吸能液壓支架金字塔點陣吸能構件優(yōu)化及試驗分析

摘要： 為提高吸能液壓支架的吸能性進而提高其安全性，設計了一種多層點陣吸能構件。根據(jù)吸能構件立柱的結構及吸能空間設計了金字塔點陣吸能構件的基本結構。以吸能構件的吸能最大、支撐力均值在允許范圍內(nèi)最大及支撐力波動系數(shù)最小為優(yōu)化目標函數(shù)，以金字塔胞體的立足直徑和跨度為優(yōu)化設計變量，以吸能構件的支撐力峰值和支撐力均值在允許范圍內(nèi)為約束條件，利用Workbench軟件分別對金字塔高度為30， 40， 50 mm的吸能構件結構參數(shù)進行多目標優(yōu)化設計，得到三組優(yōu)化解并通過對比分析確定最佳結構參數(shù)。采用壓縮試驗對等比例縮小的最優(yōu)參數(shù)的單層吸能構件進行試驗分析，結果顯示其吸能量為4.18716 kJ，計算得到原尺寸單層吸能構件吸能量為113.05332 kJ，吸能構件整體吸能量為565.2666 kJ，與仿真結果相對誤差僅為-9.92%。該吸能構件比傳統(tǒng)薄壁結構吸能構件的吸能性提高50%以上，證明了優(yōu)化設計的有效性和吸能構件的高吸能性。

關鍵詞： 吸能支架； 金字塔結構； 點陣吸能構件； 安全性

中圖分類號： TD353； TH122""" 文獻標志碼： A""" 文章編號： 1004-4523（2024）12-2132-09

DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2024.12.015

收稿日期： 2023?01?01； 修訂日期： 2023?02?14

基金項目："中國煤炭工業(yè)協(xié)會科學技術研究指導性計劃資助項目（MTKJ2010?290）。

引" 言

沖擊地壓對井下煤炭開采的安全性有重大影響，特別是在發(fā)生嚴重沖擊地壓時，巖體的破碎、爆裂及振動對礦井支護設備的穩(wěn)定性及安全性乃至工作人員的生命安全產(chǎn)生嚴重威脅［1?3］。為解決該問題，國內(nèi)外學者提出了錨桿?錨索支護、門式液壓支架支護、U型鋼支撐等方法［3?5］，上述增加支護強度的方法在一定程度上減少了沖擊地壓事故的發(fā)生。但這類方法通過增大巷道支護強度來抑制沖擊地壓的發(fā)生，巷道積聚的能量沒有得到及時釋放。隨著時間推移，沖擊地壓事故依舊會發(fā)生，并且由于積聚的能量更多，發(fā)生沖擊地壓時的危害更大。

為解決這一難題，相關專家提出讓位吸能防沖擊方法并設計了讓位吸能液壓支架［6?9］。該方法是在支架的適當位置設置一個強度相對較低但又能起到支撐作用的吸能構件，當沖擊地壓發(fā)生時，吸能構件及時讓位變形，吸收沖擊能量，且讓位吸能的同時吸能構件還能提供合適的支撐力，進而防止設備其他位置的損壞。該方法能夠及時吸收沖擊地壓的能量，防止事故的發(fā)生，從根本上解決沖擊地壓的危害。

吸能構件的結構對其吸能性和支撐力產(chǎn)生關鍵影響。為提高吸能構件的性能，相關專家提出了許多吸能構形，其中，文獻［3，9］提出了曲折棱管吸能結構，姜紅星［10］研究了正四邊形、矩形、圓形及正六邊形截面管體的吸能性，王春華等［11］提出了變梯度薄壁吸能結構，田立勇等［12］研究了多胞薄壁吸能構件的吸能特性，安棟等［13］研究了預折紋自引導吸能裝置的吸能特性并通過試驗和仿真證明其吸能性，高永新等［14］研究了卡箍式結構的吸能裝置并優(yōu)化了結構尺寸。上述方法均是利用薄壁管體的變形吸收能量，但沒有充分利用薄壁管體內(nèi)部空間來設置吸能裝置，因此吸能量有限。為設計具有高吸能性并能提供穩(wěn)定支撐力的吸能裝置，本文設計了一種多層點陣吸能結構，以期利用密集的點陣結構變形來充分吸能進而提高支架的吸能性和支撐力的穩(wěn)定性。

1 吸能構件關鍵指標

吸能構件是支架實現(xiàn)讓位吸能的核心結構，描述吸能構件吸能性的指標主要包括：支撐力峰值、總吸能、支撐力均值及支撐力波動系數(shù)等。

（1）支撐力峰值Fmax為吸能構件受到?jīng)_擊載荷作用后吸能構件首次出現(xiàn)的最大支撐力，該力即為液壓支架的最大承載力。

（2）總吸能Q為吸能構件在壓潰變形過程中吸收的總能量，可以根據(jù)支撐力和位移曲線計算得到，表達式為：

（1）

式中" δ為吸能構件的最大讓位壓縮量；s為吸能構件的瞬時壓縮量；F（s）為壓縮量為s時的瞬時支撐力。

（3）支撐力均值為吸能構件在壓縮過程中的支撐力均值，大小為：

（2）

（4）支撐力波動系數(shù)為支撐力峰值Fmax與支撐力均值Fmean之比，其反映的是壓縮過程中吸能構件的支撐力整體波動性，大小為：

（3）

（5）最大讓位壓縮量δ表示支撐力從支撐力峰值降低后首次達到許用的最大承載力時對應的壓縮位移。在支撐力一定的情況下，最大讓位壓縮量越大，吸能越高。

根據(jù)各參數(shù)定義可知，吸能構件的總吸能越大，吸能性越好。支撐力峰值需在合適的范圍內(nèi)，支撐力峰值過大則無法讓位吸能，從而失去保護液壓支架其他結構的作用。支撐力均值也應在合適的范圍內(nèi)、且越大越好。支撐力波動系數(shù)越小，表明吸能構件波動性較小，穩(wěn)定性越好。

2 點陣吸能構件

讓位吸能液壓支架的主要原理是利用安裝在液壓立柱底部的點陣吸能構件的讓位變形吸收沖擊地壓的能量以防止液壓支架的其他部件損壞。點陣吸能構件由多層吸能單元構成，每層吸能單元都是由點陣吸能胞體構成，如圖1所示。點陣吸能胞體的結構對點陣吸能構件整體吸能特性有關鍵影響。本文選取點陣吸能胞體結構為金字塔結構，其立足為圓柱體，如圖2所示，該點陣吸能構件具有比吸能高、支撐力平穩(wěn)、胞體結構簡單、制造方便等優(yōu)點。研究的防沖液壓支架型號為ZHDF4150/31/40，如圖1所示，吸能構件的極限行程長度L為350 mm，吸能構件的缸徑D為230 mm，液壓立柱的工作阻力為4150 kN，根據(jù)通用技術條件中關于液壓支架最大承載力的要求可知，吸能構件的最大承載力要在1.2～1.4倍的工作阻力之間［15］，因此點陣吸能構件的支撐力峰值范圍為4980～5810 kN。

3 點陣吸能構件優(yōu)化設計

3.1 參數(shù)優(yōu)化設計模型

本文采用Workbench軟件對金字塔胞體參數(shù)進行優(yōu)化設計。優(yōu)化時選取金字塔結構的高度h、立足的直徑d及立足的半跨度a為設計變量，并利用Workbench軟件中的Design Modeler模塊建立金字塔點陣吸能構件的參數(shù)化三維模型，如圖3所示。分析可知，直徑d過大導致支撐力過大，直徑d過小又不能提供足夠的支撐力；半跨度a大小影響每層能夠布置金字塔胞體的個數(shù)，為保證每層能夠布置足夠的金字塔胞體個數(shù)且又不會因半跨度a過小導致立足之間相互干涉，設計變量d和a的大小應適中。本文初步選取設計范圍為：5 mm≤d≤15 mm；20 mm≤a≤50 mm。點陣吸能構件的極限行程長度L為350 mm，因結構的總吸能與吸能單元的層數(shù)有關，高度h越小，吸能單元的層數(shù)越多，導致每層之間的隔板數(shù)量增加，使整體的可壓縮位移減小，且層數(shù)過多或金字塔胞體個數(shù)過多導致計算量幾何倍數(shù)增加，給優(yōu)化求解帶來困難。因此初設高度h范圍為30～50 mm。因為高度h變化會使參數(shù)化模型的層數(shù)變化，導致參數(shù)化模型拓撲結構改變，參數(shù)化模型無法自動更新，且若h作為連續(xù)變量也會導致優(yōu)化設計的樣本點數(shù)翻倍，使計算樣本增加過多，難以通過軟件求解，為此對高度h進行分級優(yōu)化，即選取高度h為30，40，50 mm三個等級。然后依次研究立足直徑和跨度連續(xù)變化情況下的最優(yōu)結果，最后對比分析各種高度時最優(yōu)解的吸能性后挑選得到最終最優(yōu)參數(shù)。

根據(jù)吸能構件行程長度L和金字塔胞體的高度h設計吸能構件的整體結構。如圖4（a）所示，當胞體高度h=30 mm時，吸能單元之間的隔板厚度不能過薄，否則壓縮時金字塔結構未壓縮變形而隔板先變形導致結構失效，同時為了提高金字塔胞體層數(shù)，提高最大吸能，設置隔板的厚度為15 mm，整個吸能構件的金字塔胞體層數(shù)為8，吸能構件的高度為345"mm，小于350 mm。當胞體高度h=40 mm時，設置隔板的厚度為20 mm，整個吸能構件的金字塔胞體層數(shù)為6，吸能構件的高度為340 mm，小于350"mm。當胞體高度h=50 mm時，設置隔板的厚度為20 mm，整個吸能構件的金字塔胞體層數(shù)為5，吸能構件的高度為330 mm，小于350 mm。

優(yōu)化設計時利用Workbench軟件中的顯示動力學分析模塊對吸能構件的沖擊吸能性進行仿真分析。將建立的三維參數(shù)化模型導入分析模塊中，吸能構件的材料為鋼，其密度為7830 kg/m3，通過Johnson Cook本構模型模擬材料硬化屬性［16］，該材料的初始屈服應力為792 MPa，硬化常數(shù)為510 MPa，硬化指數(shù)為0.26，應變速率常數(shù)為0.014，熱軟化指數(shù)為1.03［16］。有限元分析模型如圖5所示，模型中包含吸能構件和沖擊壓板兩個結構，設置壓板為剛體，吸能構件為柔性體，圖中網(wǎng)格大小為10"mm，根據(jù)文獻［3］可知，沖擊地壓的沖擊速度范圍為5～15"m/s，為研究最大沖擊情況下的安全性，壓板豎直向下的沖擊速度為15 m/s，在吸能構件底部的底面添加固定約束（如圖5所示）。為了提高優(yōu)化效率，將分析時長設為0.005 s，在軟件中添加塑性變形吸能分析選項和支撐力分析選項，再通過插入命令的方式設定支撐力均值與支撐力峰值之比為支撐力波動系數(shù)。同時將仿真分析結果的總吸能f1（a，d）、支撐力峰值f2（a，d）、支撐力均值f3（a，d）及支撐力波動系數(shù)f4（a，d）設為輸出變量。

利用軟件的Direct Optimization模塊進行優(yōu)化設計，將該模塊與沖擊吸能仿真模塊關聯(lián)，設總吸能f1（a，d）、支撐力均值f3（a，d）、支撐力波動系數(shù)f4（a，d）為優(yōu)化目標函數(shù)。該優(yōu)化設計是為尋找使得吸能構件的整體吸能最大且具有較好的支撐效果的最優(yōu)結構參數(shù)，因此f1（a，d），f3（a，d）兩個優(yōu)化目標函數(shù)越大越好，f4（a，d）優(yōu)化目標函數(shù)越小越好。結構的支撐力峰值f2（a，d）應在4980～5810 kN范圍內(nèi)，設置f2（a，d）為約束條件。由此可以得到該優(yōu)化設計的數(shù)學模型為：

（4）

式中" F（a，d）為綜合優(yōu)化目標函數(shù)，該優(yōu)化目標取最小值，因此將f1（a，d），f3（a，d）取負值；β1，β2，β3為權重系數(shù)，裝置總體吸能大小決定能夠抵抗沖擊地壓的強度，因此相對比較重要，所以β1=0.5，β2和β3為0.25。

優(yōu)化設計時選擇優(yōu)化方法為MOGA（遺傳算法），該算法適合多目標多變量優(yōu)化。設置初始計算樣本數(shù)為20，最大允許帕累托百分比為70%，候選優(yōu)化結果個數(shù)為1，當高度h為30 mm時，各樣本性能如圖6和7所示，圖中橫坐標為每個樣本的編號，縱坐標為樣本性能。如圖7所示，位于藍色和紅色虛線內(nèi)的樣本點是支撐力符合要求的樣本，再根據(jù)圖6就可以確定樣本點的吸能大小。

3.2 優(yōu)化結果

優(yōu)化軟件采用最小二乘法對仿真得到的100個數(shù)據(jù)樣本進行擬合，得到優(yōu)化目標函數(shù)F（a，d）的變化趨勢，再利用MOGA算法進行優(yōu)化求解，得到三種胞體高度時的參數(shù)優(yōu)化結果如表1所示。

4 優(yōu)化結果性能分析

根據(jù)表1數(shù)據(jù)對吸能構件建模并進行完整壓縮吸能特性仿真分析。仿真時模型的材料參數(shù)、網(wǎng)格設置、約束條件及速度載荷與第3節(jié)優(yōu)化時相同。

當高度h為30 mm時，吸能構件的支撐力歷程曲線和吸能歷程曲線分別如圖8和9所示。仿真分析時研究了15 m/s的最大沖擊時支撐力的變化，由圖8可知，剛壓縮時吸能構件瞬時沖擊最大，結構的應變率效應影響最明顯，產(chǎn)生的支撐力峰值也較大，高達5745.8"kN，之后應變率效應影響迅速減小，支撐力也迅速減小，降為峰值的1/2左右。吸能構件的支撐力峰值位于4980～5810 kN之間，符合要求。隨著吸能構件逐漸壓縮，支撐力也略微上升，當壓縮位移為112.5 mm時，吸能構件開始被壓實，支撐力曲線出現(xiàn)拐點，之后支撐力迅速上升。當壓縮位移為119.4"mm時，吸能構件支撐力達到5810 kN，達到許用最大支撐力。繼續(xù)壓縮吸能構件會導致支撐力過大、支架其他結構損壞。各典型壓縮位移時吸能構件的壓縮變形如圖8所示。分析可知吸能構件在0～119.4 mm內(nèi)壓縮位移是有效行程，根據(jù)圖9可知有效行程內(nèi)的有效吸能大小為296.82 kJ。計算得到該優(yōu)化結果的支撐力均值為2485.93 kN，支撐力波動系數(shù)為2.31。壓縮位移為119.4 mm時，吸能構件的應力云圖如圖10所示。由圖10可知，該時刻吸能構件的最大應力為1142 MPa，最大應力主要位于金字塔胞體上，且根據(jù)圖可以看出，每層金字塔胞體已經(jīng)完全彎曲變形，金字塔胞體立足已與隔板貼合。

當高度h為40 mm時，吸能構件的支撐力歷程曲線和吸能歷程曲線分別如圖11和12所示。根據(jù)圖11可知，剛壓縮時結構出現(xiàn)支撐力峰值，大小為5255.1 kN，位于4980～5810 kN之間，符合要求。當壓縮位移為112.6 mm時支撐力曲線出現(xiàn)拐點，當壓縮位移為116 mm時達到最大許用支撐力為5810"kN。各典型壓縮位移時吸能構件的壓縮變形如圖11所示。根據(jù)圖12可知有效壓縮位移內(nèi)吸能構件的吸能大小為534.78 kJ。計算得到該優(yōu)化結果的支撐力均值為4610.17 kN，支撐力波動系數(shù)為1.14。提取壓縮位移為116 mm時吸能構件的應力云圖如圖13所示，吸能構件的最大應力為1179.2 MPa。

當高度h為50 mm時，吸能構件的支撐力歷程曲線和吸能歷程曲線分別如圖14和15所示。根據(jù)圖14可知，剛壓縮時結構出現(xiàn)支撐力峰值，大小為5755 kN，位于4980～5810 kN之間，符合要求。當壓縮位移為128.6 mm時支撐力曲線出現(xiàn)拐點，當壓縮位移為150.04 mm時達到最大許用支撐力5810"kN。各典型壓縮位移時吸能構件的壓縮變形如圖14所示。根據(jù)圖15可知有效壓縮位移內(nèi)吸能構件的吸能大小為627.5 kJ。計算得到該優(yōu)化結果的支撐力均值為4182.22 kN，支撐力波動系數(shù)為1.38。提取壓縮位移為150.04 mm時吸能構件的應力云圖如圖16所示，吸能構件的最大應力為1155.8"MPa。

比較可知，三個方案的支撐力峰值均滿足要求。方案二和方案三的支撐力均值均達到4000 kN以上，支撐力波動系數(shù)均在1.4以下。比較方案二和方案三的總吸能量可知，方案三比方案二高92.72"kJ。對于吸能構件而言，總吸能大小代表支架能夠抵抗沖擊地壓的強度，因此高吸能性尤為重要，所以方案三為最優(yōu)方案。最優(yōu)方案的具體結構為：金字塔胞體高h=50 mm，立足的直徑d為14.6"mm，立足的跨度a為34.6 mm，隔板厚度為20"mm，整個吸能構件層數(shù)為5層，吸能構件高度為330 mm。

5 試驗分析

5.1 相似比分析

利用3D打印技術制造單層吸能單元模型，采用等比例縮小的方式進行加工，本文的試驗模型等比例縮小3倍，打印的實物如圖17所示?？s小后模型的尺寸參數(shù)為：金字塔胞體高度為16.7 mm；立足直徑為4.9 mm；跨度為11.5 mm；胞體直接打印到試件底板上固定，底板與液壓機底座接觸并固定使其幾乎不發(fā)生變形，因此制造試驗實物時在不影響試驗結果的情況下適當減小了底板厚度，底板厚度為3"mm；底板的外徑為76.7 mm。

根據(jù)相似理論，試驗模型應與實際模型幾何相似，因此在制造試驗模型時點陣結構應該等比例縮小，且打印使用材料與仿真材料相同。

采用量綱分析法研究實際吸能與試驗吸能的相似比。分析可知與吸能量Q相關的主要物理量包括：彈性模量E，壓縮位移δ，支撐力F，材料密度ρ，幾何尺寸L，壓縮時間T。取材料密度ρ、幾何尺寸L、壓縮時間T為基本量綱。則相關物理量的量綱關系如表2所示。

根據(jù)π定理可知：

（5）

式中" π為因子；α，b，c，d，e，f，g為指數(shù)。

量綱矩陣如表3所示。

由表3可得指數(shù)關系方程：

（6）

根據(jù)方程（6）計算得到π矩陣如表4所示。表4中每一列構成一個π因子，則相似準則表達式為：

，，，，由相似邊界條件可知：幾何尺寸相似比；因3D打印試件材料內(nèi)部是密實的，只有個別局部存在氣孔，且3D打印使用的原材料為鋼粉，與實際鋼密度相同，所以實際模型的密度與試驗試件密度基本相同，密度相似比；因為實際壓縮位移是試驗的3倍，所以壓縮時間相似比。

根據(jù)相似第一定理可知相似因子具有恒值性，因此π4為：

（7）

式中" 下標“y”表示原始模型相關物理量；下標“s”表示縮小后試驗模型相關物理量。

根據(jù)式（7）計算得到吸能量的相似比=27。

5.2 試驗過程及結果

沖擊地壓的速度為5～15 m/s，介于高速沖擊和準靜態(tài)之間，霍普金森桿沖擊試驗機速度太高且對試驗試件的形狀尺寸有嚴格要求，該試驗試件不滿足要求，所以不適合用于該試驗?？紤]到萬能液壓機可以適應不同形狀尺寸的試件，且能實時記錄并儲存試件的壓縮?位移曲線以便于后續(xù)處理，同時經(jīng)濟性也比較好，因此采用萬能液壓機進行壓縮吸能試驗。試驗時采用液壓機的最大壓縮速度為5 mm/min。壓縮時試件的變形如圖18所示，圖18（a）為試件初始壓縮，圖18（b）為試件的金字塔立足已經(jīng)被壓縮彎曲，圖19為試件完全壓潰后的形貌。

試件的支撐力曲線如圖20所示。根據(jù)圖20可知，其支撐力在壓縮后迅速增加，當壓縮位移達到2"mm左右時出現(xiàn)明顯的平臺區(qū)，正是由于平臺區(qū)的出現(xiàn)保證了吸能單元在幾乎穩(wěn)定的支撐力下實現(xiàn)持續(xù)的讓位吸能，當壓縮位移為10 mm時試件被壓實，支撐力迅速上升，因此試件的有效壓縮位移為0～10 mm。在壓縮過程中A點的支撐力略微降低是因為該時刻部分立足與隔板連接斷開（如圖19所示）導致支撐力減小。比較圖20和14可知，圖20在剛壓縮時沒有出現(xiàn)支撐力峰值，這是因為壓縮試驗為準靜態(tài)所以沒有應變率效應影響，從整體上看兩圖的變化趨勢基本一致，證明了仿真的可靠性。

根據(jù)圖20的壓縮位移?支撐力曲線計算得到吸能單元的總吸能曲線如圖21所示，可知試驗吸能變化趨勢與仿真結果一致，單層吸能單元的有效吸能為4.18716 kJ。

根據(jù)吸能相似比可知，原尺寸單層吸能單元的有效吸能為4.18716×33=113.05332 kJ，又因吸能構件為5層，所以整個吸能構件的總吸能為565.2666 kJ，與仿真結果627.5 kJ的相對誤差僅為-9.92%。根據(jù)圖20和21可知，試驗試件在10 mm被壓實，根據(jù)相似比可知原尺寸吸能單元的有效壓縮位移為10×3=30 mm，同時考慮到吸能構件為5層，所以原尺寸吸能構件的有效壓縮位移為30×5=150"mm，與仿真結果的有效壓縮位移基本一致。

分析試驗總吸能和仿真總吸能產(chǎn)生誤差的原因是由于試驗模型是通過金屬3D打印制造，其內(nèi)部的微觀組織結構不同于熱處理后的工程鋼，其強度和韌性要小，進而導致與仿真結果存在誤差且試驗結果略小，但總體上相對誤差較小，證明了仿真和設計的有效性。同時，傳統(tǒng)薄壁結構吸能構件的吸能大小在400 kJ左右［7，9，11?12，14］，點陣結構吸能構件的吸能性提高了50%以上，因此證明了該吸能構件的優(yōu)越性。

6 結" 論

（1）針對ZHDF4150/31/40型吸能液壓支架設計了金字塔點陣吸能構件，分別優(yōu)化了高度為30，40，50 mm時金字塔胞體的立足直徑和跨度，確定了最佳金字塔胞體結構參數(shù)為：高度為50 mm，立足直徑為14.6 mm，立足跨度為34.6 mm。

（2）分別通過仿真和試驗研究了結構參數(shù)最優(yōu)時的吸能構件吸能性，其中吸能構件的仿真結果為627.5 kJ，試驗結果為565.2666 kJ，二者相對誤差僅為-9.92%，證明了優(yōu)化設計的有效性。

（3）金字塔點陣吸能構件比傳統(tǒng)薄壁結構等吸能構件的吸能量提高50%以上，支撐力均值大且支撐力波動系數(shù)較小，證明了該吸能構件的優(yōu)越性。

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Optimization and experimental analysis of pyramid lattice energy absorption device of energy absorption hydraulic support

SHEN Jia?xing1，2， PAN Zi?hao2， LENG Yue?feng2， XU Ping2， Fan Zhong?hai2

（1.Research Institute of Technology and Equipment for the Exploitation and Utilization of Mineral Resources， Liaoning Technical University， Fuxin 123000， China； 2.School of Mechanical Engineering， Liaoning Technical University， Fuxin 123000， China）

Abstract： In order to improve the energy absorption and safety of the energy absorption hydraulic support， a multi-layer lattice energy absorption device is designed. The basic structure of pyramid lattice energy absorption device is designed according to the structure and energy absorption space of energy absorption support column. The maximum energy absorption of the energy absorption device， the maximum mean of the support force within the allowable range， and the minimum fluctuation coefficient of the support force are taken as the optimization objective function， the base diameter and span of the pyramid cell are taken as the optimization design variables， and the constraint conditions are taken as the peak and mean of the support force of the energy absorption device within the allowable range. The Workbench software is used to optimize the structural parameters of the energy absorption device with the pyramid height of 30 mm， 40 mm and 50 mm respectively. Three groups of optimization solutions are obtained and the optimal structural parameters are determined by comparative analysis. The single-layer energy absorption device with the optimal parameters reduced in the compression experiment was used for experimental analysis， and the results show that the absorption energy is 4.18716 kJ. The calculated energy absorption energy of the original single-layer energy absorption device is 113.05332 kJ， and the energy absorption energy of the whole energy absorption device is 565.2666 kJ. The relative error between the experimental results and the simulation results is only -9.92%. The energy absorption capacity of the new energy absorption device is at least 50% higher than that of the traditional thin-wall structure energy absorption device， which proves the effectiveness of the optimized design and the high energy absorption capacity of the energy absorption device.

Key words： energy absorption support；pyramid structure；lattice energy absorption device；security

作者簡介： 沈佳興（1990―），男，博士，副教授。E?mail：329833309@qq.com。