列車(chē)端部雙層方管組合式吸能結(jié)構(gòu)耐撞性研究

高廣軍，譚易成，于堯

(中南大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410075)

迄今為止，碰撞仍然是列車(chē)面臨的主要事故風(fēng)險(xiǎn)之一，其引起的交通事故給人類的生命和財(cái)產(chǎn)帶來(lái)極大的威脅和傷害[1-2]。2019年2月8日，西班牙東北部城市巴塞羅那近郊發(fā)生一起2列火車(chē)相撞事故，造成至少1人死亡、95人受傷。因此，如何將列車(chē)車(chē)體結(jié)構(gòu)耐撞性提升在當(dāng)今社會(huì)非常重要，而安裝于列車(chē)端部吸能結(jié)構(gòu)[3-4]的耐撞性與列車(chē)車(chē)體結(jié)構(gòu)耐撞性密切相關(guān)，因此，需要對(duì)列車(chē)吸能結(jié)構(gòu)不斷研發(fā)和升級(jí)。在過(guò)去幾十年中，國(guó)內(nèi)外對(duì)各種薄壁結(jié)構(gòu)的吸能性能進(jìn)行了大量的研究。ABRAMOWICZ等[5]通過(guò)運(yùn)動(dòng)學(xué)的分析方法研究了方管的軸向漸進(jìn)壓潰，并且根據(jù)不同管邊長(zhǎng)和高度的比值預(yù)測(cè)了4種變形模式。WANG等[6]以方管和鉚釘為載體，提出了剛度可控性設(shè)計(jì)方法，建立了基體結(jié)構(gòu)與增強(qiáng)部件之間的匹配關(guān)系，研究了通過(guò)鉚釘增強(qiáng)局部剛度對(duì)方管在軸向沖擊載荷下的變形模式的影響。GAO等[7]研究了帶隔板的薄壁方管在軸向沖擊載荷下的耐撞性，得出隔板可提高方管變形穩(wěn)定性。但此種吸能結(jié)構(gòu)壓縮力僅由單一薄壁管提供，在壁厚較小時(shí)可能會(huì)存在壓縮力不足的情況。ALI等[8]從理論、仿真和試驗(yàn)等方面對(duì)截面為五邊形和十字形的薄壁管吸能特性進(jìn)行了研究，得到在相同的管壁面積情況下，兩者吸能量比矩形管高出31%～60%和48%～92%。FAN等[9]對(duì)具有不同橫截面的薄壁金屬管，六邊形、八邊形、12邊和16邊星形進(jìn)行了準(zhǔn)靜態(tài)軸向載荷下的能量吸收能力研究，發(fā)現(xiàn)直徑與厚度比值小于50時(shí)，12邊星形具有最佳的能量吸收能力。但是這種方案在應(yīng)用中也存在以下問(wèn)題：在作為承載式吸能結(jié)構(gòu)時(shí)，吸能結(jié)構(gòu)位于列車(chē)車(chē)體底架縱向方向的兩端，并與底架其他部分結(jié)構(gòu)組焊起來(lái)形成完整的車(chē)體底架結(jié)構(gòu)。相對(duì)于方管和矩形管來(lái)說(shuō)，無(wú)論是五邊形、六邊形、八邊形、十字形或是12邊星形，均會(huì)大大增大加工和安裝的難度。YU等[10]提出了一種具有大壓縮行程的新型吸能裝置，該裝置由吸能蜂窩鋁結(jié)構(gòu)、卷形金屬吸能板、導(dǎo)向輪以及支撐裝置構(gòu)成，其能夠產(chǎn)生比其自由長(zhǎng)度大得多的變形行程。但此吸能結(jié)構(gòu)存在壓縮力較小的問(wèn)題。目前高速列車(chē)以及城軌列車(chē)車(chē)鉤壓潰管大多采用了鼓脹管吸能結(jié)構(gòu)[11]。但鼓脹管同樣存在壓縮率較低，軸向尺寸較大的缺點(diǎn)。本文提出了一種具有內(nèi)外方管的組合式吸能結(jié)構(gòu)，其壓縮率僅受到單個(gè)方管壁厚的影響，因此壓縮率比較高，同時(shí)其壓縮力由內(nèi)外方管共同形成，因此壓縮力比較大。為了提高方管褶皺的量數(shù)，內(nèi)外方管之間通過(guò)橫向隔板連接，使得吸能結(jié)構(gòu)在每2個(gè)隔板中間產(chǎn)生穩(wěn)定的變形。同時(shí)在方管側(cè)壁開(kāi)有誘導(dǎo)槽。相對(duì)于帶隔板的普通方管，其充分利用了方管的內(nèi)部空間，并提升了軸向載荷下的吸能特性。在同等幾何尺寸時(shí)，其相對(duì)于圓管[12]吸能量高，變形模式穩(wěn)定，相對(duì)于蜂窩式結(jié)構(gòu)[13]加工工藝簡(jiǎn)單，成本低。圖1顯示了在城軌列車(chē)頭車(chē)中作為主吸能結(jié)構(gòu)安裝于承載式底架的組合式吸能結(jié)構(gòu)使用示例。

圖1 列車(chē)端部雙層方管組合式吸能結(jié)構(gòu)Fig.1 Double layer square tube combined energy absorbing structure as energy absorbers

1 幾何模型

本文中的吸能結(jié)構(gòu)是具有方形截面，帶有隔板的薄壁管。整個(gè)試件均由20鋼材料制作而成，此種材料屬于含碳量為0.2%的低碳鋼，該鋼韌性、塑性和焊接性均好。吸能結(jié)構(gòu)幾何模型如圖2所示。

如圖2(a)所示，外管截面為210 mm×210 mm，內(nèi)管截面為120 mm×120 mm。內(nèi)管置于外管之中，兩者具有相同的中心線，長(zhǎng)度均為660 mm，皆厚3 mm。方管是由2片彎曲成U形的20鋼鋼板焊接而成，圓角半徑均為10 mm。方管的兩端都由剛性端板封閉，兩端的剛性平板為正方形，邊長(zhǎng)為400 mm，厚度為15 mm。隔板的幾何尺寸如圖2(b)，它連接著內(nèi)管與外管，沿著長(zhǎng)度方向均勻分布在2個(gè)管之間，隔板的厚度為4 mm，隔板與隔板之間的間隔是110 mm。隔板能夠增大方管的橫向強(qiáng)度，約束屈曲模式，使方管依次發(fā)生漸進(jìn)屈曲，從而提高能量吸收能力。在靠近撞擊端的方管兩側(cè)管壁上，第1個(gè)隔板與端板底部的中間部分開(kāi)了誘導(dǎo)槽，外管誘導(dǎo)槽的寬度為16 mm，深度為4 mm，內(nèi)管誘導(dǎo)槽的寬度為12 mm，深度為3 mm，誘導(dǎo)槽均貫穿方管兩側(cè)上端面。該結(jié)構(gòu)可有效降低結(jié)構(gòu)初始撞擊力峰值，同時(shí)誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)在沖擊端率先產(chǎn)生屈曲變形。整個(gè)試件的三維圖如圖2(c)所示。

圖2 吸能結(jié)構(gòu)幾何模型Fig.2 Geometric model

2 有限元數(shù)值仿真試驗(yàn)

2.1 有限元模型

采用LS-DYNA軟件對(duì)雙層方管組合式吸能結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元仿真分析。建立的有限元模型包含以下幾個(gè)組件：外管、內(nèi)管、隔板和端板，如圖3所示。為了模擬實(shí)際接觸，準(zhǔn)確觀察管的變形過(guò)程，選用殼單元模擬吸能器。LS-DYNA是一個(gè)典型的顯式有限元軟件，其時(shí)間步長(zhǎng)受最小網(wǎng)格尺寸的影響。由于有限元法是基于結(jié)構(gòu)的網(wǎng)格離散化，結(jié)構(gòu)的網(wǎng)格劃分對(duì)仿真結(jié)果的正確性有很大的影響。一般來(lái)說(shuō)，較小的網(wǎng)格尺寸可以得到更準(zhǔn)確的結(jié)果。因此，在模擬結(jié)構(gòu)變形時(shí)，應(yīng)選擇合適的網(wǎng)格尺寸進(jìn)行網(wǎng)格劃分，吸能器網(wǎng)格尺寸為3 mm×3 mm。雙層方管組合式吸能結(jié)構(gòu)有限元模型網(wǎng)格數(shù)目為141 876。吸能結(jié)構(gòu)的端板與試驗(yàn)臺(tái)車(chē)的接觸被定義為“TIED_NODE_TO_SUR‐FACE”接觸。吸能結(jié)構(gòu)在變形過(guò)程中自身的接觸被定義為“AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE”接觸。吸能結(jié)構(gòu)在試驗(yàn)臺(tái)車(chē)上的安裝位置如圖4所示，通過(guò)能量換算得到在沖擊速度為 4.2 m/s情況下吸能結(jié)構(gòu)在有限元數(shù)值仿真試驗(yàn)中壓潰完全，故定義試驗(yàn)臺(tái)車(chē)的初始速度4.2 m/s，豎直方向重力加速度g為9.81 m/s2。試驗(yàn)臺(tái)車(chē)和吸能結(jié)構(gòu)有限元模型總質(zhì)量為26.17 t。在吸能結(jié)構(gòu)前端建立剛性墻。LI等[14]已經(jīng)對(duì)20鋼材料進(jìn)行了詳細(xì)的材料拉伸試驗(yàn)，Johnson-Cook材料本構(gòu)模型可以有效模擬低碳金屬鋼材的彈塑性變形，將已有材料試驗(yàn)獲得的彈塑性材料參數(shù)導(dǎo)入該材料本構(gòu)模型中，從而準(zhǔn)確模擬吸能結(jié)構(gòu)的壓潰屈曲變形。表1列出了20鋼的材料參數(shù)。

表1 吸能結(jié)構(gòu)的材料參數(shù)Table 1 Material parametersof energy absorbing structure

圖3 吸能結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.3 Finite element model of energy absorbing structure

圖4 吸能結(jié)構(gòu)在試驗(yàn)臺(tái)車(chē)上的安裝位置Fig.4 Relative position of energy absorber and test sled

2.2 仿真結(jié)果

仿真變形模式結(jié)果如圖5所示。屈曲變形率先在誘導(dǎo)槽附近產(chǎn)生，內(nèi)管和外管均向遠(yuǎn)離撞擊端方向依次發(fā)生漸進(jìn)屈曲，兩者均產(chǎn)生6級(jí)屈曲變形。每2塊隔板之間形成1個(gè)褶皺，且隔板的變形量很小，起到了很好的約束作用。列車(chē)端部雙層方管組合式吸能結(jié)構(gòu)仿真過(guò)程中撞擊力?位移曲線如圖6所示。

圖5 仿真中吸能結(jié)構(gòu)變形模式Fig.5 Deformation process

圖6 有限元仿真中獲得的撞擊力-位移曲線Fig.6 Impact force displacement curve obtained in finite element simulation

從圖6中可以清楚的發(fā)現(xiàn)，吸能結(jié)構(gòu)在撞擊剛性墻后撞擊力劇增，出現(xiàn)一個(gè)明顯的初始撞擊峰值力。隨后隨著吸能結(jié)構(gòu)觸發(fā)變形，撞擊力迅速下降，結(jié)構(gòu)進(jìn)入穩(wěn)定屈曲變形過(guò)程，撞擊力趨向規(guī)律化，隨著褶皺的產(chǎn)生，撞擊力457.29 kN左右依次形成波峰、波谷狀的起伏變化。隨著沖擊過(guò)程的進(jìn)行，撞擊力逐漸下降至0 kN，此時(shí)吸能結(jié)構(gòu)與剛性墻恰好分開(kāi)。圖中曲線與橫坐標(biāo)軸圍成區(qū)域的面積，即為吸收的能量。

3 吸能裝置臺(tái)車(chē)沖擊試驗(yàn)

3.1 試驗(yàn)工況及設(shè)備布置

于中南大學(xué)碰撞臺(tái)進(jìn)行雙層方管組合式吸能結(jié)構(gòu)臺(tái)車(chē)軸向沖擊試驗(yàn)。測(cè)試安排包括力傳感器、勻力板、測(cè)試臺(tái)車(chē)、速度測(cè)量?jī)x和高速攝像機(jī)。雙層方管組合式吸能結(jié)構(gòu)焊接在試驗(yàn)臺(tái)車(chē)前面的安裝板上。2個(gè)力傳感器安裝在勻力板和剛性墻之間。在吸能結(jié)構(gòu)重要部位及試驗(yàn)臺(tái)車(chē)不同位置采用標(biāo)記紙進(jìn)行標(biāo)記，便于撞擊過(guò)程中高速攝影儀的動(dòng)態(tài)捕捉和運(yùn)動(dòng)序列圖像后處理。高速攝影儀分別放置在側(cè)面和上方，并開(kāi)啟其專用直流光源。帶有測(cè)試試件的試驗(yàn)臺(tái)車(chē)總重量為26.17 t，沖擊速度為4.2 m/s。試驗(yàn)撞擊情況如圖7所示。

圖7 試驗(yàn)撞擊工況Fig.7 Impact condition of test

3.2 試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果對(duì)比分析

圖8是吸能結(jié)構(gòu)在試驗(yàn)過(guò)程中變形模式。通過(guò)觀察可以發(fā)現(xiàn)屈曲變形率先在誘導(dǎo)槽附近產(chǎn)生，并以遠(yuǎn)離撞擊端方向依次發(fā)生漸進(jìn)屈曲。試件一共產(chǎn)生6級(jí)屈曲變形，變形過(guò)程有序可控，并未發(fā)生失穩(wěn)，屈曲變形較為完整，無(wú)撕裂及斷裂發(fā)生，故前文在材料本構(gòu)模型中沒(méi)有考慮失效問(wèn)題。與仿真結(jié)果的變形模式對(duì)比分析發(fā)現(xiàn)，試驗(yàn)與其在變形模式方面具有一致性。

圖8 吸能結(jié)構(gòu)變形模式Fig.8 Crush sequence of specimen in test

雙層方管組合式吸能結(jié)構(gòu)最終的壓縮位移為501.9 mm。撞擊力-時(shí)間曲線由2個(gè)力傳感器的總和給出；位移?時(shí)間曲線由高速攝像機(jī)采集到數(shù)據(jù)生成，得到了吸能結(jié)構(gòu)的撞擊力?位移曲線。通過(guò)軸向動(dòng)態(tài)沖擊試驗(yàn)和仿真計(jì)算得到的吸能結(jié)構(gòu)撞擊力?位移曲線如圖9所示。結(jié)果表明，兩者結(jié)果在撞擊力?位移曲線上有很好的一致性，具有相同的變化規(guī)律。

圖9 臺(tái)車(chē)沖擊試驗(yàn)和有限元仿真中獲得的撞擊力?位移曲線Fig.9 Comparison of force-displacement curves between simulation and experiment

表2總結(jié)了軸向動(dòng)態(tài)沖擊試驗(yàn)和有限元模擬之間的耐撞性指標(biāo)比較。軸向動(dòng)態(tài)沖擊試驗(yàn)和有限元模擬的吸能量相對(duì)誤差為3.22%，平臺(tái)力相對(duì)誤差為3.74%。由于相對(duì)誤差較小，雙層方管組合式吸能結(jié)構(gòu)有限元模型的有效性和準(zhǔn)確性得以證明。

表2 有限元仿真和臺(tái)車(chē)沖擊試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Table 2 Comparison matrix between experiment and simulation

4 不同參數(shù)對(duì)吸能結(jié)構(gòu)耐撞性影響

4.1 組合式吸能結(jié)構(gòu)與單層吸能結(jié)構(gòu)耐撞性比較

本節(jié)將帶雙層方管組合式吸能結(jié)構(gòu)與帶隔板的單層方管耐撞性進(jìn)行比較。兩者外形一致，區(qū)別是后者沒(méi)有內(nèi)管，僅由外管，隔板與兩側(cè)端板組成。圖10所示為帶隔板的普通方管有限元模型。兩者有限元模型底部節(jié)點(diǎn)自由度被完全約束。為了縮短計(jì)算時(shí)間，簡(jiǎn)化臺(tái)車(chē)有限元模型，定義“RIGIDWALL_PLANAR_MOVING”剛性墻，摩擦因數(shù)取0.3。根據(jù)EN 15227地鐵車(chē)輛碰撞標(biāo)準(zhǔn)，剛性墻的速度定為25 km/h[15]，其位置以及速度方向如圖11所示。

圖10 單層方管有限元模型Fig.10 Finite element model of single layer square tube

圖11 剛性墻撞擊示意圖Fig.11 Velocity direction and position of rigid wall

圖12是兩者有限元模型壓縮過(guò)程中的變形模式。從圖中可以看到，2種吸能結(jié)構(gòu)的變形模式均十分穩(wěn)定有序，屬于軸對(duì)稱變形模式，并未出現(xiàn)混合模式以及延展性變形模式。圖13是2種吸能結(jié)構(gòu)軸向壓縮后的力?位移曲線?？梢园l(fā)現(xiàn)，當(dāng)增加了內(nèi)管之后，初始撞擊峰值力從635.58 kN增大到1 092.10 kN，增大了71.83%。吸能量從127.85 kJ增大到230.05 kJ，增大了79.94%，2種吸能結(jié)構(gòu)的外管吸能量較為接近，因?yàn)樵黾拥膬?nèi)管吸收了94.81 kJ的能量，從而顯著提高了吸能結(jié)構(gòu)整體的吸能量。

圖12 吸能結(jié)構(gòu)有限元模型變形模式Fig.12 Deformation process in simulation process

圖13 2種吸能結(jié)構(gòu)撞擊力?位移曲線Fig.13 Force-displacement curves for two kinds of energy absorbers

4.2 誘導(dǎo)槽尺寸對(duì)吸能結(jié)構(gòu)耐撞性影響

本節(jié)選取不同誘導(dǎo)槽尺寸的吸能結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，A種外管誘導(dǎo)槽寬度為8 mm，深度為2 mm，內(nèi)管誘導(dǎo)槽寬度為6 mm，深度為1.5 mm。B種外管誘導(dǎo)槽寬度為16 mm，深度為4 mm，內(nèi)管誘導(dǎo)槽寬度為12 mm，深度為3 mm。C種外管誘導(dǎo)槽寬度為24 mm，深度為6 mm，內(nèi)管誘導(dǎo)槽寬度為18 mm，深度為4.5 mm。D種無(wú)誘導(dǎo)槽。如圖14所示，A，B和C 3種誘導(dǎo)槽長(zhǎng)度方向貫穿方管兩側(cè)上端面。C和D 2種吸能結(jié)構(gòu)在軸向壓縮30 mm時(shí)變形模式如圖15所示?？梢郧宄目吹?，在缺少誘導(dǎo)槽的情況下，D種吸能結(jié)構(gòu)在受到軸向動(dòng)態(tài)沖擊載荷時(shí)，并未從受沖擊端開(kāi)始變形，而是在多個(gè)位置同時(shí)發(fā)生變形，在整個(gè)壓縮過(guò)程中，應(yīng)力波從上到下傳遞，整個(gè)吸能管處于高應(yīng)力狀態(tài)，這樣會(huì)嚴(yán)重影響吸能結(jié)構(gòu)變形模式的有序性和穩(wěn)定性。而在具備誘導(dǎo)槽的吸能結(jié)構(gòu)中，由于誘導(dǎo)槽降低了管壁的強(qiáng)度，使得在誘導(dǎo)槽處首先發(fā)生變形。

圖14 不同誘導(dǎo)槽尺寸吸能結(jié)構(gòu)示意圖Fig.14 Schematic diagram of outer tube of energy absorber with different sizes of trigger

圖15 吸能結(jié)構(gòu)在軸向壓縮30 mm時(shí)應(yīng)力云圖Fig.15 Stress nephogram

如圖16所示，誘導(dǎo)槽的存在可以顯著降低吸能結(jié)構(gòu)在承受軸向沖擊載荷時(shí)的初始撞擊峰值力，隨著誘導(dǎo)槽的寬度和深度增大，初始撞擊峰值力逐漸減小。然而誘導(dǎo)槽的存在會(huì)使吸能結(jié)構(gòu)吸能量減小。

圖16 不同誘導(dǎo)槽尺寸吸能結(jié)構(gòu)撞擊力-位移曲線Fig.16 Force-displacement curvesfor different sizes of trigger

4.3 隔板數(shù)量對(duì)吸能結(jié)構(gòu)耐撞性影響

為研究隔板數(shù)量對(duì)軸向動(dòng)態(tài)沖擊下雙層方管組合式吸能結(jié)構(gòu)耐撞性的影響，本節(jié)選取無(wú)隔板，4隔板，5隔板和6隔板4種吸能結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究。圖17是吸能結(jié)構(gòu)軸向壓縮后變形模式截面圖。從圖中可以很清楚的看到，當(dāng)無(wú)隔板時(shí)，內(nèi)管與外管的變形模式比較混亂。在隔板數(shù)量為4和6時(shí)，內(nèi)管與外管在變形過(guò)程中發(fā)生了明顯的干涉，這樣會(huì)影響吸能結(jié)構(gòu)變形模式的穩(wěn)定性。雙層方管組合式吸能結(jié)構(gòu)在隔板數(shù)為5時(shí)變形模式最為穩(wěn)定有序。

圖17 吸能結(jié)構(gòu)變形模式截面圖Fig.17 Final deformation sections of tubes

圖18 吸能結(jié)構(gòu)撞擊力?位移曲線Fig.18 Force-displacement curves for different diaphragm number

通過(guò)觀察不同隔板數(shù)目的吸能結(jié)構(gòu)初始撞擊峰值力可以發(fā)現(xiàn)，隔板數(shù)目與吸能結(jié)構(gòu)初始撞擊峰值力基本無(wú)關(guān)。對(duì)于雙層方管組合式吸能結(jié)構(gòu)，無(wú)隔板時(shí)對(duì)應(yīng)的吸能量為187.82 kJ，相比之下隔板數(shù)4，5，6時(shí)對(duì)應(yīng)的吸能量分別為222.35，230.05和234.18 kJ，增長(zhǎng)率依次為18.38%，3.46%和1.80%，隨著隔板數(shù)量的增多，形成的褶皺增多，吸能結(jié)構(gòu)的吸能量逐漸提高，但趨勢(shì)逐漸變?nèi)酢?/p>

5 結(jié)論

1)設(shè)計(jì)了雙層方管組合式吸能結(jié)構(gòu)，建立其有限元模型，在仿真計(jì)算中屈曲變形率先在誘導(dǎo)槽附近產(chǎn)生，并以遠(yuǎn)離撞擊端方向依次發(fā)生漸進(jìn)屈曲。一共產(chǎn)生6級(jí)屈曲變形，變形過(guò)程有序可控，并未發(fā)生失穩(wěn)，屈曲變形較為完整。

2)基于吸能結(jié)構(gòu)有限元仿真計(jì)算結(jié)果加工對(duì)應(yīng)的試件實(shí)物并開(kāi)展臺(tái)車(chē)沖擊試驗(yàn)。對(duì)雙層方管組合式吸能結(jié)構(gòu)在受到軸向動(dòng)態(tài)沖擊而變形的過(guò)程中的變形模式和力位移曲線與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析。吸能結(jié)構(gòu)臺(tái)車(chē)沖擊試驗(yàn)結(jié)果與有限元仿真結(jié)果基本吻合，有限元模型撞擊結(jié)束變形模式與試驗(yàn)結(jié)果一致，試驗(yàn)與仿真結(jié)果誤差在5%以內(nèi)，考慮加工制造過(guò)程中殘余應(yīng)力以及不可避免的缺陷，該誤差在可接受范圍內(nèi)，充分證明了有限元模型具有較高的精度，可以用來(lái)進(jìn)行后續(xù)研究。

3)雙層方管組合式吸能結(jié)構(gòu)相比于帶隔板的單層方管，變形模式同樣十分穩(wěn)定有序，初始撞擊峰值力和吸能量顯著增大。誘導(dǎo)槽的存在可以顯著降低吸能結(jié)構(gòu)在承受軸向沖擊載荷時(shí)的初始撞擊峰值力，隨著誘導(dǎo)槽的寬度和深度增大，初始撞擊峰值力逐漸減小。然而誘導(dǎo)槽的存在會(huì)使吸能結(jié)構(gòu)吸能量減小。隔板數(shù)目與吸能結(jié)構(gòu)初始撞擊峰值力基本無(wú)關(guān)。雙層方管組合式吸能結(jié)構(gòu)在隔板數(shù)為5時(shí)變形模式最為穩(wěn)定。隨著隔板數(shù)量的增多，吸能結(jié)構(gòu)的吸能量逐漸提高，但趨勢(shì)逐漸變?nèi)酢?/p>