1~S8, 分布如图 1所示。每两个传感器间距为0.5 m, 传感器S2距离起爆端1.4 m。

    胞格记录装置主要由烟熏板、固定支架组成。其中, 烟熏板为半圆形铝板, 使用前将板清洗干净并晾干, 表面涂一层很薄的机油, 用煤油灯烟熏黑其内表面, 出现一层薄而均匀的烟灰, 用0.4 MPa压缩空气吹之, 烟灰不脱落者为合格。烟熏板用支架固定在法兰上, 板中心距离上法兰1.5 m。

    表 1给出了各传感器的具体位置和参数。经过多次测试发现, 距离起爆点较近处压力大, 较远处压力稍小。故将量程大的传感器安置在激波管底端附近, 量程小的传感器安置在管体顶端附近。图 2为典型的爆轰波压力-时间曲线, 传感器同时记录了各测试点处的爆压和爆轰波到达该点的时刻, 以两个传感器之间的距离除以爆轰波到达的时间差, 即可推算出爆轰波在这两个传感器间的平均速度。

    表  1  传感器位置和量程
    Table  1.  Position and range of pressure sensors
    No. Distance from the
    detonation point/
    (m)
    Maximum
    pressure/
    (MPa)
    S2 1.4 15.330
    S3 1.9 15.270
    S4 2.4 6.784
    S5 2.9 6.757
    S6 3.4 6.220
    S7 3.9 6.000
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    图  2  典型压力时间曲线
    Figure  2.  Typical pressure-time curves

    实验所用RDX为白品造粒, 经BT-9300S粒度分析仪测得其平均粒径(D50)为85 μm。90#溶剂油和IPN的理化性质如表 2所示, 二者按质量比4:1制成的混合物密度为0.736 g/cm3。如前所述, 液体燃料和RDX粉尘是交叉注入26个U型管的, 即13个装液体, 13个装粉尘。经多次重复实验得到, 当单个U型管中加入4 mL、即总共加入52 mL燃料时, 刚好发生爆轰, 故纯液体燃料的点火浓度下限为260 g/m3。在此基础上, 改变RDX粉尘的加入量, 每次向单个U型管中分别加入1、2、3、4、5 g, 对应粉尘浓度依次为88、176、264、352、440 g/m3。在激波管顶部加观察窗, 记录云雾形成、爆轰过程, 得到如图 3所示的时序照片。

    表  2  90#溶剂油和IPN的理化性质
    Table  2.  Physicochemical properties of 90# solvent oil and IPN
    Liquid
    fuel
    Density/
    (g/cm3)
    Composition Boiling
    point/
    (℃)
    Flash
    point/
    (℃)
    Ignition
    temperature/
    (℃)
    Upper
    explosive
    limit/(%)
    Lower
    explosive
    limit/(%)
    90# solvents oil 0.65 C5H12, C6H14 35-60 13 228 5.9 1.1
    IPN 1.04 C3H7NO3 98-102 11 - 100 2
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    图  3  三相云雾爆轰时序照片
    Figure  3.  A series of experimental photos of three-phase cloud detonation

    不同配比的RDX-90#溶剂油及RDX-混合物的爆轰压力(简称爆压)随距起爆点距离的变化趋势如图 4图 5所示, 图中:+n g RDX(n=0, 2, 5)意为每次向单个U型管中加入n g RDX, 下同。

    图  4  不同RDX添加量的RDX-90#溶剂油体系的爆压随距离变化趋势
    Figure  4.  Detonation pressure with distance for RDX-90# solvent oil with various RDX additive amounts
    图  5  不同RDX添加量的RDX-混合溶剂体系的爆压随距离变化趋势
    Figure  5.  Detonation pressure with distance for RDX-mixed fuel with various RDX additive amounts

    多相爆轰为不稳定爆轰, 爆轰波的压力、速度并非一成不变。由图 5图 6可知, 同一组实验中, 随着爆轰波的传播, 爆轰压力的波动较大, 整体呈下降趋势。分析其原因, 可能是因为液滴、粉尘喷出之后, 较大颗粒的液滴、粉尘部分沉降, 出现激波管底部粉尘浓度较大、顶部粉尘浓度较小的情况, 所以压力呈现递减趋势。但不论是纯溶剂油还是混合溶剂体系, 其气云爆轰的最低压力均在5 MPa左右, 比一般碳氢液体燃料-空气的气云爆轰压力高出很多。这主要是因为90#溶剂油的挥发性较强, 且含碳量较高, 能量密度较大, 与空气形成爆炸性混合物后, 反应较为充分。

    图  6  不同RDX添加量的RDX-90#溶剂油体系的爆速随距离变化趋势
    Figure  6.  Detonation velocity with distance for RDX-90# solvent oil with various RDX additive amounts

    图 4图 5得知, 随着RDX粉尘浓度的增加, RDX-90#溶剂油和RDX-混合溶剂三相体系的平均爆压均呈整体上升趋势, 相比而言, 前者爆压的上升趋势不如后者明显。

    不同配比的RDX-90#溶剂油、RDX-混合溶剂的爆轰速度(简称爆速)随距起爆点距离的变化趋势如图 6图 7所示。

    图  7  不同RDX添加量的RDX-混合溶剂体系的爆速随距离变化趋势
    Figure  7.  Detonation velocity with distance for RDX-mixed fuel with various RDX additive amounts

    距离起爆点较近(1.5~2.5 m)处, 爆速起伏上升; 距离大于2.5 m以后, 爆速趋于稳定, 并达到最大值。从图 6图 7中可以得知, 随着RDX粉尘浓度的增加, RDX-90#溶剂油和RDX-混合溶剂的爆速均呈现整体上升的趋势。

    图 8为RDX-燃料-空气三相体系在距离起爆点3.15 m处的平均爆速随RDX质量分数的变化趋势。无论何种配比, RDX-90#溶剂油体系的平均爆速均不小于RDX-混合溶剂。这一点也不难理解, 由表 2可知, 90#溶剂油的密度较小, 沸点较低, 饱和蒸汽压较高, 容易挥发汽化, 在激波阵面到达以前, 体系中就有一定的燃料蒸汽存在, 故而其破碎雾化的时间较短, 爆轰压力和爆轰速度也较大。

    图  8  距离起爆点3.15 m处, 爆速随RDX含量的变化趋势
    Figure  8.  Detonation velocity with the mass fraction of RDX at the distance of 3.15 m

    由于90#溶剂油和IPN混合物原本的爆速、爆压就比较高, 故对RDX是否参与了爆轰有所怀疑, 设计如下实验进行验证。其它条件(如:加入液体和粉尘的量、电磁阀开启持续时间、起爆能量等)不变, 将液体燃料换成环氧丙烷(Propylene Oxide, PO), 且注入U型管后不进行静置, 不待其发生汽化, 直接进行抛撒起爆, 进行3次重复实验。传感器S3~S7的参数和位置见表 1

    单纯注入PO时, 压力-时间曲线如图 9所示。由图 9可以看出, 波形出现双峰结构, 说明云团内发生了二次反应, 且二次反应比第一次猛烈。第一和第二个峰之间正是液滴发生破碎雾化的过程, 特征时间Δt=0.2 ms。从爆压和爆速(1 km/s以下)的数据来看, PO-空气体系并没有发生爆轰。

    图  9  PO-空气两相爆燃压力-时间曲线
    Figure  9.  Deflagration pressure of PO-air with time

    加入RDX后, 压力-时间曲线如图 10所示。由图 10可以看出, 爆压达到5~6 MPa, 爆速达到1.5 km/s以上。加入RDX粉尘之后, PO由爆燃达到了爆轰, 压力和速度都有很大突跃, 可见RDX确实参与了爆轰, 而不仅仅是燃烧。

    图  10  RDX-PO-空气三相爆压-时间曲线
    Figure  10.  Detonation pressure of RDX-PO-air with time
    3.4.1   胞格尺寸和长宽比

    所谓爆轰胞格就是爆轰波在管道内传播过程中, 横波、入射波、马赫杆三波交合点的运动轨迹。爆轰的胞格尺寸是判断可燃混合气体的最基本特征参数, 爆轰参数诸如临界管径、爆轰极限以及直接气爆能量等, 都可以通过胞格尺寸进行预测[13]。如图 11所示, 爆轰波从左至右传播, 其前导冲击波是由马赫杆和入射冲击波交替组合的波阵面。自1959年Denisov和Troshin发现爆轰波具有胞格结构以来, 实验中都使用烟迹技术观测胞格结构。本研究所用的烟迹载体为半圆形铝制板, 利用支架将其固定在激波管的内壁上, 以最大限度减少对爆轰波传播过程的干扰。

    图  11  胞格结构示意图[13]
    Figure  11.  Structure of detonation cell[13]

    图 12是用上述铝制板得到的RDX-燃料-空气三相爆轰的典型胞格, 其中L为胞格长度, λ为胞格宽度。爆轰波从左至右传播, 图 12中用红色线标记了几个典型的胞格。与气相爆轰的胞格(见图 11)相比, 三相爆轰胞格的长宽比(L/λ)要小得多, 有些胞格长、宽相等甚至长比宽还要小。

    图  12  RDX-燃料-空气三相爆轰的典型胞格照片
    Figure  12.  Photo of RDX- fuel-air detonation cells

    多相爆轰为非均相爆轰, 胞格尺寸、形状不统一, 波动性较大(见图 12)。经过重复实验, 取胞格尺寸(此处特指胞格的宽度)平均值, 并利用数据处理软件计算其误差线, 如图 13所示。

    图  13  RDX-90#溶剂油-空气和RDX-混合溶剂-空气体系爆轰胞格尺寸随RDX质量分数的变化趋势
    Figure  13.  Detonation cell width with mass fraction of RDX for RDX-90# solvent oil-air and RDX-mixed fuel-air system

    图 13分别为RDX-90#溶剂油-空气体系及RDX-混合溶剂-空气体系的爆轰胞格尺寸随RDX质量分数的变化趋势。两种体系相比, 单纯90#溶剂油体系的平均胞格尺寸比加入IPN的混合溶剂体系要大, 也即前者的临界起爆能量较高。这一点很好解释, 因为IPN中带有-O-NO2基团, 相当于“敏化剂”, 降低了体系的直接起爆能量。另外, 两种体系的爆轰胞格尺寸都在RDX质量分数为55%左右时达到最大, 也即当RDX粉尘质量与液体燃料质量之比为55:45时, 体系最不敏感, 需要较大的能量才能起爆。在爆轰过程中, 液滴、粉尘的破碎相变过程需要吸收较多能量。RDX粉尘的比表面积较大, 增加的RDX粉尘自身蕴含的能量不足以抵消加热它们所需的能量, 所以随着粉尘量的增加, 起爆所需要的能量也增加。但是, RDX的能量密度远大于液体燃料, 当RDX质量分数达到一定程度(约55%)时, 体系增加的能量开始大于需要多消耗的能量, 故此后, 起爆所需的能量就迅速减少。如图 13所示, 当RDX质量分数大于55%时, 体系的爆轰胞格尺寸迅速减小。

    在测量胞格宽度的同时, 也测定了胞格的长度, 并计算其长宽比, 用数据处理软件计算得到误差线, 如图 14所示。Strehlow等人发现, 低爆轰压力下, 气相爆轰波的胞格长宽比近似满足L/λ≈1.61。不过正如图 12图 14所示, 多相爆轰波的胞格长宽比较小, 仅为1.2左右。胞格长宽比反映的是爆轰波和横波平均传播速度的比值, 其中:爆轰波的平均传播速度为定值, 由总放热量决定; 而横波的平均传播速度与波后声速相关[16]。如图 8所示, 90#溶剂油体系的爆轰波平均传播速度比混合溶剂体系大; 又由表 3知, 二者介质密度接近, 故其波后声速也接近, 因此前者的胞格长宽比大于后者。

    图  14  RDX-90#溶剂油-空气和RDX-混合溶剂-空气体系爆轰胞格长宽比随RDX质量分数的变化趋势
    Figure  14.  L/λ of Detonation cell with mass fraction of RDX for RDX-90# solvent oil-air and RDX-mixed fuel-air system

    在二次引爆型FAE的云雾起爆阶段, 若发生蹿火将大大降低FAE的作用威力。如果在液固云爆药剂中采用前述配方(RDX的质量分数为55%), 则FAE云团的直接气爆能量增加, 能够降低发生蹿火的风险。不过其效果还需要进一步的实验验证。

    3.4.2   胞格尺寸与临界起爆能

    根据Lee提出的表面积能量模型[13-15], 即球形爆轰波表面所含的能量等于平面爆轰在临界管径内的能量, 此时所需满足的临界条件为

    4πR2=πd2c4
    (1)

    式中:R*为爆轰内核半径, dc为临界管径。

    此外, 由强爆轰波理论可知, 爆轰波能量为

    Ec=4πIγp0Ma2R3Sh
    (2)

    式中:Ec为临界起爆能量, γ为气体绝热指数, I为定常数(当γ=1.4时, I=0.423), p0为压强, Ma为球形爆轰波的马赫数, RSh是球形爆轰波的半径。

    依据Zeldovich准则, 当爆炸波衰减到Ma=MaCJ(MaCJ为CJ爆轰波的马赫数)时, 有RSh=R*。对于未稀释的混合气体, 临界管径与爆轰胞格尺寸之间存在如下经验公式

    dc=13λ
    (13)

    因此, 联合(1)式~(3)式, 可得气相爆轰参数中, 临界起爆能量与胞格尺寸之间的关系为

    Ec=4πIγp0Ma2CJ(13λ4)3=2197πρ0v2CJIλ316
    (4)

    式中:ρ0为混合物密度; vCJ为CJ爆速, 近似取实测爆速。根据(4)式, 即可由气相爆轰胞格尺寸预测其直接起爆的临界起爆能量。

    多相爆轰中, 无论液体还是固体粉尘, 都要先经历物理破碎、相变过程, 之后的阶段就和气相爆轰一样, 所以推测多相爆轰也能采用气相爆轰的方法预测其临界起爆能量。为了验证(4)式是否能应用于多相爆轰中, 测试了RDX-90#溶剂油-空气和RDX-混合溶剂-空气体系的临界起爆能量, 起爆物分别为一发雷管加1.5 g塑性炸药和一发雷管。测试结果与理论值相比较, 列于表 3

    表  3  临界起爆能实验值与理论值的比较
    Table  3.  Comparison between experimental and theoretical value of critical initiation energy
    Constituents ρ0/
    (kg/m3)
    vCJ/
    (m/s)
    λ/
    (mm)
    Theoretical
    Ec/(kJ)
    Experimental
    Ec/(kJ)
    RDX-90# solvent oil-air 1.633 2 1 794 24.6 14.279 14.735
    RDX-mixed fuel-air 1.659 5 1 808 19.1 6.893 5.945
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    由此可见, 多相爆轰参数——临界起爆能和胞格尺寸之间确实存在类似(4)式的关系, 但还需要进一步的实验和理论验证。

    (1) 立式激波管可以对液、固两相燃料进行同时抛撒, 实现气-液-固三相爆轰, 并能对爆压、爆速、最小起爆能、胞格尺寸等爆轰参数进行测量。

    (2) 90#溶剂油-空气体系的平均爆压达到5~6 MPa, 可以将其作为燃料-空气炸药的主燃料。

    (3) 添加RDX有助于提高90#溶剂油-IPN混合燃料体系的爆速和爆压。

    (4) 加入IPN后, 混合溶剂的直接起爆能量降低, 较易实现爆轰, 故IPN可以作为一种敏化剂加入FAE燃料之中。此外, 加入IPN的混合溶剂爆轰胞格也较小, 可见临界起爆能量和爆轰胞格之间存在与气相爆轰类似的关系, 但还需要进一步的实验和理论验证。

  • 图  类向日葵夹芯结构有限元模型

    Figure  1.  Finite element model of sunflower sandwich structure

    图  两种加载方式下不同位移对应的变形云图

    Figure  2.  Deformation nephogram under two loading modes at different displacements

    图  不同冲击速度下的力-位移曲线

    Figure  3.  Load-displacement curves at different impact velocities

    图  不同冲击速度、不同外壳壁厚条件下类向日葵夹芯结构的SEA和MCF

    Figure  4.  SEA and MCF of sunflower sandwich structure with different wall thicknesses at different impact velocities

    图  不同冲击速度下的载荷-位移曲线

    Figure  5.  Load-displacement curves at different impact velocities

    图  不同冲击速度、不同花瓣数下类向日葵夹芯结构的SEA和MCF

    Figure  6.  SEA and MCF of sunflower sandwich structure with various numbers of petals at different impact velocities

    表  1  冲击速度v = 20 m/s下的SEA和MCF

    Table  1.   SEA and MCF at v = 20 m/s

    t/mmSEA/(J·g−1)MCF/NIncrease ratio/%
    TSPGSPTSPGSP
    0.82.894.4594.40145.3435.05
    0.92.684.0887.43133.2334.31
    1.02.664.4686.90 145.8440.36
    1.12.314.1775.33136.1844.60
    1.22.283.5174.42114.7935.04
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    表  2  冲击速度v = 30 m/s下的SEA和MCF

    Table  2.   SEA and MCF at v = 30 m/s

    t/mmSEA/(J·g−1)MCF/NIncrease ratio/%
    TSPGSPTSPGSP
    0.83.074.83100.26157.6636.44
    0.92.874.6493.87 151.7238.15
    1.02.844.8192.76 157.2540.96
    1.12.634.6785.89 152.4243.68
    1.22.463.7480.29 122.1434.22
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    表  3  冲击速度v = 50 m/s下的SEA和MCF

    Table  3.   SEA and MCF at v = 50 m/s

    t/mmSEA/(J·g−1)MCF/NIncrease ratio/%
    TSPGSPTSPGSP
    0.84.085.27133.24172.0622.58
    0.93.835.08125.23165.8524.61
    1.03.615.40 117.93176.2833.15
    1.13.434.79112.05156.4428.39
    1.23.394.67110.81152.4127.41
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  • [1] ALEXANDER J. An approximate analysis of the collapse of thin cylindrical shells under axial loading [J]. The Quarterly Journal of Mechanics and Applied Mathematics, 1960, 13(1): 10–15. doi: 10.1093/qjmam/13.1.10
    [2] WIERZBICKI T, ABRAMOWICZ W. On the crushing mechanics of thin-walled structures [J]. Journal of Applied Mechanics, 1983, 50(4a): 727–734. doi: 10.1115/1.3167137
    [3] GUPTA N, PRASAD G E, GUPTA S. Plastic collapse of metallic conical frusta of large semi-apical angles [J]. International Journal of Crash Worthiness, 1997, 2(4): 349–366. doi: 10.1533/cras.1997.0054
    [4] HANSSEN A G, LANGSETH M, HOPPERSTAD O S. Static crushing of square aluminium extrusions with aluminium foam filler [J]. International Journal of Mechanical Sciences, 1999, 41(8): 967–993. doi: 10.1016/S0020-7403(98)00064-2
    [5] HANSSEN A G, LANGSETH M, HOPPERSTAD O S. Static and dynamic crushing of circular aluminium extrusions with aluminium foam filler [J]. International Journal of Impact Engineering, 2000, 24(5): 475–507. doi: 10.1016/S0734-743X(99)00170-0
    [6] 赵凯, 卢国兴, 沈建虎, 等. 圆环列系统吸能特性研究 [J]. 北京大学学报, 2007, 65(3): 312–316.

    ZHAO K, LU G X, SHEN J H, et al. Energy absorption characteristics of ring train system [J]. Journal of Peking University, 2007, 65(3): 312–316.
    [7] NAJAFI A, RAIS-ROHANI M. Mechanics of axial plastic collapse in multi-cell, multi-corner crush tubes [J]. Thin-Walled Structures, 2011, 49(1): 1–12. doi: 10.1016/j.tws.2010.07.002
    [8] 李志斌, 虞吉林, 郭刘伟. 具有诱导结构的铝合金薄壁方管轴向压缩吸能性能试验研究 [J]. 工程力学, 2012, 29(6): 346–352. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2010.09.0663

    LI Z B, YU J L, GUO L W. Experimental study on energy absorption performance of aluminum alloy thin-walled square tube with induced structure in axial compression [J]. Engineering Mechanics, 2012, 29(6): 346–352. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2010.09.0663
    [9] 杨鹏飞. 波纹夹芯板和结构的压缩与冲击吸能特性研究 [D]. 哈尔滨: 哈尔滨工程大学, 2013.

    YANG P F. Study on compression and impact energy absorption characteristics of corrugated sandwich plates and structures [D]. Harbin: Harbin Engineering University, 2013.
    [10] 陈亦涛, 王帅, 刘凯欣. 径向冲击载荷下金属圆环系统的动态吸能特性 [C]//中国力学会第19届学术年会. 北京, 2013.
    [11] 于渤, 张钱城, 金峰, 等. 泡沫铝填充波纹板的动态压缩性能研究 [C]//中国力学大会-2013. 西安, 2013.
    [12] TARLOCHAN F, SAMER F, HAMOUDA A M S, et al. Design of thin wall structures for energy absorption applications: enhancement of crashworthiness due to axial and oblique impact forces [J]. Thin-Walled Structures, 2013, 71: 7–17. doi: 10.1016/j.tws.2013.04.003
    [13] 杨彬彬, 赵修平. 多胞金属管受径向冲击时的吸能特性 [J]. 海军航空工程学院学报, 2014, 29(6): 552–556. doi: 10.7682/j.issn.1673-1522.2014.06.010

    YANG B B, ZHAO X P. Energy absorption characteristics of polycellular metal tube subjected to radial impact [J]. Journal of Naval Aeronautical Engineering College, 2014, 29(6): 552–556. doi: 10.7682/j.issn.1673-1522.2014.06.010
    [14] WANG J, ZHANG Y, HE N, et al. Crashworthiness behavior of Koch fractal structures [J]. Materials & Design, 2018, 144: 229–244.
    [15] 韩宾. 波纹强化复合型多孔材料的力学行为研究 [D]. 西安: 西安交通大学, 2018.

    HAN B. Study on mechanical behavior of corrugated reinforced composite porous materials [D]. Xi’an: Xi’an Jiaotong University, 2018.
    [16] NGOC S H, LU G X, XIANG X M. Energy absorption of a bio-inspired honeycomb sandwich panel [J]. Journal of Materials Science, 2019, 54(8): 6286–6300. doi: 10.1007/s10853-018-3163-x
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出版历程
  • 收稿日期:  2019-11-18
  • 修回日期:  2019-11-28

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