雙V附翼型負(fù)泊松比蜂窩結(jié)構(gòu)參數(shù)與原木接觸面積耦合關(guān)系

朱旭晨，王典，劉晉浩，黃青青

北京林業(yè)大學(xué)工學(xué)院/國家林業(yè)和草原局林業(yè)裝備與自動化重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100083

目前，聯(lián)合采育機(jī)和聯(lián)合收割機(jī)逐漸代替單一的收割機(jī)械，愈發(fā)廣泛地應(yīng)用于農(nóng)林業(yè)生產(chǎn)，同時(shí)使得對林木聯(lián)合采育機(jī)的各個(gè)部件、裝置的研究也更加深入[1]。伐倒木圓條受林木聯(lián)合采育機(jī)的進(jìn)料輥鋼齒損傷問題亟待解決，因此如何降低木材損傷，提高伐倒木經(jīng)濟(jì)價(jià)值，顯得尤為重要。

針對樹木采伐過程中受聯(lián)合采育機(jī)進(jìn)料輥損傷問題，國內(nèi)外進(jìn)行了廣泛的研究。Gerasimov等[2]以俄羅斯林業(yè)采伐為例研究了單柄收割機(jī)機(jī)頭對工業(yè)原木損傷和作業(yè)效率損失的影響。Vander-Merwe等[3]研究了桉樹收割機(jī)對原木表面的損傷在紙漿價(jià)值恢復(fù)方面的影響。王棟等[4]提出一種應(yīng)用在輥型驅(qū)動上的雙V附翼型負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)可使進(jìn)料輥齒與伐倒木接觸時(shí)齒數(shù)增多，致使更多壓縮后的負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)受力，進(jìn)而增大進(jìn)料輥圓周工作面與伐倒木之間的接觸面積，減小進(jìn)料輥齒對采伐原木的損傷。該研究創(chuàng)新性地引入負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)解決了林木采伐中樹木損傷的問題，但未深入闡述進(jìn)料輥所受應(yīng)力及能量消耗。

Lakes[5]首次明確提出負(fù)泊松比這一概念，引起國內(nèi)外學(xué)者廣泛關(guān)注，相較于傳統(tǒng)材料結(jié)構(gòu)，其結(jié)構(gòu)具有更高的抗剪切、抗壓痕和抗沖擊性能。負(fù)泊松比現(xiàn)象產(chǎn)生的原因是特殊的胞元結(jié)構(gòu)受軸向壓縮時(shí)會產(chǎn)生內(nèi)凹效應(yīng)，結(jié)構(gòu)產(chǎn)生橫向收縮變形，致使整體構(gòu)件向中心收縮。該結(jié)構(gòu)從而表現(xiàn)出壓痕阻抗效應(yīng)，結(jié)構(gòu)的剛度、強(qiáng)度增強(qiáng)?；谪?fù)泊松比結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)和應(yīng)用，現(xiàn)有研究提出了多種不同構(gòu)型的負(fù)泊松比蜂窩結(jié)構(gòu)[6-7]。在雙箭頭型負(fù)泊松比蜂窩結(jié)構(gòu)研究方面，Qiao等[8]通過理論和有限元的方法研究了其在準(zhǔn)靜態(tài)、動態(tài)沖擊下的力學(xué)性能及變形機(jī)制?，F(xiàn)有研究通過多種力學(xué)分析方法考察了沖擊速度、相對密度和結(jié)構(gòu)參數(shù)對結(jié)構(gòu)的力學(xué)特性和能量吸收效應(yīng)機(jī)制的影響[9-11]。在工程應(yīng)用方面，Signund等[12]研究了負(fù)泊松比柔性微觀結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)與制作，但只進(jìn)行了微觀條件下的應(yīng)用，對宏觀表現(xiàn)沒有充分研究。

本研究以某林木聯(lián)合采育機(jī)的進(jìn)料輥裝置為研究對象，評估進(jìn)料輥在采用雙V附翼型負(fù)泊松比蜂窩結(jié)構(gòu)后的力學(xué)性能，建立雙V附翼型負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)Y方向屈服強(qiáng)度的理論模型，模擬低速沖擊下實(shí)際工況條件中的雙V附翼型負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)構(gòu)件胞元等效應(yīng)力的變化規(guī)律和吸收能量的表現(xiàn)，旨在對聯(lián)合采育機(jī)進(jìn)料輥采用雙V附翼型負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)優(yōu)化時(shí)提供一定的參考。

1 樹木圓條損傷與輥型驅(qū)動結(jié)構(gòu)Y方向理論模型的建立

1.1 進(jìn)料輥蜂窩胞元結(jié)構(gòu)參數(shù)與屈服強(qiáng)度理論模型的建立

如圖1A所示，因伐倒木質(zhì)量恒定，則伐倒木損傷面積與進(jìn)料輥蜂窩結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度相關(guān)，伐倒木損傷面積與構(gòu)件的屈服強(qiáng)度σ的關(guān)系為：

圖1 伐倒木損傷模型(A)和雙V附翼型(B)負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)胞元模型示意圖Fig.1 Damage model of felled trees(A) and double V-eared honeycomb cell model(B) schematic diagram

(1)

在推導(dǎo)理論模型時(shí)，為研究雙V附翼型負(fù)泊松比蜂窩結(jié)構(gòu)的力學(xué)特性，對該結(jié)構(gòu)構(gòu)件的變形作以下假設(shè)：假定雙V附耳型蜂窩結(jié)構(gòu)在載荷的作用下引起的變形主要是蜂窩壁的彎曲變形，并基于歐拉-伯努利梁理論，忽略蜂窩壁的拉壓變形和剪切變形。

根據(jù)文獻(xiàn)[12]可知，雙V附翼型負(fù)泊松比的泊松比和彈性模量表達(dá)式：

(1)

(2)

各胞元參數(shù)θ1、θ2、l、t、h、r如圖1B所示。根據(jù)文獻(xiàn)[8]公式推導(dǎo)，可由該構(gòu)件的泊松比和彈性模量表達(dá)式，計(jì)算該結(jié)構(gòu)構(gòu)件的屈服強(qiáng)度：

(3)

σys是構(gòu)件材料的屈服強(qiáng)度。

根據(jù)壓縮量y與結(jié)構(gòu)壓縮總長l總推導(dǎo)得到公式(4)，其中m=37.873 1，m為根據(jù)文獻(xiàn)[4]中結(jié)構(gòu)參數(shù)計(jì)算出的雙V附翼型負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)附翼等效比例系數(shù)。

(4)

根據(jù)文獻(xiàn)[13]，可得：

(5)

其中，σ為蜂窩結(jié)構(gòu)的等效應(yīng)力，ρs為胞元結(jié)構(gòu)相對密度，V為壓縮速度。

1.2 準(zhǔn)靜態(tài)壓縮條件下負(fù)泊松比蜂窩結(jié)構(gòu)Y方向壓縮試驗(yàn)

利用3D打印技術(shù)制作負(fù)泊松比蜂窩結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)構(gòu)件X方向取3個(gè)胞元寬度單位，Y方向取5個(gè)胞元高度長度，Z方向取1個(gè)胞元厚度單位，結(jié)構(gòu)長×高為220 mm×220 mm，基體材料為尼龍，彈性模量為1 600 MPa。試驗(yàn)上方為能覆蓋結(jié)構(gòu)變形的近似剛體平面(尺寸合適的鋼板)，中間放入壓縮試樣，下方放于水平剛體平面(夾具)。從上向下進(jìn)行勻速壓縮，定量位移為5 mm，試驗(yàn)進(jìn)給速度V=1 mm/min，測定正方形雙V附翼型蜂窩結(jié)構(gòu)在一定壓縮量單胞元或者關(guān)鍵區(qū)域的微觀應(yīng)變以及總體受壓變形云圖。試驗(yàn)架設(shè)單目相機(jī)拍攝試驗(yàn)進(jìn)程，并利用DIC非接觸測量技術(shù)檢測所測結(jié)構(gòu)位移場和應(yīng)變場變化及分布，試驗(yàn)現(xiàn)場如圖2所示。

圖2 雙V附翼型蜂窩結(jié)構(gòu)Y方向壓縮試驗(yàn)Fig.2 Y-direction compression experiment of double V-wings honeycomb

由圖3可知，雙V附翼型負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)在受Y方向壓縮5 mm后位移最大值為2.908 mm，應(yīng)變最大值0.013 4，由此可以得出在壓縮量為5 mm條件下胞元結(jié)構(gòu)最大等效應(yīng)力為21.44 MPa。結(jié)合對雙V附翼型負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)構(gòu)件在準(zhǔn)靜態(tài)壓縮速度(1 mm/min)條件下進(jìn)行有限元仿真分析，得到理論計(jì)算、有限元仿真和實(shí)體試驗(yàn)的最大等效應(yīng)力σ結(jié)果(表1)。由表1可知，試驗(yàn)結(jié)果、理論計(jì)算結(jié)果與仿真結(jié)果存在一定誤差，最大誤差為22.8%，最小誤差為12.95%，在可接受范圍之內(nèi)，分析其原因可能是實(shí)體模型3D打印過程中存在打印誤差，同時(shí)試驗(yàn)過程中試驗(yàn)儀器本身存在一定誤差。

圖3 實(shí)物試驗(yàn)Y方向位移(A)和應(yīng)變(B)Fig.3 Physical experiment results of displacement(A) in Y direction and strain(B)

表1 構(gòu)件在不同壓縮量下最大等效應(yīng)力Table 1 Maximum equivalent stress σ of members under different compression MPa

2 樹木圓條與進(jìn)料輥接觸面積仿真及試驗(yàn)

利用Solidworks三維建模軟件建立雙V附翼型負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)實(shí)體模型，導(dǎo)入有限元分析軟件ANSYS-Workbench/LS-DYNA組件進(jìn)行有限元模擬仿真(圖4)。構(gòu)件整體為實(shí)體模型，規(guī)劃四面體網(wǎng)格，在計(jì)算Y方向軸向沖擊時(shí)，基于圣維南原理以減少邊界條件對測量結(jié)果的影響，該結(jié)構(gòu)構(gòu)件X方向取5個(gè)胞元寬度單位，Y方向取8個(gè)胞元高度長度，Z方向取1個(gè)胞元厚度單位。選定聚氨酯[13]作為該結(jié)構(gòu)的材料，聚氨酯具有優(yōu)異的彈性、機(jī)械性能強(qiáng)度高、耐疲勞性高、尺寸穩(wěn)定、蠕變小等優(yōu)點(diǎn)，聚氨酯材料彈性模量E為66.1 MPa，泊松比ν為0.36。對雙V附翼型負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)構(gòu)件進(jìn)行Y軸方向的準(zhǔn)靜態(tài)壓縮和低速沖擊下的壓縮試驗(yàn)，上壓板以沖擊速度v進(jìn)行壓縮構(gòu)件，下底板做固定約束，左右兩側(cè)自由。為保證變形的平面應(yīng)變狀態(tài)，試件中所有節(jié)點(diǎn)面外位移均被限制。

1.1 對象 2011年10月選擇上海市長寧區(qū)6所2級醫(yī)院，按主管護(hù)師:護(hù)師:護(hù)士為1∶4∶5比例采用分層抽樣法中抽取護(hù)理人員200名。納入標(biāo)準(zhǔn):具有國家規(guī)定的護(hù)士執(zhí)業(yè)證書;在臨床護(hù)理中能接觸到靜脈治療。200名護(hù)理人員中，職稱:主管護(hù)師21名，護(hù)師79名，護(hù)士100名;學(xué)歷:中專54名，大專115名，本科及以上31名。護(hù)齡:0～4年92名，5～9年36名，10～14年27名，15～19年14名 ，20年以上31名。

圖4 0.025 s時(shí)有限元仿真壓縮過程示意圖Fig.4 Schematic diagram of compression process of finite element simulation at 0.025 s

根據(jù)實(shí)際工況下進(jìn)料輥在抱合動作時(shí)受伐倒木軸向低速沖擊，探究雙V附翼型負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)受Y軸軸向低速沖擊力學(xué)特性研究和變形機(jī)制，在ANSYS中進(jìn)行雙V附翼型負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)壓縮構(gòu)件的低速沖擊，設(shè)定速度v=2 m/s，選取受壓縮構(gòu)件的中間2個(gè)胞元計(jì)算所得的最大等效應(yīng)力的平均值作為計(jì)算結(jié)果，有限元仿真結(jié)果及分析如下。

2.1 最大等效應(yīng)力

1)尺寸參數(shù)角度θ1。如圖5所示，隨著角度θ1由40°至25°的變化，其在同等應(yīng)變條件下等效應(yīng)力幅值也隨之減小，可知隨著參數(shù)角度θ1由20°至40°的變化，各構(gòu)件進(jìn)入平臺應(yīng)力階段的應(yīng)變值也隨之增加，構(gòu)件θ1=20°、θ1=25°在應(yīng)變?yōu)?.3左右時(shí)進(jìn)入平臺應(yīng)力階段，而構(gòu)件θ1=30°、θ1=35°、θ1=40°則在應(yīng)變?yōu)?.3～0.6依次進(jìn)入應(yīng)力平臺階段。其中，由于構(gòu)件θ1=20°時(shí)最早完成致密化階段，最終等效應(yīng)力幅值較其余各組誤差大。排除應(yīng)變?yōu)?.75～1.0的數(shù)據(jù)計(jì)算結(jié)果，即排除構(gòu)件受壓進(jìn)入致密化階段的過程，各組所測最終等效應(yīng)力隨著角度θ1由25°至40°的變化而逐漸增大。

圖5 雙V附翼型蜂窩構(gòu)件等效應(yīng)力隨胞元角度θ1的變化由線Fig.5 Curves of equivalent stress constants of double V-wings honeycomb with cell angle θ1

根據(jù)胞元結(jié)構(gòu)和有限元應(yīng)力云圖分析，由于θ2=75°固定，使θ1增大，則胞元上梁和下梁之間夾角減小。該角的角度愈小，胞元結(jié)構(gòu)在受Y軸軸向壓縮時(shí)更易密實(shí)化，即更容易壓縮密實(shí)，所以在應(yīng)變?yōu)?.75時(shí)各組所測的最終等效應(yīng)力隨著角度增大θ1(20°至40°)而逐漸減小。

2)尺寸參數(shù)角度θ2。由圖6可知，除θ2=60°外，隨著角度θ2由60°至80°，應(yīng)力-應(yīng)變曲線逐步平順；其中當(dāng)角度θ2為60°時(shí)，相比于其他曲線最先出現(xiàn)應(yīng)力突變的表現(xiàn)，即最早進(jìn)入應(yīng)力平臺階段，其余曲線整體變化趨勢基本相同。當(dāng)θ2變大時(shí)，雙V附翼型負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)的等效應(yīng)力變化規(guī)律基本保持一致，但最大值依次減小。從結(jié)構(gòu)整體的變形情況來說，首先雙V附翼型結(jié)構(gòu)的受沖擊端和固定端發(fā)生彈性變形，但由于其負(fù)泊松比效應(yīng)，變形區(qū)域有內(nèi)凹趨勢，所以最終的整體變形模式呈中段收縮的形狀。排除應(yīng)變?yōu)?.75～1.0的數(shù)據(jù)計(jì)算結(jié)果，即排除構(gòu)件受壓進(jìn)入致密化階段的過程，各組所測最終等效應(yīng)力隨著角度θ2增大(60°至80°)而逐漸減小。由于θ2變大，雙V附翼型結(jié)構(gòu)的胞元樣式在θ1不變的條件下導(dǎo)致胞元上梁和下梁的夾角增大，上下V型構(gòu)造的頂點(diǎn)間距增大，使胞元上梁撓度增大，導(dǎo)致其胞元整體的等效應(yīng)力最大值逐漸減?。挥捎讦?變小，更易得到較大的等效應(yīng)力區(qū)間，但應(yīng)力波動愈發(fā)劇烈。

圖6 雙V附翼型蜂窩構(gòu)件等效應(yīng)力隨胞元角度θ2的變化曲線Fig.6 Curves of equivalent stress constants of double V-wings honeycomb with cell angle θ2

2.2 尺寸參數(shù)厚度

由圖7可知，隨t由3～7 mm變化，其應(yīng)力-應(yīng)變曲線變化趨勢上揚(yáng)，且幅值增大；在沖擊剛開始接觸時(shí)等效應(yīng)力應(yīng)變曲線呈線性趨勢，等效應(yīng)力迅速增大，隨后降低為一穩(wěn)定數(shù)值，即進(jìn)入平臺應(yīng)力階段，直至被壓縮至實(shí)密化后應(yīng)力迅速增加。隨著參數(shù)厚度t的增加，其結(jié)構(gòu)相同應(yīng)變下的等效應(yīng)力也隨之增加。當(dāng)應(yīng)變較大的時(shí)候，構(gòu)件的應(yīng)力才開始增大，在應(yīng)力應(yīng)變曲線中表現(xiàn)為上升的曲線，這是因?yàn)殡S著應(yīng)變的增大，構(gòu)件中間部分的胞元由于負(fù)泊松比效應(yīng)而聚集在一起，形成了大于原試樣相對密度的局部變形區(qū)，使此區(qū)域元胞發(fā)生失效所需要的載荷更高，從而使試樣的應(yīng)力開始增大。

圖7 雙V附翼型蜂窩構(gòu)件等效應(yīng)力隨胞元壁厚t的變化曲線Fig.7 Curves of equivalent stress constants of double V-wings honeycomb with cell wall thickness t

2.3 能量吸收

1)尺寸參數(shù)角度θ1。由圖8A可知，各動能-應(yīng)變曲線陡增點(diǎn)出現(xiàn)時(shí)間隨角度θ1由20°至40°變化依次后移；且由動能-應(yīng)變曲線可以看出，構(gòu)件θ1=20°進(jìn)入動能大幅增加階段的應(yīng)變值為0.24，構(gòu)件θ1=25°進(jìn)入動能大幅增加階段的應(yīng)變值為0.27，構(gòu)件θ1=30°進(jìn)入動能大幅增加階段的應(yīng)變值為0.35，構(gòu)件θ1=35°進(jìn)入動能大幅增加階段的應(yīng)變值為0.43，構(gòu)件θ1=40°進(jìn)入動能大幅增加階段的應(yīng)變值為0.51；即各構(gòu)件隨著參數(shù)角度θ1由20°至40°的變化，各構(gòu)件進(jìn)入平臺應(yīng)力的應(yīng)變值也隨之增加，同等效應(yīng)力-應(yīng)變曲線反映相同趨勢。其中，構(gòu)件θ1=40°的動能-應(yīng)變曲線較為明顯地表現(xiàn)出所有雙V附耳型蜂窩面內(nèi)動能隨胞元角度θ1的變化曲線均都在0.085 s左右完成最后的密實(shí)化階段。

雙V附翼型負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)在角度θ1由20°至40°變化下的內(nèi)能隨應(yīng)變變化曲線如圖8B所示，結(jié)構(gòu)受低速沖擊時(shí)其內(nèi)能吸收量隨其參數(shù)角度θ1變化規(guī)律不明顯。由圖8B可知，構(gòu)件θ1=25°的能量吸收僅次于構(gòu)件θ1=40°且動能表現(xiàn)好于其余4組參數(shù)θ1構(gòu)件，故當(dāng)其余參數(shù)一定時(shí)，在角度θ1由20°至40°變化內(nèi)，可得到區(qū)間內(nèi)較優(yōu)參數(shù)為θ1=25°。

圖8 雙V附翼型蜂窩面內(nèi)動能和內(nèi)能隨胞元角度θ1的變化曲線Fig.8 Curves of in-plane kinetic energy and internal energy of double V-wings honeycomb with cell angle θ1

2)尺寸參數(shù)角度θ2。由圖9A可知，構(gòu)件θ2=60°，動能陡然升高的應(yīng)變值在0.3，其余構(gòu)件的動能突然升高的應(yīng)變值都為0.35左右，這個(gè)應(yīng)變值附近，所有構(gòu)件進(jìn)入應(yīng)力平臺階段，其中角度θ2=70°和θ2=75°時(shí)出現(xiàn)動能平臺，而構(gòu)件θ2=60°和θ2=65°則在完成致密化階段后，動能曲線繼續(xù)上揚(yáng)趨勢，這表明構(gòu)件θ2=60°和θ2=65°較其余3組更早完成致密化階段。

圖9 雙V附翼型蜂窩面內(nèi)動能和內(nèi)能隨胞元角度θ2的變化曲線Fig.9 Curves of in-plane kinetic energy and internal energy of double V-wings honeycomb with cell angle θ2

3)尺寸參數(shù)厚度t。雙V附翼型負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)在厚度t為3～7 mm變化下的動能隨應(yīng)變變化曲線如圖10所示，由圖10A可知，在應(yīng)變0～0.4內(nèi)，各曲線動能變化極小，此時(shí)間段各構(gòu)件胞元的胞元壁發(fā)生彈性彎曲變形，由于變形過程短暫，且基本都轉(zhuǎn)化為構(gòu)件胞元的內(nèi)能，所以在應(yīng)變0～0.4內(nèi)各構(gòu)件動能曲線接近于0；構(gòu)件t=3 mm和構(gòu)件t=4 mm進(jìn)入動能大幅增加階段的應(yīng)變值為0.55，構(gòu)件t=5 mm和構(gòu)件t=6 mm進(jìn)入動能大幅增加階段的應(yīng)變值為0.39，構(gòu)件t=7 mm進(jìn)入動能大幅增加階段的應(yīng)變值為0.32。由圖10A可知，隨著尺寸參數(shù)厚度t的變大，各構(gòu)件動能曲線的峰值也隨之增大，這是因?yàn)樵谄渌麉?shù)不改變的情況下，尺寸參數(shù)厚度t的增大導(dǎo)致構(gòu)件的質(zhì)量增大、強(qiáng)度增加，且上下V構(gòu)型的頂點(diǎn)間距離減小，使上梁撓度變小，故在進(jìn)入平臺應(yīng)力階段后需要更大的負(fù)載沖擊才能繼續(xù)壓縮構(gòu)件。所以隨著尺寸參數(shù)厚度t的變大，各構(gòu)件動能曲線的峰值也隨之增大，聚氨酯材料構(gòu)件關(guān)于尺寸參數(shù)厚度t變化的動能應(yīng)變曲線整體呈上揚(yáng)趨勢。

圖10 雙V附翼型蜂窩面內(nèi)動能和內(nèi)能隨胞元壁厚t的變化曲線Fig.10 Curves of in-plane kinetic energy and internal energy of double V-wings honeycomb with cell wall thickness t

雙V附翼型負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)在厚度t為3 ～7 mm變化下的內(nèi)能隨應(yīng)變變化曲線如圖10B所示，結(jié)構(gòu)受低速沖擊時(shí)其內(nèi)能總吸收量隨其尺寸參數(shù)厚度t增大而增大。比較相對應(yīng)其他參數(shù)對內(nèi)能的影響，結(jié)構(gòu)參數(shù)厚度t是影響負(fù)泊松比蜂窩結(jié)構(gòu)密實(shí)應(yīng)變的重要指標(biāo)，結(jié)合實(shí)際工況需求，選取吸能特性較好的尺寸參數(shù)厚度t=5、6、7 mm為較優(yōu)參數(shù)。

2.4 圓條接觸面積正交試驗(yàn)

選取較優(yōu)胞元結(jié)構(gòu)參數(shù)是多因素多水平的問題，通過正交試驗(yàn)法，優(yōu)化胞元參數(shù)的選取。有限元仿真約束條件如圖11所示，陰影部分為原木圓條構(gòu)件。仿真原木圓條在速度V=2 m/s撞擊進(jìn)料輥，C為固定約束以仿真進(jìn)料輥的法蘭盤固定，如圖12所示，根據(jù)對各圖形進(jìn)行基于像素的實(shí)體長度測量方法，得到仿真原木圓條與不同結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)料輥的接觸面積增大百分比。

圖11 壓縮量為20 mm時(shí)結(jié)構(gòu)參數(shù)θ1=25°， θ2=75°，t=5 mm進(jìn)料輥構(gòu)件的等效應(yīng)力云圖Fig.11 Equivalent stress nephogram of feed roller with structural parameters of θ1=25°,θ2=75°, t=5 mm when the compression amount is 20 mm

確定正交試驗(yàn)所需要考察的因素和水平，選取聚氨酯為試驗(yàn)材料，選定三因素角度θ1、角度θ2、厚度t構(gòu)建進(jìn)料輥模型，根據(jù)前文選定較優(yōu)參數(shù)的附近范圍，則每個(gè)因素取3個(gè)水平，進(jìn)行3因素3水平正交試驗(yàn)，故采用L9(34)正交表來安排試驗(yàn)(表2)。

由表2得到的因素主次順序依次為厚度t(因素B)、角度θ1(因素A)、角度θ2(因素C)。主要因素取最好的水平，則最優(yōu)組合為A1B1C3，在上述正交試驗(yàn)中未出現(xiàn)過，通過補(bǔ)充試驗(yàn)(圖12)，得到結(jié)構(gòu)參數(shù)θ1=25°，θ2=75°，t=5 mm進(jìn)料輥與原木圓條接觸面積增大百分比為26.11%，大于正交試驗(yàn)結(jié)果最大值23.31%，說明利用正交試驗(yàn)優(yōu)化胞元結(jié)構(gòu)參數(shù)的選取是成功的。

圖12 雙V附翼型進(jìn)料輥受原木圓條壓縮試驗(yàn)示意圖Fig.12 Experimental diagram of double V-wings feeding roller compressed by log round bar

表2 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)與結(jié)果Table 2 Design and result of orthogonal experiment

3 討 論

本研究以某林木聯(lián)合采育機(jī)的進(jìn)料輥裝置為研究對象，構(gòu)建了雙V附翼型負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)與屈服強(qiáng)度的理論模型，并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。通過對不同尺寸參數(shù)的負(fù)泊松比結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元仿真分析，得出其結(jié)構(gòu)的等效應(yīng)力和能量變化規(guī)律。該結(jié)構(gòu)在Y軸向面內(nèi)低速沖擊下表現(xiàn)出動態(tài)的負(fù)泊松比效應(yīng)，負(fù)泊松比行為的產(chǎn)生機(jī)制與準(zhǔn)靜態(tài)加載一致。仿真結(jié)果表明，其受沖擊過程可分為線彈性階段、平臺階段、平臺應(yīng)力增強(qiáng)階段和密實(shí)化階段等4個(gè)階段；其次通過正交試驗(yàn)，優(yōu)化參數(shù)θ1、θ2、t的選取，使負(fù)泊松比進(jìn)料輥與木材接觸面積增大14.56%～26.11%，且可根據(jù)具體工況需求選用確定胞元結(jié)構(gòu)參數(shù)；最后，結(jié)構(gòu)參數(shù)厚度t是影響負(fù)泊松比蜂窩結(jié)構(gòu)密實(shí)應(yīng)變的重要指標(biāo)。

本研究僅分析了Y方向原木損傷與進(jìn)料輥胞元參數(shù)的關(guān)系，并未分析X方向壓縮時(shí)的進(jìn)料輥結(jié)構(gòu)參數(shù)對原木損傷面積的影響情況。后續(xù)研究可以分析此結(jié)構(gòu)在擇優(yōu)選取各項(xiàng)參數(shù)后整個(gè)進(jìn)料輥受X方向切向沖擊的變形機(jī)制和吸能效應(yīng)。