張?zhí)燧x，鄧健強(qiáng)，劉志芳，李世強(qiáng)

（太原理工大學(xué)機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院應(yīng)用力學(xué)研究所, 山西 太原 030024）

薄壁結(jié)構(gòu)作為吸能裝置被廣泛應(yīng)用于吸能緩沖、抗沖擊領(lǐng)域，近年來，折紙圖案在管狀薄壁結(jié)構(gòu)上的應(yīng)用越來越受到關(guān)注[1]。研究發(fā)現(xiàn)，如果在管件表面預(yù)制不同模式的折痕，可調(diào)控在軸向外力作用下結(jié)構(gòu)的屈曲模式和能量吸收性能。在圓管表面引入波紋，可以產(chǎn)生較低的初始峰值力和更均勻的壓縮過程[2]。Zhang 等[3]通過數(shù)值模擬研究了兩種具有金字塔形狀的方形管，發(fā)現(xiàn)其能量吸收比傳統(tǒng)方管分別提高了(15～33)%和(54～93)%。Zhao 等[4]在折紙管中引入具有有限厚度和長(zhǎng)度的鉸鏈區(qū)域，并利用3D 打印技術(shù)進(jìn)行設(shè)計(jì)，這種設(shè)計(jì)充分展示了3D 打印技術(shù)為增強(qiáng)折紙結(jié)構(gòu)的承載能力和可控的變形模式提供了設(shè)計(jì)靈活性與制造效率。Ma 等[5]提出了一種新的裝置，該裝置是根據(jù)一種特別設(shè)計(jì)的折紙圖案，在方形管的表面預(yù)折而成。和傳統(tǒng)方管相比，在該設(shè)計(jì)中，初始峰值力降低了20%以上，能量吸收增加了50%以上。Song 等[6]應(yīng)用了一種折紙圖案做成方形管，使初始峰值力最小化。Zhou 等[7]提出一種梯形折紙薄壁結(jié)構(gòu)，其表面根據(jù)可展開的折紙圖案預(yù)先折疊，并在方管表面引入一種梯形折痕以降低峰值力，將設(shè)計(jì)中最優(yōu)的梯形折紙管與傳統(tǒng)的等質(zhì)量方管和八邊形管比較，發(fā)現(xiàn)梯形折紙薄壁結(jié)構(gòu)在吸能方面優(yōu)于傳統(tǒng)薄壁結(jié)構(gòu)。周昳鳴等[8]針對(duì)這種折紋管進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)。郝文乾等[9]采用LS-DYNA 軟件研究了6 種折紋管在軸向沖擊載荷下的屈曲模式和能量吸收性能，發(fā)現(xiàn)折痕的引入有效地降低了初始峰值力，并且部分折紋管的壓縮力效率和比總體效率高于方管的。Hou 等[10]和Ma 等[11]基于風(fēng)箏形折紙模型，提出了一種截面為風(fēng)箏形的管狀結(jié)構(gòu)，與傳統(tǒng)方管相比，其峰值載荷降低了67.2%，能量吸收提升了36%。與傳統(tǒng)的方形管相比，在保證能量吸收能力一定的情況下，具有初始折痕的薄壁管具有較低的初始峰值力和更均勻的壓縮載荷。

本文中，將折紙藝術(shù)與3D 打印技術(shù)相結(jié)合，設(shè)計(jì)并制備了面外方向具有初始折疊角度的弧形折紙薄壁管件單胞及其陣列結(jié)構(gòu)，基于準(zhǔn)靜態(tài)軸向壓縮實(shí)驗(yàn)，利用ABAQUS 對(duì)弧形折痕薄壁管件在軸向壓縮下的力學(xué)行為和吸能特性進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，探討了結(jié)構(gòu)的變形模式，分析了預(yù)折角的大小、單胞、面內(nèi)陣列個(gè)數(shù)以及不同的沖擊速度對(duì)其壓縮行為的影響。由于壓縮行程、質(zhì)量是吸能結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與評(píng)價(jià)的主要參量，所以本文中將高度相等、質(zhì)量近似相等（結(jié)構(gòu)最大質(zhì)量差為0.07 g，最小質(zhì)量差為0.01 g）的方管及其陣列結(jié)構(gòu)進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)弧形折痕的引入能夠有效地降低初始?jí)簼⑤d荷峰值并減小沖擊載荷作用下沖擊力位移曲線的振蕩幅值，可以作為一種變形可控的吸能結(jié)構(gòu)。

1 幾何模型

本文中所研究的模型主要由一個(gè)矩形薄板沿著預(yù)定的折痕折疊而成，如圖1(a)所示。其中，DE 長(zhǎng)度記為c，AD=DG=GK= h0，折痕傾角∠ABE 記為α，折痕BE=CF=HL=IM=a，可得：

將基本單元沿折痕BE、EH、HL 折疊成圖1(b)所示的幾何形狀，其中，傾斜翼緣BCFE 和水平面的夾角β、腹板DEHG 和腹板FEHI 的夾角ξ 以及BE 與水平面的夾角θ 由以下幾何關(guān)系進(jìn)行計(jì)算：

因此，幾何模型可根據(jù)c、a、α、ξ 來確定。為保證折紙管單胞的可周期陣列性，設(shè)計(jì)折痕時(shí)，令EF=2DE，OF=4DE，腹板DEHG 和腹板FEHI 的夾角ξ=60°。將2 個(gè)沿折痕折疊成的單元對(duì)稱連接，得到弧形折紙薄壁管件，如圖1(c)所示。長(zhǎng)、寬、高分別用l、w、h 表示（圖1 中弧形實(shí)折線（CFIM）為向外的峰線，弧形虛折線為向內(nèi)的谷線），其中：

本文中所研究的模型均使用3D 打印機(jī)打印制造，在建立3D 打印模型時(shí)，連接面DEHG與其他豎直腹板的厚度一致。

圖1 弧形折痕薄壁管建模過程Fig. 1 The modeling process of an origami thin-walled tube with the arc-shape pattern

2 實(shí)驗(yàn)研究

本研究中所有樣品均采用Volunex Mars Plus+ 3D 打印機(jī)打印。使用的材料為PolyMaxTMPLA，成型后材料密度為1 200 kg/m3，泊松比為0.35，彈性模量為1.97 GPa。利用SHIMADZU AG-25TB/SFL-5AG 材料試驗(yàn)機(jī)，參照拉伸測(cè)試規(guī)范ASTM D638-10 測(cè)試了拉伸試樣在準(zhǔn)靜態(tài)（應(yīng)變率為10?4s?1）拉伸時(shí)的力學(xué)參數(shù)，初始屈服強(qiáng)度為40 MPa，斷裂應(yīng)變約為0.3。拉伸試樣的幾何參數(shù)及真應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖2(a)所示。

3D 打印試件力學(xué)性能與其打印工藝關(guān)系密切，對(duì)于熔融堆積法打印工藝，試件拉伸力學(xué)響應(yīng)與打印角度相關(guān)性較大。本文研究的管狀結(jié)構(gòu)打印模式為沿著結(jié)構(gòu)軸線向上鋪層打印，為保證基體材料力學(xué)性能測(cè)試的可靠性，試件打印選取沿長(zhǎng)度方向鋪層打印，如圖2(b)所示。

圖2 利用PolyMaxTM PLA 打印的啞鈴形試件的拉伸真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系及打印工藝Fig. 2 True stress-strain relation of a dumbbell-shaped sample printed with PolyMaxTM PLA and the corresponding printing process

根據(jù)前文所述幾何模型，利用Volunex Mars Plus+3D 打印機(jī)制造表觀尺寸（l×w×h）為80 mm×80 mm×60 mm、預(yù)折角α=60°、壁厚τ=1 mm、在面內(nèi)方向陣列個(gè)數(shù)n 為2×2 的薄壁管狀結(jié)構(gòu)，在ABAQUS 中建立了相應(yīng)的有限元模型。實(shí)驗(yàn)中，采用SHIMADZU AG-25TB/SFL-5AG 壓縮試驗(yàn)機(jī)，壓縮速度為1 mm/min；壓頭為鋼制平板，與結(jié)構(gòu)自由接觸。結(jié)構(gòu)在準(zhǔn)靜態(tài)壓縮載荷下的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬對(duì)比結(jié)果如圖3 所示，兩者吻合較好。數(shù)值模擬的模型尺寸與實(shí)驗(yàn)相同，有關(guān)單元類型、材料模型及接觸關(guān)系的詳細(xì)信息見第4 節(jié)。由于數(shù)值模擬中未考慮摩擦效應(yīng)的影響，結(jié)構(gòu)的壓縮力略低于實(shí)驗(yàn)值。

圖3 模擬與實(shí)驗(yàn)壓縮載荷-位移曲線對(duì)比Fig. 3 Comparison of compressive load-displacement curves between simulation and experimentl

從圖3 可以看出，結(jié)構(gòu)變形可定性地分為4 個(gè)階段。初始?jí)簼㈦A段：當(dāng)結(jié)構(gòu)受到初始?jí)嚎s載荷時(shí)，壓縮力迅速上升至峰值載荷，約為7.5 kN。之后，結(jié)構(gòu)進(jìn)入預(yù)折角塑性旋轉(zhuǎn)階段：預(yù)折角開始發(fā)生塑性旋轉(zhuǎn)變形，同時(shí)伴隨有局部破壞，此時(shí)結(jié)構(gòu)壓縮力呈非線性下降趨勢(shì)。隨著預(yù)折角的進(jìn)一步旋轉(zhuǎn)，結(jié)構(gòu)壓縮力逐漸上升，當(dāng)腹板兩側(cè)傾斜部分旋轉(zhuǎn)至水平位置時(shí)，壓縮力主要有腹板承擔(dān)，在力-位移曲線上出現(xiàn)第2 個(gè)峰值載荷，約為10 kN，這個(gè)過程為腹板塑性屈曲階段。當(dāng)腹板受力發(fā)生屈曲后，壓縮力下降，隨后整個(gè)結(jié)構(gòu)逐步進(jìn)入壓縮密實(shí)化階段。

3 數(shù)值模擬

針對(duì)不同幾何參數(shù)的弧形折紙模式薄壁結(jié)構(gòu)開展準(zhǔn)靜態(tài)和動(dòng)態(tài)壓縮數(shù)值模擬?；⌒握奂埍”诠軉伟鶕?jù)其預(yù)折角α 的不同取3 種，分別記為A50°、A60°、A70°，與之對(duì)比的方管記為SQU。由于常用的多孔夾芯抗沖擊防護(hù)結(jié)構(gòu)芯層厚度在15～40 mm 之間[12-13]，因此本節(jié)中所涉及的弧形折紙模式單胞結(jié)構(gòu)（實(shí)驗(yàn)組）和方管單胞模型（對(duì)照組）的相關(guān)參數(shù)如表1 所示。

表1 模型參數(shù)Table 1 The parameters of the models

3.1 有限元模型及算法驗(yàn)證

圖4 弧形折痕薄壁管狀結(jié)構(gòu)單胞有限元模型Fig. 4 The finite element model of a curved origami thin-walled tube

結(jié)構(gòu)單胞有限元模型如圖4 所示，折紙管采用S4R 殼單元，上下板為剛體。對(duì)于2×2 陣列模型，在建模時(shí)直接把所有的單胞合并為一個(gè)整體。經(jīng)過網(wǎng)格敏感性和有限元算法驗(yàn)證后（圖5～6），數(shù)值模擬中的模型網(wǎng)格尺寸確定為1 mm，上下板和折紙管采用自接觸，忽略摩擦的影響，上板采用1 m/s 的壓縮速度來模擬準(zhǔn)靜態(tài)加載過程(總動(dòng)能必須比壓縮過程的總內(nèi)能小得多，壓縮力位移響應(yīng)必須與所施加的速度無關(guān)[14-15])。

從圖5 可以看出：折紙管在①處產(chǎn)生初始?jí)簼?yīng)力峰值，隨后進(jìn)入預(yù)折角塑性旋轉(zhuǎn)階段（①～②），該階段稱為第1 平臺(tái)段；預(yù)折角塑性旋轉(zhuǎn)階段結(jié)束后，應(yīng)力值開始上升，此時(shí)主要承載部分為折紙管的豎直腹板，在折紙管出現(xiàn)第2 個(gè)壓潰應(yīng)力峰值（③）之后，折紙管進(jìn)入腹板塑性屈曲階段（③～④）該階段稱為第2 平臺(tái)段；當(dāng)豎直腹板完全壓潰之后（④之后），整個(gè)模型進(jìn)入密實(shí)化階段。

圖5 網(wǎng)格敏感性驗(yàn)證Fig. 5 Validation of mesh sensitivity

圖6 有限元算法驗(yàn)證Fig. 6 Verification of the finite element algorithm

3.2 參數(shù)分析

3.2.1 預(yù)折角及面內(nèi)方向陣列個(gè)數(shù)的影響

本文中所涉及的應(yīng)力應(yīng)變曲線均為名義應(yīng)力-名義應(yīng)變曲線。名義應(yīng)力σ 為壓板與薄壁管件接觸面上的力與模型初始橫截面面積之比，名義應(yīng)變?chǔ)?定義為模型沿壓縮方向的整體壓縮與原長(zhǎng)度之比，即：

式中：f 為壓縮載荷，Δl 為壓縮位移。

弧形折紙薄壁管和方管的單胞在準(zhǔn)靜態(tài)壓縮作用下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖7 所示。由圖7 可知，隨著預(yù)折角α 的增大，折紙管在初始?jí)簼?yīng)力峰值越大，折紙管的第一平臺(tái)段應(yīng)力應(yīng)變曲線的變化趨勢(shì)一致且應(yīng)力值的大小基本保持恒定，在ε=0.62 時(shí)，模型的主要承載部分由預(yù)折部分變?yōu)樨Q直的方管，折紙管產(chǎn)生第2 個(gè)應(yīng)力峰值，進(jìn)入腹板塑性屈曲階段。由于豎直管部分發(fā)生坍塌失效后，模型失去承載能力，折紙管的應(yīng)力應(yīng)變曲線會(huì)出現(xiàn)下降趨勢(shì)。在此過程中，A50°單胞模型發(fā)生整體坍塌，模型承載能力急劇下降；A60°、A70°單胞模型產(chǎn)生漸進(jìn)壓潰模式，在壓縮過程中，每個(gè)豎直板發(fā)生坍塌失效都會(huì)對(duì)應(yīng)產(chǎn)生一個(gè)峰值應(yīng)力，因此，A60°、A70°單胞模型的應(yīng)力應(yīng)變曲線會(huì)發(fā)生波動(dòng)。方管的單胞模型在模擬中的初始?jí)簼?yīng)力峰值最大。與只具有一個(gè)平臺(tái)階段的方管相比較，折紙管的第1 平臺(tái)段應(yīng)力值與方管平臺(tái)階段的應(yīng)力值相近，折紙管的第2 平臺(tái)段應(yīng)力值高于方管平臺(tái)階段的應(yīng)力值。

圖7 不同單胞模型的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig. 7 Stress-strain curves of different single-cell models

弧形折紙薄壁管和方管面內(nèi)方向陣列個(gè)數(shù)n 為2×2 模型的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖8 所示（方管陣列采用密排結(jié)構(gòu)，相鄰單胞方管間緊密接觸，接觸位置的壁厚為2 倍的單壁厚（τ），在有限元模型中設(shè)置該處殼單元壁厚為2τ），腹板塑性屈曲階段，A50°、A60°陣列模型在出現(xiàn)第2 個(gè)峰值應(yīng)力之后發(fā)生整體坍塌，應(yīng)力急劇下降，A70°陣列模型豎直管發(fā)生整體失穩(wěn)，第2 平臺(tái)段應(yīng)力值變小，由于方管陣列模型中間連接部分腹板壁厚為側(cè)邊壁厚的兩倍，在壓縮過程中，當(dāng)中間腹板發(fā)生整體坍塌時(shí)，應(yīng)力有明顯增高，屈曲失穩(wěn)后失去承載能力，應(yīng)力迅速下降。所有的弧形折紙薄壁管的第2 平臺(tái)段應(yīng)力值均大于方管。圖9 為A60°單胞、面內(nèi)方向陣列個(gè)數(shù)n 為2×2、4×4 的陣列模型在準(zhǔn)靜態(tài)作用下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，由圖可知，2×2、4×4 陣列模型的應(yīng)力應(yīng)變曲線基本相同，增加面內(nèi)方向陣列個(gè)數(shù)對(duì)折紙管的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系沒有明顯的影響。由于陣列后胞元之間存在一定的橫向約束，多胞陣列模型的第一平臺(tái)段應(yīng)力明顯高于單胞模型，且隨著單胞陣列個(gè)數(shù)的增加，折紙管的第2 平臺(tái)段應(yīng)力值明顯提高。

圖8 面內(nèi)方向陣列個(gè)數(shù)為2×2 的陣列模型的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig. 8 Stress-strain curves corresponding to the models with the number n of in-plane arrays equal to 2×2

圖9 面內(nèi)方向陣列個(gè)數(shù)不同的A60°模型的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig. 9 Stress-strain curves of different in-plane arrays number of A60° models

3.2.2 沖擊速度的影響

圖10 為折紙管面內(nèi)方向陣列個(gè)數(shù)n=2×2 的陣列模型在沖擊速度為10、20 m/s 載荷作用下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。從圖10 可以看出，折紙管在沖擊速度為10 m/s 載荷作用下的初始?jí)簼?yīng)力峰值均低于方管的，預(yù)折角的變化對(duì)折紙管的第1 平臺(tái)段應(yīng)力-應(yīng)變曲線變化趨勢(shì)及其應(yīng)力值影響較小。在腹板塑性屈曲階段，所有折紙管在出現(xiàn)第2 個(gè)峰值應(yīng)力之后發(fā)生整體坍塌，應(yīng)力急劇下降，但第2 平臺(tái)段應(yīng)力值均大于方管的。當(dāng)沖擊速度為20 m/s 時(shí)，A70°陣列模型在壓縮過程中表現(xiàn)出逐層壓潰模式，在ε=0.42 時(shí)，折紙管上部預(yù)折部分首先達(dá)到密實(shí)化，產(chǎn)生第2 個(gè)應(yīng)力峰值，在ε=0.65 時(shí)，折紙管預(yù)折部分全部密實(shí)化，產(chǎn)生第3 個(gè)應(yīng)力峰值，折紙管的第1、2 平臺(tái)段應(yīng)力值均小于方管的。

圖10 不同沖擊速度下，不同陣列模型的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig. 10 Stress-strain curves of different models under different impact velocities

3.2.3 弧形折紙薄壁管和方管的吸能效率

圖11～12 為方管和弧形折紙薄壁管的單胞、n=2×2 陣列模型在準(zhǔn)靜態(tài)、沖擊速度為10、20 m/s的比吸能對(duì)比。從圖11～12 可以看出：在準(zhǔn)靜態(tài)壓縮作用下，對(duì)于單胞模型，A70°在壓縮位移約22 mm 之后，比吸能高于方管的，面內(nèi)方向陣列個(gè)數(shù)n=2×2 的陣列模型中，方管比吸能優(yōu)于折紙管；在沖擊速度為10、20 m/s 的載荷作用下，n=2×2 的陣列模型中，弧形折紙薄壁管中A70°模型具有較高的比吸能，但方管的比吸能均優(yōu)于弧形折紙薄壁管。

圖11 準(zhǔn)靜態(tài)壓縮下不同的單胞薄壁管比吸能隨位移的變化Fig. 11 Specific energy absorption varying with displacement for different single-cell thin-walled tubes under quasi-static compression

圖12 不同沖擊速度下面內(nèi)方向陣列個(gè)數(shù)相同的不同薄壁管結(jié)構(gòu)比吸能的對(duì)比Fig. 12 Comparison of specific energy absorption for different thin-walled tubes with the same number of in-plane arrays under different impact velocities

對(duì)準(zhǔn)靜態(tài)，沖擊速度為10、20 m/s 的單胞、面內(nèi)方向陣列個(gè)數(shù)n 為2×2 模型的數(shù)值模擬采用壓縮力效率η 和比總體效率δ 作為薄壁管吸能特性的兩種評(píng)價(jià)指標(biāo)，壓縮效率越大，模型的吸能效果越好。壓縮力效率為平均載荷與初始?jí)簼⑤d荷峰值的比值，平均載荷是結(jié)構(gòu)吸收的總能量與最后壓縮量之比，比總體效率是單位長(zhǎng)度下管的比吸能與初始?jí)簼⑤d荷峰值的比值，所有模型的初始?jí)簼⑤d荷峰值如表2所示。

表2 不同模型的初始?jí)簼⑤d荷峰值Table 2 Initial peak crushing loads of different models

圖13～14 為弧形折紙薄壁管和方管的壓縮力效率-壓縮位移曲線，從圖中可以看出，在準(zhǔn)靜態(tài)壓縮作用下，折紙管單胞及面內(nèi)方向陣列個(gè)數(shù)n=2×2 陣列模型的壓縮力效率優(yōu)于方管。在沖擊速度為10 m/s 的載荷作用下，A50°陣列模型具有較高的壓縮力效率，且所有的弧形折紙薄壁管的壓縮力效率均高于方管，如圖13 所示。在沖擊速度為20 m/s 的載荷作用下，當(dāng)壓縮位移d＜19.73 mm 時(shí)，方管陣列模型的壓縮力效率高于折紙管，當(dāng)壓縮位移d＞19.73 mm 時(shí)，A50°折紙管陣列模型的壓縮力效率高于方管，如圖14 所示。

圖15～16 為弧形折紙薄壁管和方管的比總體效率的比較。從圖15 可以看出，在準(zhǔn)靜態(tài)壓縮及沖擊速度為10 m/s 的載荷作用下，折紙管單胞及面內(nèi)方向陣列個(gè)數(shù)n=2×2 陣列模型的比總體效率均優(yōu)于方管。從圖16 可以看出，在沖擊速度為20 m/s 的載荷作用下，當(dāng)壓縮位移d＜19.67 mm 時(shí)，方管的陣列模型比總體效率高于折紙管，當(dāng)壓縮位移d＞19.67 mm 時(shí)，A50°折紙管陣列模型的比總體效率高于方管。

圖13 不同薄壁管模型壓縮力效率的對(duì)比Fig. 13 Comparison of crush force efficiencies for different thin-walled tube models

圖14 壓縮力效率隨壓縮位移的變化Fig. 14 Crush force efficiency varying with compressive displacement

圖15 不同薄壁管模型比總體效率的對(duì)比Fig. 15 Comparison of specific total efficiencies for different thin-walled tube models

圖16 比總體效率隨壓縮位移的變化Fig. 16 Specific total efficiency varying with compressive displacement

4 結(jié) 論

利用3D 打印技術(shù)制備了弧形折紙薄壁管件，基于準(zhǔn)靜態(tài)軸向壓縮實(shí)驗(yàn)，并利用ABAQUS 有限元軟件對(duì)弧形折紙薄壁管件在準(zhǔn)靜態(tài)，沖擊速度10、20 m/s 下的壓縮行為進(jìn)行了數(shù)值模擬，探討了結(jié)構(gòu)的變形模式，分析了不同預(yù)折角以及單胞的陣列個(gè)數(shù)對(duì)其變形過程及承載能力的影響，并與高度相等、質(zhì)量近似相等的方管作對(duì)比，得出以下結(jié)論。

（1）薄壁管件的變形過程可分為4 個(gè)階段，分別為初始?jí)簼㈦A段、預(yù)折角塑性旋轉(zhuǎn)階段、腹板塑性屈曲階段和完全壓潰密實(shí)化階段。

（2）設(shè)計(jì)的弧形折痕能夠有效降低初始?jí)簼㈦A段的載荷峰值，減小壓縮載荷-位移曲線在預(yù)折角塑性旋轉(zhuǎn)階段、腹板塑性屈曲階段的振蕩幅值，使結(jié)構(gòu)壓縮過程可控、按照預(yù)定的弧形折痕發(fā)展。

（3）在準(zhǔn)靜態(tài)壓縮下：對(duì)于單胞模型，A70°模型的比吸能優(yōu)于方管的；對(duì)于多胞管件陣列模型，方管的比吸能均優(yōu)于折紙管的；折紙管的壓縮力效率和比總體效率均優(yōu)于方管的，且A50°模型的壓縮力效率和比總體效率最高。

（4）在本文涉及的動(dòng)態(tài)沖擊載荷下，分別通過比吸能、壓縮力效率和比總體效率3 個(gè)評(píng)價(jià)指標(biāo)對(duì)比了不同結(jié)構(gòu)的吸能特性：陣列方管的比吸能均優(yōu)于陣列折紙管的；當(dāng)沖擊速度為10 m/s 時(shí)，折紙管的壓縮力效率和比總體效率均優(yōu)于方管的，其中A50°模型的壓縮力效率和比總體效率最高；當(dāng)沖擊速度為20 m/s 時(shí)，僅有A50°模型的壓縮力效率和比總體效率優(yōu)于方管的。