仿蝦螯結構薄壁管設計及耐撞性分析*

楊 欣，范曉文,，許述財，黃 晗，霍 鵬,

（1. 河北農業(yè)大學機電工程學院，河北 保定 071000；2. 清華大學汽車安全與節(jié)能國家重點實驗室，北京 100084）

提高吸能元件的耐撞性能可有效提高車輛在碰撞事故中的安全性，薄壁吸能結構在沖擊載荷下通過折疊、彎曲等塑性變形方式可有效吸收和耗散沖擊動能，其耐撞性受材料、結構、受載方式等因素影響[1]。除普通方管、圓管外，研究者們設計出了蜂窩鋁、多晶胞薄壁管、功能梯度厚度管等具有優(yōu)異耐撞性能的薄壁結構[2]。王博等[3]、郝文乾等[4]在普通方管管壁上引入折角，設計出預折紋管，有效地降低了管的峰值載荷，減小了沖擊力的波動幅度，增大了管的有效塑性變形體積，提高了管的吸能效率。韓會龍等[5]設計了具有負泊松比特性的節(jié)點層級蜂窩材料，研究發(fā)現(xiàn)，較正方形蜂窩，其動態(tài)承載能力和能量吸收能力明顯提高。李松晏等[6]研究了由泡沫鋁填充的不同圓角半徑和厚度的帶圓角方管的耐撞性，發(fā)現(xiàn)填充了泡沫鋁的大圓角半徑的厚管緩沖吸能效果明顯增強。Najafi 等[7]研究了多種具有角元素的多胞元薄壁鋁管在軸向沖擊載荷下的壓潰吸能特性，推導出了平均擠壓力的計算公式，并分析了胞元結構對管沖擊特性的影響。Fang 等[8]向多單元管中引入功能梯度厚度（functionally graded thickness，F(xiàn)GT）的結構特征，發(fā)現(xiàn)FGT 對多胞管的耐撞性有顯著的影響。

實際碰撞事故中，吸能結構很少發(fā)生單一軸向或徑向壓潰，多為斜向壓潰，斜向載荷會使管的壓潰穩(wěn)定性和吸能性能顯著降低。因此，研究者們研發(fā)了多種抗斜向沖擊薄壁結構。Li 等[9]比較了斜向沖擊載荷下FGT 管、錐形均勻厚度(tapered uniform thickness，TUT)管和直均勻厚度(straight uniform thickness，SUT)管的吸能性能，發(fā)現(xiàn)梯度指數為2 的FGT 管在斜向沖擊工況下的吸能性能最優(yōu)，且隨沖擊載荷角度的增大，較TUT 管和SUT 管，F(xiàn)GT 管仍保持良好的吸能性能。亓昌等[10]分析了軸對稱錐形多胞薄壁方管的長徑比、壁厚和錐度對其斜向沖擊吸能特性的影響，并擬合出了可用于預測其在斜向沖擊下比吸能和沖擊峰值力的解析公式。高強等[11]設計了新型橢圓形泡沫填充管，采用有限元法分析了橢圓向心率、壁厚和泡沫鋁密度等參數對其斜向沖擊吸能特性的影響，發(fā)現(xiàn)減小向心率可降低其峰值沖擊力并提高其比吸能，峰值沖擊力隨著泡沫密度的增大而增大。

近年來，隨著工程仿生技術的發(fā)展[12]，通過結構仿生已設計了多種仿生薄壁吸能管。鄒猛等[13]基于牛角結構特征，設計了仿牛角結構錐形薄壁管，仿真結果表明其比吸能比普通錐管高1.8 倍。受竹材截面微觀結構和竹節(jié)啟發(fā)，Song 等[14]設計并研究了不同的仿竹結構薄壁結構，發(fā)現(xiàn)竹截面結構可有效提高薄壁結構的耐撞性能。Yin 等[15]等基于木賊類植物的莖設計了6 種不同截面結構的仿生管，采用有限元法研究了在軸向及徑向載荷下6 種管的耐撞性能，發(fā)現(xiàn)仿生管的壁厚、內壁直徑及晶胞數對其耐撞性能有顯著影響。

本文中，將以仿蝦螯結構薄壁管為研究對象，對不同晶胞數的仿生管進行軸向和斜向載荷工況下的仿真分析，重點探討其斜向沖擊載荷下的變形模式和吸能特性。

1 仿蝦螯薄壁管設計

1.1 仿生原型分析

蝦螯是雀尾螳螂蝦的捕食器官，外形呈錘型，其錘部截面呈紡錘狀，由前部類水晶物質層、后部平行纖維結構層和連接兩部分的中部軟組織層3 部分組成[16]，如圖1 所示。捕食時螳螂蝦用前錘部以高達23 m/s 的速度在任意方向敲擊獵物外殼，瞬時沖擊力超過700 N，紡錘形結構使蝦螯有效地吸收來自各方向的沖擊動能，具有良好的吸能特性，避免了結構的損壞[17]。

分析蝦螯的受載條件后發(fā)現(xiàn)，其與薄壁管有以下相似性：

（1）載荷相似性。車輛受到外部撞擊時，薄壁管可能受到任意方向的沖擊載荷。同樣，螳螂蝦用蝦螯擊碎獵物軀殼時，蝦螯也可能承受來自任意方向的沖擊載荷。

（2）功能相似性。薄壁管的功能是承受外部的沖擊載荷并吸收沖擊動能，而蝦螯的功能也是承受沖擊獵物硬殼時的沖擊載荷并吸收沖擊動能。

因此，選取蝦螯錘部作為仿生原型，對薄壁管的結構進行優(yōu)化設計。

圖 1 蝦螯截面結構Fig. 1 The structure of the cross section of the chela

1.2 仿生管設計

提取蝦螯截面結構外輪廓線后發(fā)現(xiàn)其外輪廓由前部橢圓弧與后部兩條切線組成，考慮到輕量化設計和加工成本，將蝦螯簡化為前部橢圓弧和后部2 條切線。如圖2 所示，將簡化后的結構應用于普通圓管（circular tube，CT）的截面中，由于蝦螯前部和后部由中部軟組織層連接，因此增加中間管作為連接管，并增加內管連接后部，形成仿蝦螯截面的晶胞結構。當普通圓管管長與管壁厚之比小于50 且管長與管直徑之比小于3 時，其發(fā)生軸向壓潰時可維持穩(wěn)定的環(huán)形漸進疊縮變形模式[2]?？紤]實際應用，將具有仿蝦螯截面晶胞結構的仿生管（bionic tube, BT）的長度H、外管直徑D1、壁厚t 分別定為160、70、1.5 mm。作為中間連接管，外管直徑D1與中間管直徑D2之差和中間管直徑D2與內管直徑D3之差相等，合理設計后將中間管直徑D2與內管直徑D3分別定為44 mm 和18 mm，如圖3所示。

根據晶胞單元數目將BT 分為2、3、4、5 和6 晶胞管，分別以BT-2、BT-3、BT-4、BT-5 和BT-6 表示，以長度、壁厚、外徑相同的CT 作為對照管。因下文所采用的耐撞性指標為比吸能，計算時管的質量被消掉，所以不再對不同晶胞數的BT 進行等質量化處理。各BT 的截面結構如圖4 所示。

圖 2 晶胞結構Fig. 2 The structure of a cell

圖 3 仿生管的結構及尺寸Fig. 3 The structure and size of a bionic tube

圖 4 具有不同晶胞數的仿生管(BT)的截面結構圖Fig. 4 Cross-sectional structures of bionic tubes (BTs) with different cell numbers

2 仿蝦螯薄壁管仿真分析

2.1 有限元模型建立

在Hypermesh 軟件中建立2～6 晶胞的BT 及CT 的有限元模型。管的材料選擇為AA6061 鋁合金，其密度ρ 為2.73 × 103kg/m3，彈性模量E 為71 GPa，泊松比μ為0.3，屈服強度σs為240 MPa，伸長率σb為19%。賦予模型對應AA6061 鋁合金的MATL24 材料特性，模型有限元網格邊長為2 mm[6-8]。在BT 的自由端設置質量為200 kg、沖擊速度為10 m/s 的剛性墻（試驗室落錘試驗臺的落錘質量為186 kg且下落高度為10 m，其最大沖擊動能遠大于所設置的剛性墻的沖擊動能，可通過調節(jié)落錘下落高度控制其沖擊速度以使落錘沖擊動能與剛性墻沖擊動能相同），在BT 的固定端施加約束以固定BT。剛性墻沖擊角度α 設定為0°（軸向）、10°、20°和30°[18]。將導出的K 文件導入LS-DYNA 中進行仿真計算。進行全因素仿真試驗的結果表明，較對BT 其他位置進行軸向和斜向沖擊，正對BT 晶胞位置進行軸向和斜向沖擊時，BT 的耐撞性能最優(yōu)（耐撞性評價指標及加權評價方法在下文給出）。因此，下文只描述了正對晶胞位置沖擊的仿真試驗結果分析。仿真試驗中，剛性墻的沖擊方向和沖擊角度與對BT 晶胞沖擊的位置如圖5 所示。

2.2 耐撞性指標

衡量吸能結構耐撞性的參數[19]主要包括：

(1)比吸能(specific energy absorption), Ea,s

Ea,s是單位質量的薄壁管吸收的能量，是衡量能量吸收能力的重要參數，其表達式為：

圖 5 仿生管的有限元模型Fig. 5 The finite element model for the bionic tube

式中：m 為薄壁管的總質量，Ea為沖擊過程中薄壁管吸收的能量。

(2)平均載荷Fm和峰值載荷Fp

Fm是整個沖擊過程中沖擊載荷的平均值，其表達式為：

式中：x 為沖擊過程中薄壁管的有效變形位移。

Fp是壓潰過程中的最大載荷，反映薄壁管的最大過載情況。設計薄壁管時應盡量減小峰值載荷，避免過高的沖擊加速度對乘員造成生命危險。

η 是平均載荷與峰值載荷之比，其數值越大，表明薄壁管載荷波動越小，吸能效率越高，其表達式為：

2.3 有限元模型可靠性驗證

由于仿真試驗中，仿生管的數值計算在理想條件下進行，而實際工況中BT 的耐撞性能是否與仿真結果一致，需通過實物試驗進行驗證。

圖6 為BT 有限元模型可靠性驗證的方案流程圖。首先確定BT 的結構和參數，選用BT-4進行實物驗證試驗，其長度為160 mm，壁厚為1.5 mm，外管、中間管和內管直徑分別為70、44 和18 mm。使用軟件Hypermesh 建立BT-4 的有限元模型，網格大小為2 mm×2 mm。所制作的BT-4 樣件的材料為AA6061 鋁合金，其尺寸與有限元模型的尺寸完全一致，如圖7 所示。采用落錘式沖擊試驗機對BT-4 樣件進行沖擊試驗，如圖8 所示，落錘的質量為186 kg，最大掉落高度為10 m，最大沖擊速度為14 m/s。仿真與實物試驗中BT-4的工況均為軸向沖擊，通過設定落錘與BT-4 樣件的垂直高度來確定落錘與BT-4樣件接觸時的初始沖擊速度。為保證仿真試驗中剛性墻與實物試驗中落錘的沖擊動能相同，通過計算得到落錘與BT-4 樣件的垂直高度應設定為5.48 m（仿真試驗中剛性墻的質量設定為200 kg，沖擊速度為10 m/s），即落錘與BT-4 樣件接觸時的初始沖擊速度為10.37 m/s。

圖 6 BT 有限元模型可靠性驗證流程圖Fig. 6 Reliability verification flow chart of the finite element model for BT

圖9 為BT-4 的仿真試驗與實物試驗的載荷（F）-位移（x）曲線對比圖。從圖9 可發(fā)現(xiàn)，通過仿真試驗與實物試驗得到的BT-4 的2 條F-x 曲線的變化趨勢基本一致，其波峰和波谷的數量、位置及所對應的載荷值相差較小。仿真試驗和實物試驗得到BT-4 的Fm、Fp、η 分別為82.67 kN、152.35 kN、54.26%和89.23 kN、168.66 kN、52.90%，誤差分別為7.3%、9.6%、2.5%。BT-4 的仿真試驗與實物試驗的對比結果驗證了BT-4 的仿真試驗的可靠性。

圖 7 BT-4 樣件Fig. 7 Samples of BT-4

圖 8 落錘沖擊試驗機Fig. 8 Drop hammer impact tester

圖 9 BT-4 的仿真與實物試驗的載荷-位移曲線對比Fig. 9 Comparison of load-displacement curves between simulation and physical test for BT-4

2.4 仿真結果分析

2.4.1 仿生管變形模式分析

在壓潰過程中，薄壁管通過發(fā)生塑性變形來吸收沖擊動能，其結構的設計應保證其受沖擊時發(fā)生穩(wěn)定的漸進疊縮變形，且避免發(fā)生歐拉彎曲變形。隨斜向沖擊角度的增大，薄壁管總經歷由漸進疊縮變形模式轉變?yōu)闅W拉彎曲變形模式，最終發(fā)生坍塌變形的過程，而轉變起始角度越大，發(fā)生坍塌時間越晚，其斜向沖擊承受范圍越廣[18]。

圖10 為2～6 晶胞的BT 和CT 在不同沖擊角度下的變形模式。由圖10 可知，軸向沖擊和10°角沖擊時，BT 截面的仿生結構使其受到的沖擊載荷均勻分布，隨著沖擊位移的增大，折疊數量逐漸增多，各仿生管均發(fā)生穩(wěn)定的漸進疊縮變形模式。但軸向沖擊時，CT 上端發(fā)生漸進疊縮變形的同時，管身發(fā)生傾斜，且底端也出現(xiàn)折疊變形，變形穩(wěn)定性差。10°角沖擊時，由于BT-3 特殊的截面結構，在壓潰中發(fā)生2 次大幅度疊縮變形。20°角沖擊時，BT-4、BT-5、BT-6 均由漸進疊縮變形轉變?yōu)闅W拉彎曲變形，最終發(fā)生坍塌變形，導致其能量吸收量大幅降低，而BT-2、BT-3 則呈現(xiàn)漸進疊縮變形模式。30°角沖擊時，所有管均經歷漸進疊縮變形、歐拉彎曲變形及坍塌變形的過程，且BT 的晶胞越多，發(fā)生坍塌的時間越早。

有學者認為作為移動互聯(lián)網時代的網絡編輯，要提升信息產品的原創(chuàng)力與掌控力、平臺適應力與創(chuàng)新力以及與信息用戶的親和力[18]。作為新時代的網絡內容編輯，不僅要精通網絡信息內容的生產和制作，而且要懂得如何設計和營銷信息內容，使內容信息能夠促進行業(yè)企業(yè)的生產經營，提高網絡信息的應用價值，擴大信息的傳播力和影響力，在為社會傳播正能量、促進社會經濟發(fā)展的同時，有效促進網絡媒介自身的經濟發(fā)展。

圖 10 不同沖擊角度（由左至右分別為0°、10°、20°和30°）下2～6 晶胞的BT 和CT 的變形模式Fig. 10 Deformation modes of the BTs with 2?6 cells and CTs under impact angles of 0°, 10°, 20° and 30° from left to right

2.4.2 仿生管吸能特性分析

表1 列出了2～6 晶胞BT 和CT 在不同角度(α)沖擊載荷下的Ea、m 及Ea,s的仿真試驗值。圖11為2～6 晶胞的BT 和CT 在不同沖擊角度下的比吸能（Ea,s）-位移（x）曲線，x 取100 mm。

表 1 2～6 晶胞BT 和CT 在不同角度沖擊載荷下的Ea、m 及Ea,s 的仿真試驗值Table 1 Simulation test values of Ea, m and Ea,s of BTs with 2?6 cells and CTs under different-angle impact loads

由表1 和圖11可知，不同沖擊工況下，各晶胞數的BT 的Ea,s均高于CT 的。軸向和10°角沖擊時：2～6 晶胞的BT 的Ea,s較接近，但遠高于CT 的Ea,s；所有管中，BT-6 的Ea,s最大，分別為32.23 kJ/kg 和29.78 kJ/kg，較BT 中Ea,s最小的BT-2 分別提高19.55% 和22.65%，但較CT 分別提高了104.37%、112.71%?？梢姡茌S向和10°角沖擊時，BT 具有優(yōu)異的吸能特性。20°角沖擊時，BT-2、BT-3 在有效變形范圍內始終保持良好的變形穩(wěn)定性，未發(fā)生歐拉彎曲變形，表現(xiàn)出良好的吸能能力，其Ea,s分別為22.06 kJ/kg 和23.66 kJ/kg，較CT 分別提高了106.17%和121.12%。而BT-4、BT-5 和BT-6 分別在壓縮位移為54、38 和40 mm 時發(fā)生歐拉彎曲變形，其Ea,s-x 曲線斜率明顯減小，表明其吸能能力大幅降低。CT 雖未發(fā)生歐拉彎曲變形，但其Ea,s僅為10.7 kJ/kg，吸能能力較弱，導致其Ea,s明顯低于其他BT，表現(xiàn)出較差的吸能特性。30°角沖擊時，各管均經歷了漸進疊縮變形模式轉變?yōu)闅W拉彎曲變形模式的過程，吸能能力顯著降低，Ea,s-x 曲線的斜率均先增大后減小。此時各BT 的Ea,s仍均高于CT 的，其中BT-2 的比吸能最高，為9 kJ/kg，較CT 的提高了34.93%。

圖 11 不同沖擊角度下2～6 晶胞的BT 和CT 的比吸能-位移曲線Fig. 11 Specific energy absorption-displacement curves of the BTs with 2?6 cells and CTs under different impact angles

表2 列出了2～6 晶胞BT 和CT 在不同角度沖擊載荷下的Fm、Fp及η 的仿真試驗值。圖12 為2～6 晶胞的BT 和CT 在不同沖擊角度下的載荷（F）-位移（x）曲線，x 取100 mm。

由表2 和圖12 可知，各沖擊角度下，BT 的Fp和Fm均高于CT 的，且隨晶胞數的增加而增大。這是由于BT 的橫截面具有多晶胞結構，壓潰過程中參與塑性變形的結構增多，使其抵抗沖擊變形的能力增強。0°角（軸向）沖擊時BT-5 和10°角沖擊時BT-6 的η 最高，分別為56.85%和85.37%，分別較同工況下的CT、BT-2 的高114.77%和28.34%、16.8%和5.2%，但BT-5、BT-6 較BT-2 的Fp和Fm過高。20°角沖擊時，BT-2 的η 最高，為77.88%，比CT 的高22.3%。30°角沖擊時，CT 的η 在所有薄壁管中最高，為50.37%；而BT 中BT-2 的η 最高，BT-6 的最低，分別為50.25%、45.04%；但CT 的η 僅比BT-2 和BT-6 的η 分別高0.2%和11.8%，BT 依然呈現(xiàn)良好的耐撞性能。不同沖擊角度時，BT-2 的載荷波動最平穩(wěn)。10°角沖擊時，BT-3 由于其特殊的截面結構，在50～70 mm 與80～100 mm 兩段位移中發(fā)生大幅度折疊變形，導致載荷出現(xiàn)大的波動，且在20°沖擊時，其載荷波動最大。

表 2 2～6 晶胞BT 與CT 在不同角度沖擊載荷下的Fm、Fp 及η 的仿真試驗值Table 2 Simulation test values of Fm, Fp and η of BTs with 2?6 cells and CTs under different-angle impact loads

圖 12 不同沖擊角度下2～6 晶胞的BT 和CT 的載荷-位移曲線Fig. 12 Force-displacement curves of the BTs with 2?6 cells and CTs under different impact angles

3 仿生管最優(yōu)結構選取

在不同角度的沖擊工況下，5 種BT 的耐撞性能各存在優(yōu)勢角度區(qū)和劣勢角度區(qū)，其耐撞性能受多個評價指標的綜合影響，因此，以變形模式和多個評價指標的加權組合的權值來綜合評價不同結構的BT 的耐撞性能，獲取最優(yōu)結構的BT。

BT 由漸進疊縮變形模式轉變?yōu)闅W拉彎曲模式的區(qū)間長度受沖擊角度和轉變時間的綜合影響，BT 所能承受的最大沖擊角度越大、轉變時間越長，其承受的斜向沖擊角度區(qū)間越大。為探求不同晶胞數結構的BT 由漸進疊縮變形轉變?yōu)闅W拉彎曲變形和坍塌變形的極限角度與轉變區(qū)間，在(10～30)°斜向沖擊角度內，以2°為間隔進一步開展仿真試驗。

圖13 為各晶胞數BT 在相同壓潰位移內的最大比吸能（Ea,s,max）- 沖擊角度（α）曲線。由圖13 可知，沖擊角度小于20°時，BT-2 的Ea,s,max-α 的曲線斜率保持不變。這是由于沖擊角度小于20°時，BT-2 保持穩(wěn)定的漸進疊縮變形模式，在相同壓潰時間內，其Ea,s,max隨沖擊角度的增大而減小。沖擊角度為(20～24)°時，曲線斜率迅速降低，這是由于BT-2 由漸進疊縮變形模式逐漸轉變?yōu)闅W拉彎曲模式，且最終發(fā)生坍塌變形。歐拉彎曲變形模式下，BT 的能量吸收量降低，較漸進疊縮變形模式時，其Ea,s,max大幅減小。沖擊角度大于24°時，BT-2 總逐步發(fā)生3 種變形，Ea,s,max隨沖擊角度的增大而減小。而BT-3、BT-4、BT-5 和BT-6 的轉變區(qū)間分別為(20～22)°、(18～22)°、(18～20)°和(18～20)°，因此，BT-2 的斜向變形穩(wěn)定性最優(yōu)，且隨晶胞的增加，BT 斜向變形穩(wěn)定性降低。

圖 13 各晶胞數BT 的最大比吸能-沖擊角度曲線Fig. 13 Maximum specific energy absorption-impact angle curves of BTs with different number of cells

由于5 種BT 的耐撞性指標各存在優(yōu)勢角度區(qū)和劣勢角度區(qū)，因此將評估指標定義為Fp、Ea,s和η 的加權組合，以全面考慮這3 種指標對不同晶胞數BT 耐撞性能的影響，加權公式為：

圖14 為所有BT 在0°、10°、20°和30°角碰撞條件下的W 值。由圖14 可知，軸向沖擊時，BT-2 的權值略低于其他BT，但在10°、20°及30°角沖擊時，BT-2 的權值均明顯高于其他BT。

綜上所述，BT-2 在軸向和斜向沖擊載荷下的變形模式在所有BT 中最穩(wěn)定，當沖擊角度為0°、10°和20°時，BT-2 在壓潰過程中始終保持穩(wěn)定的漸進疊縮變形模式，未發(fā)生歐拉彎曲變形。當沖擊角度為30°時，較其他晶胞數的BT，其發(fā)生歐拉彎曲變形的時間點最晚。觀察BT-2 的壓潰過程發(fā)現(xiàn)，晶胞數量少可保證BT-2 在受軸向及斜向沖擊時有足夠的空間進行穩(wěn)定的漸進疊縮變形且發(fā)生變形干涉的管壁少于其他仿生管，這也大大降低了BT-2 在壓潰過程中的Fp和載荷波動值，進而提高了BT-2 的η。同時，較其他BT，BT-2 的橫截面曲線結構少，使其在受斜向沖擊時維持漸進疊縮變形模式的時間長于其他BT，并有效避免了由于上端無法繼續(xù)變形而導致下端發(fā)生歐拉彎曲變形的情況，這使其受斜向沖擊時仍保持良好的吸能能力。因此，綜合評價各晶胞數BT 在軸向及斜向沖擊載荷下的變形模式、吸能特性及壓潰載荷值，確定2 晶胞結構為仿蝦螯薄壁管的最佳結構。

圖 14 不同沖擊角度下各晶胞數BT 的權值WFig. 14 Weights of BTs with different number of the cells at different impact angles

4 結 論

（1）軸向沖擊時，仿生管呈現(xiàn)出穩(wěn)定的漸進疊縮變形模式。斜向沖擊時，隨角度的增加，仿生管由漸進疊縮變形模式轉變?yōu)闅W拉彎曲變形模式，最終發(fā)生坍塌變形，轉變起始角度隨晶胞數的增加而減小，轉變區(qū)間縮短。

（2）仿真試驗結果表明，仿生管的耐撞性能明顯優(yōu)于普通圓管。2 晶胞仿生管的耐撞性能最優(yōu)，在軸向和斜向沖擊載荷下，其變形模式最穩(wěn)定，載荷效率最高，載荷波動最小，在受0°、10°、20°、30°角沖擊時的比吸能分別為26.96 kJ/kg （0°）、24.28 kJ/kg （10°）、22.06 kJ/kg （20°）和9 kJ/kg （30°），較普通圓管分別提高了67.2%、65.6%、92.5%和35.3%

（3）通過實物試驗驗證了仿真結果的可靠性，仿真結果和實物試驗結果證明了將蝦螯的結構特征應用到吸能薄壁管的設計中，可有效地提高薄壁管的吸能特性和耐撞性能，為車輛吸能元件的設計提供了參考。