肖曉春，朱 恒，徐 軍，樊玉峰，李子陽(yáng)，雷 云

（1.遼寧工程技術(shù)大學(xué) 力學(xué)與工程學(xué)院,遼寧 阜新 123000；2.遼寧工程技術(shù)大學(xué) 遼寧省礦山環(huán)境與災(zāi)害力學(xué)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,遼寧 阜新 123000；3.中煤科工集團(tuán)沈陽(yáng)研究院有限公司,遼寧 撫順 113122）

0 引言

煤炭是我國(guó)主體能源和重要的工業(yè)原料[1-2]。沖擊地壓是我國(guó)煤礦生產(chǎn)中主要的動(dòng)力災(zāi)害[3]，近年來(lái)我國(guó)淺部煤炭資源日益枯竭，隨著煤炭開(kāi)采深度和強(qiáng)度的增加，沖擊地壓事故頻發(fā)，造成了嚴(yán)重的人員傷亡和經(jīng)濟(jì)損失[4-6]。液壓支架是煤礦巷道支護(hù)的主要設(shè)備[7]，常規(guī)的液壓支架只具備較小能量沖擊下的支護(hù)能力，在沖擊地壓發(fā)生時(shí)往往不能及時(shí)泄壓，支架易產(chǎn)生彎折、爆缸等破壞性失效[8]。基于此，潘一山等[9-10]提出了吸能防沖支護(hù)理論，通過(guò)吸能防沖液壓支架內(nèi)的關(guān)鍵部件-吸能防沖構(gòu)件在沖擊作用下變形讓位吸能增強(qiáng)支架的抗沖擊能力，對(duì)巷道圍巖起到了有效的控制，降低了沖擊地壓的破壞作用。

針對(duì)吸能防沖構(gòu)件相關(guān)學(xué)者展開(kāi)了大量的研究。韓沖[11]設(shè)計(jì)了一種加肋板圓管式吸能防沖構(gòu)件，肋板抑制了圓管壓潰屈曲的圓環(huán)模式變形和歐拉失穩(wěn)，但在實(shí)際應(yīng)用中易開(kāi)裂、偏斜。唐治等[12-13]提出了一種六邊形折痕吸能防沖構(gòu)件和六邊形薄壁構(gòu)件，折痕降低了構(gòu)件載荷波動(dòng)系數(shù)，提高了能量吸收效率，但構(gòu)件結(jié)構(gòu)復(fù)雜，需要專門模具加工，生產(chǎn)成本較高；六邊薄壁構(gòu)件雖結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、變形模式穩(wěn)定，但承載能力較小、能量吸收較低。劉歡[14]設(shè)計(jì)了一種可實(shí)現(xiàn)恒阻變形的直紋管外翻型吸能防沖構(gòu)件，構(gòu)件變形阻力近似為理想的水平直線，但構(gòu)件結(jié)構(gòu)復(fù)雜，需要定向?qū)蜓b置，對(duì)于精度要求較高，面對(duì)實(shí)際復(fù)雜多變的工況易出現(xiàn)失效。

吸能防沖構(gòu)件實(shí)質(zhì)是一種能量吸收裝置。金屬薄壁結(jié)構(gòu)作為典型的吸能裝置因其生產(chǎn)成本較低、具有良好的吸能能力而被廣泛應(yīng)用于汽車工業(yè)、航空航天等軌道交通領(lǐng)域[15-18]，在礦業(yè)領(lǐng)域內(nèi)金屬薄壁結(jié)構(gòu)式吸能防沖構(gòu)件也正快速發(fā)展?，F(xiàn)有的研究成果已經(jīng)表明，與單胞薄壁結(jié)構(gòu)相比，多胞薄壁結(jié)構(gòu)在軸向沖擊下塑性變形更充分、比吸能更高[19]，而泡沫金屬材料具有密度低、孔隙度高、能量吸收率高等優(yōu)異特點(diǎn)，與薄壁結(jié)構(gòu)相結(jié)合既可以提高結(jié)構(gòu)整體的穩(wěn)定性，也顯著提高了結(jié)構(gòu)的承載能力與吸能能力[20]?；诖颂岢隽艘环N新型的泡沫鋁填充多胞方管式吸能防沖構(gòu)件，通過(guò)泡沫材料填充薄壁結(jié)構(gòu)軸向吸能理論得出其壓潰平均載荷公式，進(jìn)一步采用數(shù)值方法對(duì)比研究了軸向沖擊下普通方管、多胞方管和泡沫鋁填充多胞方管的吸能防沖特性，考察了泡沫鋁不同填充率和不同孔隙度泡沫鋁填充下構(gòu)件吸能特性差異，并在此基礎(chǔ)上對(duì)比分析了普通液壓立柱與吸能液壓立柱的抗沖擊性能，最終為吸能防沖液壓支架提供了一種新型可靠的吸能防沖構(gòu)件。

1 泡沫填充薄壁管件吸能理論

泡沫鋁填充多胞方管本身作為一種泡沫填充薄壁結(jié)構(gòu)，其自身變形吸能的理論依據(jù)就是泡沫材料填充薄壁圓柱殼軸向吸能理論[21]。假設(shè)材料為理想剛塑性且在屈服準(zhǔn)則中彎曲和拉伸并沒(méi)有交互作用，則構(gòu)件變形產(chǎn)生的一個(gè)褶皺被完全壓實(shí)后塑性彎曲產(chǎn)生的能量為

式中：M0為單位寬度的塑性極限彎矩；D為圓管直徑；H為褶皺半長(zhǎng)；Y為屈服應(yīng)力。

當(dāng)θ=π/2 時(shí)有

根據(jù)能量平衡，外力做功等于彎曲和拉伸損耗能量之和，可求得外力為

對(duì)于具有軸對(duì)稱破損模式的圓管，假設(shè)管壁只向外做運(yùn)動(dòng)，當(dāng)管件整體軸向應(yīng)變達(dá)到充填泡沫的鎖定應(yīng)變?chǔ)舕時(shí)，一個(gè)褶皺的破損變形停止，薄壁管件的軸向名義應(yīng)變?yōu)?/p>

以上公式確定了一個(gè)褶皺的完成狀態(tài)，泡沫材料的鎖定應(yīng)變與其相對(duì)密度ρ*/ρs相關(guān)，其中ρ*為泡沫材料的密度，ρs為泡沫胞壁固體材料密度，若取此應(yīng)變對(duì)應(yīng)的應(yīng)力為平臺(tái)應(yīng)力的三倍（3σp），σp為平臺(tái)應(yīng)力，則鎖定應(yīng)變近似于

在式（1）和式（2）中用θ0代替π/2，僅對(duì)薄壁管而言修正后的平均力為

2 吸能構(gòu)件設(shè)計(jì)及評(píng)價(jià)參數(shù)

2.1 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

根據(jù)現(xiàn)有防沖液壓支架中吸能防沖裝置的相關(guān)尺寸參數(shù)，設(shè)計(jì)構(gòu)件結(jié)構(gòu)形式及尺寸見(jiàn)表1。

2.2 吸能防沖性能評(píng)價(jià)參數(shù)

吸能防沖構(gòu)件是液壓支架吸能裝置中的核心部件，應(yīng)具備靜壓下的剛性支護(hù)能力和沖擊下的柔性吸能能力。對(duì)吸能防沖構(gòu)件的要求和評(píng)價(jià)參數(shù)如下：

1）合理的初始承載峰值Pmax，滿足式（15）的要求，其中P1為液壓立柱工作阻力，P2為液壓立柱的臨界破壞載荷。

2）承載力達(dá)到初始峰值時(shí)構(gòu)件變形量δ1。

3）承載力再次達(dá)到初始峰值水平時(shí)構(gòu)件變形量δ2，即有效變形距離。

4）較高的載荷均值Pmean，定義為：

5）較大的吸能量E。吸能量E是構(gòu)件壓潰變形過(guò)程中吸收的能量，是構(gòu)件吸能防沖能力最直接的體現(xiàn)，可以通過(guò)載荷-變形量曲線得到，其定義為

6）較低的載荷均方差σ。構(gòu)件穩(wěn)定的壓潰變形過(guò)程有利于對(duì)液壓支架的緩沖保護(hù)，其評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)為構(gòu)件壓潰變形過(guò)程中的載荷均方差σ。

7）較高的承載效率η。吸能構(gòu)件產(chǎn)生理想的漸進(jìn)屈曲模式變形時(shí)具有較高的承載效率，理想的承載效率是100%。

2.3 仿真模型建立

如圖1 所示，采用ABAQUS/Explicit 動(dòng)態(tài)分析，構(gòu)件上方剛性板與構(gòu)件頂面接觸，參照沖擊地壓實(shí)際監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)沿構(gòu)件軸向方向施加5 m/s 的沖擊載荷，并約束剛性板沿構(gòu)件軸向方向以外的所有自由度；下方剛性板與構(gòu)件底面綁定約束，并限制所有方向的自由度。模型整體采用通用接觸，沿切向方向摩擦系數(shù)設(shè)為0.25，法向方向接觸為硬接觸，線性體積粘性參數(shù)設(shè)為0.06，二次體積粘性參數(shù)設(shè)為1.2。構(gòu)件的網(wǎng)格為3.5 mm 的S4R 殼單元，沿壁厚方向取5個(gè)積分點(diǎn)；泡沫鋁為Crushable Foam 各向同性強(qiáng)化可擠壓模型，網(wǎng)格為3.5 mm 的C3D8R 實(shí)體單元；剛性板的網(wǎng)格設(shè)為8 mm 的R3D4 單元。

圖1 構(gòu)件軸向沖擊數(shù)值計(jì)算模型Fig.1 Numerical model of axial impact crushing of components

多胞方管的材料為Q235B 鋼，密度ρ=7 850 kg/m3，彈性模量E=210 GPa，泊松比μ=0.274，塑性定義采用真實(shí)應(yīng)力與塑性應(yīng)變，參數(shù)見(jiàn)表2。泡沫鋁參考文獻(xiàn)[22]的參數(shù)，不同孔隙度的泡沫鋁參數(shù)見(jiàn)表3、如圖2 所示。

圖2 泡沫鋁名義應(yīng)力-名義應(yīng)變Fig.2 Nominal stress-nominal strain of aluminum foam

表2 Q235B 真實(shí)應(yīng)力-塑性應(yīng)變Table 2 True stress and plastic strain of Q235B

表3 泡沫鋁性能參數(shù)Table 3 Parameters of aluminum foam

3 數(shù)值計(jì)算結(jié)果與分析

能量輸出是ABAQUS/Explicit 分析的重要部分，可以應(yīng)用在各能量分量之間的比較以幫助評(píng)估一個(gè)分析是否得到了合理的響應(yīng)，一般認(rèn)為偽應(yīng)變能ALLAE、動(dòng)能ALLKE 和總能量ETOTAL 與內(nèi)能ALLIE 之比應(yīng)小于5%。以多胞方管MT3 為例，圖3 給出了其沖擊過(guò)程的能量歷史，上述各能量與內(nèi)能比值分別為4.306%、0.016%和0.553%，結(jié)果表明數(shù)值計(jì)算的結(jié)果是穩(wěn)定可靠的。

圖3 多胞方管能量歷史Fig.3 Energy history of multicellular square tube

如圖4 所示為不同壁厚多胞方管的載荷變化曲線，構(gòu)件自MT1 至MT5，壁厚分別為4、5、6、7 和8 mm，各構(gòu)件初始載荷峰值分別為1 421.81、1 804.41、2 292.09、3 056.74 和3 667.41 kN。根據(jù)式（15）中1 960 kN ＜Pmax＜ 2 950 kN 的要求，滿足條件的僅有壁厚為6 mm 的MT3。在以后的計(jì)算中選擇MT3作為填充泡沫鋁的管件。

圖4 多胞方管載荷-變形量曲線Fig.4 Load-displacement curve of multicellular square tubes

3.1 泡沫鋁不同填充方式下多胞方管吸能特性差異

由圖5 和圖6 可見(jiàn)，多胞方管未填充泡沫鋁前內(nèi)部存在1 個(gè)正方形胞體和4 個(gè)環(huán)繞其周圍的等腰梯形胞體，考慮到泡沫鋁填充各胞體之間存在的不同組合方式，根據(jù)泡沫鋁軸對(duì)稱填充多胞方管內(nèi)部胞體的原則設(shè)計(jì)了A～E 共5 種類型填充方式如圖5所示（黑色陰影區(qū)域表示泡沫鋁材料），如圖6 所示以A 型填充方式下構(gòu)件AMT6 為例給出了其主視圖、俯視圖和側(cè)視圖（正方形藍(lán)色區(qū)域表示泡沫鋁材料）。從A 型到E 型，泡沫鋁填充率逐漸提高，填充率依次為25%、37.5%、62.5%、75%和100%，其中A 型僅填充多胞方管內(nèi)部正方形胞體，填充率25%，E 型在A 型基礎(chǔ)上進(jìn)一步填充4 個(gè)等腰梯形胞體，多胞方管內(nèi)部被完全填充，填充率達(dá)到100%。

圖5 不同填充方式下構(gòu)件截面示意Fig.5 Schematics sectional view of components under different filling methods

圖6 構(gòu)件AMT6 主視圖、俯視圖和側(cè)視圖Fig.6 Front view,top view and side view of component AMT6

分別對(duì)泡沫鋁在不同填充方式下構(gòu)件（AMT1～AMT5）進(jìn)行了軸向沖擊的數(shù)值計(jì)算。通過(guò)計(jì)算得出各填充方式下構(gòu)件的吸能特性評(píng)價(jià)參數(shù)見(jiàn)表4，結(jié)果顯示隨著泡沫鋁填充率的增加：構(gòu)件載荷初始峰值和載荷均值增大，增幅較小；載荷均方差與承載效率無(wú)明顯變化，基本維持在210 kN 和85%；有效變形讓位距離減少，依次減少了10.60、9.27、10.72 和7.60 mm；吸能量降低，依次降低了14.66、14.36、10.86 和14.92 kJ。這是由于從A 至E 型填充，隨著泡沫鋁填充率的增加，構(gòu)件內(nèi)部空腔減少，受壓時(shí)可變形空間越小，越早進(jìn)入密實(shí)化階段。經(jīng)過(guò)對(duì)比得出填充率為25%的A 型填充下構(gòu)件吸能防沖性能較好，是較理想的填充方式。

表4 不同填充方式下構(gòu)件吸能防沖特性Table 4 Energy absorption characteristics of components under different filling modes

3.2 泡沫鋁填充多胞方管變形模式與吸能特性

如圖7 所示為60%孔隙度泡沫鋁填充多胞方管（AMT6）軸向沖擊下的壓潰變形過(guò)程（s=50、100、150、200 mm）。

圖7 泡沫鋁填充多胞方管軸向沖擊變形過(guò)程Fig.7 Impact deformation process of multicellular square tube filled with aluminum foam

變形初始構(gòu)件頂部應(yīng)力首先達(dá)到屈服值515 MPa 并產(chǎn)生了橫向擴(kuò)張的塑性變形；s=100 mm時(shí)構(gòu)件頂部形成第1 層褶皺，2/3 高度處產(chǎn)生凹陷，而中部區(qū)域產(chǎn)生了較小的外凸，隨后構(gòu)件頂部進(jìn)一步受壓，外凸變形加劇；s=200 mm 時(shí)構(gòu)件中部形成了第2 層褶皺，兩層褶皺相互折疊堆積，構(gòu)件逐漸被壓縮密實(shí)。在構(gòu)件自上而下依次變形的過(guò)程中，構(gòu)件底部未產(chǎn)生明顯變形。構(gòu)件最終產(chǎn)生了依次交替的外凸與內(nèi)凹的漸進(jìn)疊縮變形，是一種壓潰形態(tài)穩(wěn)定可靠、吸能特性較為理想的變形模式。

3.3 不同類型構(gòu)件吸能防沖特性對(duì)比

普通方管（ST）、多胞方管(MT3)和60%孔隙度泡沫鋁填充多胞方管(AMT6)軸向沖擊下載荷-變形量曲線如圖8 所示，不同構(gòu)件載荷變化呈現(xiàn)相似規(guī)律，可分為3 個(gè)階段，以ST 為例：第1 階段為彈性階段，變形量0～9 mm，載荷從0 近似呈線性關(guān)系躍升至初始峰值1 660.72 kN，構(gòu)件產(chǎn)生彈性變形，能量吸收較少；第2 階段為塑性階段，隨著變形量增大到43 mm，載荷下降至783.82 kN，而后隨變形量增加產(chǎn)生兩次幅值約為400 kN 的波動(dòng)，變形量為202 mm時(shí)載荷達(dá)到最小值608.29 kN，其后非線性上升直至變形量為282 mm 時(shí)再次達(dá)到1 660.72 kN，在此階段內(nèi)構(gòu)件產(chǎn)生較大的塑性變形吸收了較多的沖擊能量；第3 階段為密實(shí)階段，構(gòu)件逐漸被壓縮密實(shí)，載荷以約32 kN/mm 的速度線性增加，構(gòu)件變形吸能結(jié)束。

同樣，對(duì)于MT3 和AMT6，彈性階段內(nèi)變形量分別為15、16 mm 時(shí)載荷分別線性躍升至2 394.98、2 458.32 kN，曲線基本重合；在塑性階段，MT3 載荷在達(dá)到最小值1 463.25 kN 前產(chǎn)生了2 次幅值約為260 kN 的波動(dòng)，而AMT6 在變形量47 mm 時(shí)載荷首次達(dá)到最小值1 942.30 kN，變形量60～160 mm 時(shí)載荷未產(chǎn)生明顯波動(dòng)，近似呈水平直線，維持在2 160 kN左右。相對(duì)于普通方管（ST）和多胞方管（MT3），60%孔隙度泡沫鋁填充多胞方管（AMT6）擁有較為理想的載荷變化曲線，如圖9 所示。

由表5 可知，相對(duì)于普通方管（ST），多胞方管（MT3）吸能量提高了87.61%，載荷均方差減小了10.58%，承載效率由61.32%提高到79.77%，可見(jiàn)多胞方管具有更高承載力和吸能量的同時(shí)變形穩(wěn)定性更高，吸能效果更好；而在MT3 內(nèi)部填充了泡沫鋁后，AMT6 在初始承載峰值僅增大2.64%的情況下，吸能量提高了14.89%，載荷均方差降低了29.67%，承載效率也由79.77%增大到89.29%，可見(jiàn)泡沫鋁的填充提高了整體結(jié)構(gòu)的承載能力和變形中的穩(wěn)定性，增強(qiáng)了能量吸收能力與效率。

表5 不同構(gòu)件吸能防沖特性Table 5 Energy absorption characteristics of different components

3.4 不同孔隙度泡沫鋁對(duì)構(gòu)件吸能特性的影響

孔隙度是泡沫鋁的重要特征之一，決定了泡沫鋁的內(nèi)部孔隙體積與總體積之比。不同孔隙度泡沫鋁在密度、彈性模量和屈服應(yīng)力等方面存在較大差異，受壓時(shí)吸能特性也各不相同。

隨著孔隙度從90%依次降低至60%，構(gòu)件變形中的初始承載峰值依次增加了18.71 kN、2.50 kN 和21.44 kN。泡沫鋁孔隙度越低，其密度、彈性模量與屈服極限越高，抵抗變形的能力越強(qiáng)，因此降低孔隙度提高了構(gòu)件變形的初始承載峰值和載荷整體水平。但泡沫鋁作為一種多孔金屬材料，無(wú)論密度、彈性模量和屈服極限與Q235B 鋼相比都小得多，構(gòu)件變形閾值仍主要取決于Q235B，因此構(gòu)件載荷初始峰值增幅較小。由圖10 可見(jiàn)隨著孔隙度降低，載荷整體水平增大的同時(shí)波動(dòng)減小，載荷較早進(jìn)入了密實(shí)階段持續(xù)上升，這是因?yàn)榭紫抖仍降?，泡沫鋁內(nèi)部可壓縮變形體積越小，受壓時(shí)越早被壓縮密實(shí)。

圖10 不同孔隙度泡沫鋁填充多胞方管載荷-變形量曲線Fig.10 Load-displacement curve of multicellular square tubes under different porosities

由圖11 可知，對(duì)于相同孔隙度泡沫鋁，載荷均值隨變形量增加呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)，且變形量約為170 mm 時(shí)均值達(dá)到最小，這是因?yàn)檩d荷在塑性階段持續(xù)波動(dòng)，基本呈降低趨勢(shì)，進(jìn)入密實(shí)階段載荷才持續(xù)上升。對(duì)于不同孔隙度泡沫鋁，在相同變形量下隨著孔隙度降低，載荷均值顯著提高，60%孔隙度填充多胞方管AMT6 在變形中載荷水平最高，承載能力最強(qiáng)。

由圖12 可知，對(duì)于相同孔隙度泡沫鋁，載荷均方差呈現(xiàn)以下規(guī)律：隨變形量增加，除AMT1 在變形量為170 mm 時(shí)載荷均方差突然躍升至204.51 kN外，其余基本呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢(shì)，且當(dāng)變形量為150 mm 時(shí)載荷均方差達(dá)到最小值。對(duì)于不同孔隙度泡沫鋁，在變形量達(dá)到230 mm 前，載荷均方差基本呈現(xiàn)AMT6 ＜ AMT7 ＜ AMT8 ＜ AMT1，可知60%孔隙度填充多胞方管AMT6 變形穩(wěn)定性最好。

圖12 載荷均方差-變形量曲線Fig.12 The force variance-displacement curves

由圖13 可見(jiàn)，隨著變形量增加，吸能量近似線性增加，孔隙度由90%到60%，吸能量分別以1.978、2.064、2.106、2.195 kJ/mm 的速度增加，相同變形量下AMT6 能量吸收效率最高。結(jié)合表6 可知，泡沫鋁孔隙度對(duì)δ1影響較小，而承載效率隨泡沫鋁孔隙度降低由81.89%依次增大至84.79%、86.43%和89.29%，60%孔隙度泡沫鋁填充多胞方管AMT6 承載效率最高，吸能防沖性能最好，是較為理想的吸能防沖構(gòu)件。

圖13 吸能特性曲線Fig.13 Energy absorption characteristics curves

3.5 普通立柱與吸能立柱抗沖擊性能對(duì)比

為分析泡沫鋁填充多胞方管與液壓立柱組合下的吸能防沖立柱抗沖擊性能，采用ABAQUS 分別建立了普通液壓立柱與吸能防沖液壓立柱數(shù)值計(jì)算模型，立柱共分為兩級(jí)桿，一級(jí)桿直徑230 mm，高度1 440 mm，二級(jí)桿直徑160 mm，高度1 440 mm，材料為Q550 鋼；吸能立柱中的吸能防沖構(gòu)件為60%孔隙度泡沫鋁填充多胞方管（AMT6）。如圖14 所示對(duì)于普通立柱和吸能立柱的邊界條件設(shè)置如下：普通立柱底部與剛性板綁定連接完全固定，約束所有方向的自由度；在吸能立柱中吸能構(gòu)件上端面與立柱底部綁定，下端面與剛性板綁定連接并完全固定。立柱頂部與剛性體連接，通過(guò)賦予剛體以一定質(zhì)量和初始速度來(lái)模擬外界巨大能量的沖擊，剛體初始速度設(shè)為5 m/s，沖擊方向沿立柱軸向方向自上而下，沖擊總能量為1 000 kJ。

圖14 立柱軸向沖擊邊界條件Fig.14 Boundary condition of column under axial impact

圖15 是普通立柱受沖擊下（10～40 ms）的變形形態(tài)，立柱一級(jí)桿未發(fā)生明顯變形，二級(jí)桿中部彎曲變形嚴(yán)重；圖16 是吸能立柱受沖擊下（10～60 ms）的變形過(guò)程，可見(jiàn)在沖擊的過(guò)程中吸能構(gòu)件首先產(chǎn)生變形直至被壓縮密實(shí)，立柱整體未見(jiàn)明顯變形，吸能立柱抵抗沖擊變形的能力優(yōu)于普通立柱。

圖16 吸能立柱變形形態(tài)Fig.16 Deformation form of energy absorbing column

如圖17 所示，普通立柱受沖擊后載荷激增，在0～10 ms 內(nèi)載荷基本維持在11 500 kN，而后隨時(shí)間增加逐漸降低，在40 ms 時(shí)降低至4 788.01 kN，立柱承受外界沖擊載荷較大，支護(hù)體現(xiàn)為剛性；在吸能立柱中立柱與吸能構(gòu)件串聯(lián)，在沖擊下吸能構(gòu)件率先變形，立柱載荷變化與吸能構(gòu)件載荷變化情況相同，載荷在2 400 kN 上下較小波動(dòng)，立柱體現(xiàn)為柔性支護(hù)，吸能構(gòu)件穩(wěn)定可靠的變形過(guò)程大大降低了立柱的載荷。

圖17 立柱載荷變化Fig.17 Load change of columns

立柱本身作為支護(hù)體，在沖擊下吸收較大能量的同時(shí)必然伴隨著承受較大載荷與產(chǎn)生較大的變形，往往不利于支護(hù)的可靠性與穩(wěn)定性。如圖18 給出了普通立柱與吸能立柱受沖擊過(guò)程中的外界沖擊能量的變化情況，對(duì)于普通立柱與吸能立柱，外界總的沖擊動(dòng)能為1 000 kJ，0～40 ms 內(nèi)普通立柱吸收了958.87 kJ，剩余動(dòng)能39.85 kJ，其他形式損耗能量為1.28 kJ，立柱變形嚴(yán)重；0～60 ms 內(nèi)吸能構(gòu)件吸收了590.93 kJ 能量，剩余動(dòng)能384.80 kJ，其他形式損耗能量為24.27 kJ，吸能構(gòu)件吸收了大部分沖擊能量，大大降低了立柱的載荷與變形程度。

圖18 外界沖擊能量變化情況Fig.18 Change of external impact energy

4 結(jié)論

1）泡沫鋁填充多胞方管在軸向沖擊下產(chǎn)生了軸對(duì)稱漸進(jìn)疊縮變形，構(gòu)件整體壓潰形態(tài)理想、吸能特性較好。

2）與普通方管相比，多胞方管和泡沫鋁填充多胞方管初始承載峰值分別提高了44.21%和48.03%，吸能量增加了87.61%和115.55%，載荷波動(dòng)降低了10.58%和37.11%，承載效率由61.32%提高至79.77%和89.29%。泡沫鋁填充多胞方管兼具多胞結(jié)構(gòu)與緩沖吸能材料的優(yōu)點(diǎn)，承載能力更強(qiáng)，變形穩(wěn)定性更好，能量吸收力與承載效率更高。

3）隨著泡沫鋁填充率增加，構(gòu)件有效變形距離與吸能量減?。粚?duì)于相同孔隙度泡沫鋁，隨變形量增加，吸能量線性增加，載荷均值與載荷均方差先減小后增大。隨泡沫鋁孔隙度降低，構(gòu)件初始承載峰值增大，增幅較??；載荷均值與吸能量增加，載荷均方差減小，承載效率由81.89%增大至89.29%。25%填充率下60%孔隙度泡沫鋁填充多胞方管載荷變化曲線最理想，吸能防沖性能最好。

4）在相同沖擊作用下，普通立柱受沖擊后載荷激增，立柱彎曲變形嚴(yán)重，立柱通過(guò)自身較大的變形吸收耗散外界沖擊能量，支護(hù)體現(xiàn)為剛性，支護(hù)效果較差；吸能立柱在沖擊下吸能構(gòu)件率先產(chǎn)生變形，變形過(guò)程中大幅降低了立柱的載荷水平，吸收了外界大部分沖擊能量，立柱未見(jiàn)明顯變形，抗沖擊性能較好。