高過載環境下脹環/泡沫鋁復合結構緩沖吸能研究*

趙文杰,梁增友,時文超,鄧德志,王耀琦

(1 中北大學機電工程學院,太原 030051;2 山東華源萊動內燃機有限公司,山東萊陽 265200)

0 引言

目前國內外學者對塑性變形吸收能量高的結構或材料的研究最為廣泛,薄壁金屬管具有結構簡單、工作可靠、具有可控的變形模式,能夠依靠自身塑性變形來吸收碰撞時的沖擊載荷,具有較強的吸能能力。泡沫鋁是一種新型結構和功能復合材料,具有密度低、耐腐蝕、隔音降噪、抗沖擊吸能能力強等優點,泡沫鋁屈曲階段的壓潰力較長且較為穩定,沖擊載荷能夠被大量吸收,但其壓潰力較低,高沖擊載荷下的吸能能力不理想。泡沫鋁與薄壁金屬管組成的復合結構能夠提高薄壁金屬管的整體承載能力和吸能能力,因此研究薄壁金屬管/泡沫鋁復合結構對緩沖隔離保護具有十分重要的意義。

Lampinen B E等[1]的耐撞性研究忽略了泡沫鋁與薄壁之間的相互作用力,因此他得到的預測公式并不準確。Reid S R等[2]從實驗和理論兩個方面進行了研究,發現薄壁管與泡沫鋁之間的相互作用力可以大幅度提高復合結構的吸能效率。Abramowicz W等[3]也對這種復合結構進行了理論研究,得出的結果與實驗得出的結論較為吻合,但是他并沒有建立出預測碰撞載荷的模型。Seitzberger M等[4]通過實驗研究發現泡沫填充物對圓管的吸能性能提高有很大影響。羅昌杰[5]等對準靜態作用下泡沫鋁填充薄壁金屬管塑性變形器緩沖進行了研究,結果表明:在體積和質量一定時,泡沫鋁填充薄壁金屬管結構吸收的能量更多。劉榮強[6]等提出了5類評價泡沫鋁填充薄壁金屬管緩沖性能的方法。王青春等[7]通過實驗方法研究了泡沫鋁填充帽型結構在沖擊載荷下的吸能特性,結果表明:填充泡沫鋁之后的帽型結構在軸向壓縮穩定性和吸能特性都有大幅度的提高。Meguid S A等[8]利用有限元軟件建立了一種分層模型，將整體的變形情況分解成分層的單獨變形。Hopperstad O S等[9]采用有限元分析軟件,對薄壁管/泡沫鋁復合結構在軸向拉伸和彎曲情況下的吸能進行了詳細的研究。楊智春等[10]采用變參分析的方法,研究了鋁管層數和泡沫鋁密度對復合結構吸能的影響,結果表明:比吸能率和吸能量隨著鋁管層數的增加而增加,比吸能率的提高量會隨著泡沫鋁密度的提高而開始下降。張志新等[11]通過有限元軟件LS-DYNA研究了高速列車的耐碰撞性能,并設計出了兩級吸能結構,可有效保護司機和乘客的安全。任志遠等[12]通過對不同幾何尺寸的泡沫鋁填充薄壁金屬圓管進行軸向壓縮,結果表明:泡沫鋁密度和薄壁圓管長度對填充結構吸能性有較大影響。梁志達等[13]通過LS-DYNA軟件模擬了泡沫鋁填充管的準靜態壓縮過程,結果表明:填充管的吸能量與泡沫鋁密度呈二次曲線關系,同時他對泡沫鋁填充管的變形模式和內在機制也作出了初步的分析。文中利用ANSYS/LS-DYNA軟件對脹環/泡沫鋁復合結構進行高過載環境下的數值模擬研究。同樣以緩沖時間、隔沖效率、質量比吸能、體積比吸能和載荷效率等5個指標來評估復合結構的緩沖性能,著重分析了復合結構與單一脹環結構在變形機理和吸能能力上的不同。

1 SPH算法

1.1 SPH算法基本思想

SPH算法的思想是通過一種與權函數相關的近似手段,使得預先在問題域內設置的節點可以影響研究對象上任意點的力學特性,進而解出問題的解。圖1為有限元法和無網格法的差異[14]。

圖1 有限元法和無網格法的差異

1.2 SPH算法的優點

SPH作為一項新的數值分析工具,解決了以往數值分析過程的棘手問題。它的主要優點在于:大大減少了網格劃分工作;通過構建高階函數,減少了后處理工作量;自適應能力強;具有廣泛的應用性,目前應用于多個新型的研究領域。

1.3 SPH算法在泡沫鋁建模中的應用

目前,國內外學者對泡沫鋁材料的研究大多基于實驗,隨著數值模擬技術的發展,許多學者開始通過有限元法來研究泡沫鋁材料的力學性能,于英華等[15]采用ANSYS/LS-DYNA軟件計算了基于簡單體立方三維開孔泡沫鋁的變形過程和不同應變率的變化規律,宋延澤等[16]運用有限元法分析了基于十四面體閉孔泡沫鋁的動態力學行為,范志康等[17]采用有限元法構建了三維隨機分布球形泡孔模型,并計算了在不同應變率下,不同相對密度條件下對泡沫鋁動態力學行為的影響,Vesenjak等[18]采用CT掃描技術獲取了泡沫鋁的真實細觀結構,并采用有限元法分析了泡沫鋁各向異性力學行為。

有限元法雖然能從微觀上分析泡沫鋁的力學行為,但也有不足之處:一是泡沫鋁的細觀結構較為復雜,網格剖分較為困難,很難得到高質量的六面體網格,二是有限元法一般只適應于中、低應變率下,在高應變率下容易出現網格畸變和負體積,因此許多研究學者紛紛采用無網格法(SPH)對泡沫鋁進行研究,Bardenhagen等[19]采用粒子方法,模擬了基于周期微結構泡沫鋁的壓縮行為,Brydon等[20]采用粒子算法對泡沫鋁的真實結構進行了數值模擬,白小勇等[21]同樣利用粒子算法建立了隨機孔洞的泡沫鋁SPH模型,并進行了準靜態下的壓縮。因此文中利用SPH方法建立泡沫鋁模型。

2 仿真計算

為減小計算量,建立1/4模型,如圖2所示。其中模擬彈體尺寸為Φ100 mm×207 mm,測試裝置尺寸為Φ50 mm×100 mm,為保證脹環順利擴徑,測試裝置的直徑應略小于脹環大端內徑,脹環結構高度為30 mm,大端外徑為60 mm,錐角α=15°,壁厚t=2 mm。其中錐臺以及脹環、測試裝置、模擬彈體、采用3Dsolid164實體單元進行網格劃分,在沖擊過程中定義模擬彈體、測試裝置、錐臺以及脹環之間為面面自動接觸,各結構之間摩擦因數設置為0.1,模擬彈體采用與應變率相關的*MAT_PLASTIC_KINEMATIC材料模型來描述,錐臺選取的材料為40Cr,由于剛度和強度較高,采用*MAT_RIGID剛體材料模型來描述,測試裝置和脹環選取的材料為45#鋼,同樣用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC材料模型來描述,基本材料參數設置見表1。

圖2 復合結構有限元模型

材料P/(g/cm3)E/GPaυσS/MPa7075鋁2.81720.3350540Cr合金鋼7.872110.27778545號鋼7.892090.269355

泡沫鋁采用SPH算法,同時定義泡沫鋁與模擬彈體,錐臺和脹環的點面自動接觸,泡沫鋁材料模型選用LS-DYNA材料庫中的可壓垮泡沫本構模型*MAT_CRUSHABLE_FOAM來表示,在該算法中彈性模量為常數且應力為彈性效應。

(1)

式中:ε為應變率;E為彈性模量;t為時間。該模型有一拉伸應力截止值,該值用于限定拉伸應力,以防產生破壞。泡沫鋁的本構關系可用工程中的應力應變曲線來代替,這里采用靜態應力-應變曲線,如圖3所示。泡沫鋁的泊松比為0.05,密度為0.27,彈性模量為1.5 GPa,平臺應力為5.2 MPa。

為了便于將復合結構和單一脹環結構的緩沖性能作對比,對圖2中模擬彈體沿Y軸方向施加幅值為24 000g,脈寬為400 μs的三角形沖擊加速度,如圖4所示。

圖3 泡沫鋁應力-應變曲線(密度為0.27)

3 復合結構的吸能計算方法

復合結構由脹環,錐臺和泡沫鋁組成,如圖5所示。當外部沖擊載荷超過設定的閥值時,由于錐臺大端的直徑大于與之相接觸脹環的內徑,在錐臺進入脹環時,脹環會發生擴徑變形,外部的沖擊能量轉化為脹環的彈塑性變形和錐臺與脹環組件之間的摩擦熱能。同時,在壓縮載荷作用下,泡沫鋁會吸收一部分能量,并能平緩地降低錐臺及其后面的沖擊載荷,實現緩沖吸能的目的。

圖4 沖擊加速度曲線

圖5 薄壁金屬管/泡沫鋁緩沖器工作原理

脹環在載荷P作用下吸收的能量W1的表達式為:

(2)

式中:F(s)為被壓縮距離為s時的力；s為緩沖器被壓縮的距離。

在軸向壓縮作用下,泡沫鋁吸收的能量W2可以由應力應變曲線計算得出,吸收的能量W2表達式為:

(3)

式中:εmax為泡沫鋁最大應變量,σ、ε分別為其應力和應變。

脹環/泡沫鋁復合結構吸收的總能量W可以表示為:

W=W1+W2

(4)

4 計算結果與分析

圖6為脹環/泡沫鋁復合結構和單一脹環結構在高過載環境下的過載時間曲線,圖7為在高過載環境下脹環/泡沫鋁復合結構的吸能位移曲線,ZH表示單一脹環結構的吸能位移曲線,PML表示泡沫鋁的吸能位移曲線,ZH+PML表示脹環/泡沫鋁復合結構的實際計算的吸能位移曲線,ZH+PML組合表示獨立的脹環結構和泡沫鋁進行線性疊加的吸能位移曲線,表2為脹環/泡沫鋁復合結構和脹環結構在高過載環境下的緩沖性能參數對比,圖8和圖9分別為單一脹環結構和脹環/泡沫鋁復合結構在不同時刻的變形圖。

圖6 復合結構和脹環結構過載時間曲線

圖7 脹環/泡沫鋁復合結構吸能位移曲線

參數結構ZHZH+PMLηa/%66.3025.99Etotal/J387.131 456.34Ev/(106 J/m3)35.84109.40Em/(103 J/kg)4.5750.52緩沖時間/μs750980AE/%51.6032.81

圖8 單一脹環結構在不同時刻的變形圖

圖9 復合結構在不同時刻的變形圖

從圖6中可以看出,脹環/泡沫鋁復合結構在高過載環境下的過載時間曲線具有明顯的四階段特征,即初期波動區、平臺穩定區、增長區以及后期減小區,即在壓縮的初期,當脹環所受的載荷大于等于脹環材料的屈服強度時,脹環會發生擴徑現象,同時測試裝置向下運動所產生的載荷將轉化為徑向變形和錐臺與脹環摩擦生熱所做的功,同時填充在脹環里的泡沫鋁在壓縮載荷下也會吸收一部分能量,在兩者的相互作用下,過載迅速達到一個峰值。然后泡沫鋁開始被層層壓垮,由于泡沫鋁的應力平臺區可以承受較大的壓縮載荷,所以過載曲線較為平滑。隨著壓縮的繼續進行,泡沫鋁粒子不斷被填充至脹環底端,使過載值急劇上升并達到峰值。然后隨著測試裝置的剩余速度減小,使其很難推動錐臺向下運動,過載值又迅速下降,最后趨于零。

從圖7中可以看出,在壓縮初期,脹環/泡沫鋁復合結構的吸能位移曲線與單一的脹環結構和泡沫鋁的吸能位移曲線線性疊加較為一致。然后隨著變形量的增加,在相同位移條件下,脹環/泡沫鋁復合結構的吸能曲線明顯高于單一的脹環結構和泡沫鋁的吸能位移曲線的線性疊加,這說明泡沫鋁填充到脹環結構中,由于脹環和泡沫鋁相互作用的緣故,大大改變了結構的整體承載方式,使結構的吸能能力顯著提高。

從表2中可以看出,單一脹環結構的隔沖效率和載荷效率要高于復合結構,脹環結構能大幅度降低測試裝置的過載,但其緩沖時間較短;復合結構的體積比吸能和質量比吸能明顯大于單一脹環結構,但復合結構也有一些不足之處,比如隔沖效率和載荷效率較低,但是可以通過對泡沫鋁的關鍵參數如基體材料、孔隙率、相對密度等進行合理的選擇,解決問題。在圖8中單一脹環結構由于沒有泡沫鋁的阻礙作用,擴徑速率較快,擴徑較為容易,緩沖時間為750 μs。從圖9中可以看出,復合結構的緩沖時間在980 μs,復合結構在工作完畢后脹環和泡沫鋁還有一段可壓縮的空間,可以繼續吸收、轉化測試裝置向下的運動載荷,因此與單一脹環結構相比,復合結構的緩沖時間大幅度延長。

5 結論

文中采用SPH方法建立了泡沫鋁模型,并利用ANSYS/LS-DYNA軟件對脹環/泡沫鋁復合結構進行高過載環境下的數值模擬研究,同樣以隔沖效率、體積比吸能、質量比吸能、緩沖時間、載荷效率等5個指標來評估脹環/泡沫鋁復合結構的緩沖性能,結果表明:

1)復合結構的變形機理與單一脹環結構有明顯的不同,而且脹環/泡沫鋁復合結構的吸能能力和緩沖時間明顯優于單一脹環結構。

2)通過對泡沫鋁的關鍵參數如基體材料、孔隙率、相對密度等進行合理的選擇,可以提高復合結構的隔沖效率和載荷效率。