減輕乘員二次碰撞損傷的列車鋁蜂窩吸能桌耐撞性研究

高廣軍，吳小偉，于堯

(中南大學 交通運輸工程學院，軌道交通安全教育部重點實驗室，湖南 長沙 410075)

列車相撞導致乘員傷亡主要有2個原因。一是車輛結構完整性被破壞，乘客生存空間減少[1]。二是乘客在慣性作用下與座椅、桌子等車輛內(nèi)飾的二次碰撞，而后者是造成乘員傷亡的直接原因[2]。大量的研究結果表明，通過提高列車車體和吸能部件的耐撞性能，能夠有效保證駕駛員和乘員的安全生存空間，防止乘員遭受因生存空間被擠壓導致傷亡[3-6]。并且，隨著被動防護技術的發(fā)展，車輛被動安全性研究逐漸轉向與乘員直接相關的二次碰撞研究。英國軌道列車安全和標準委員會[7]開展了多次沖擊試驗，研究了列車車廂結構的變形和乘員的動態(tài)響應，在此基礎上制定了重要的車輛耐撞性標準GM/RT 2100。ESAT等[8]研究了列車固定式餐桌對孕婦體內(nèi)胎兒的影響，研究表明低、厚的桌板可能導致胎盤剝離的危險，提出了適合孕婦的最佳桌板厚度和空間布置方式。2002年加州客貨列車相撞事故造成多名乘客受重傷，2名乘客死亡。PARENT等[9]對事故深入調(diào)查發(fā)現(xiàn)，2名乘客在碰撞發(fā)生瞬間都與固定式餐桌發(fā)生劇烈碰撞導致肋骨骨折，胸腹臟器挫傷和破裂等致命傷害而死亡。隨后動力學仿真結果證明損傷的確遠遠超過了耐受極限。MICHELLE等[10]研究了THOR假人與具有不同力學特性餐桌沖擊導致的胸腹部損傷，得到了使桌板具有良好防護性能的平臺力和吸能量結果。KAZUMA等[11]針對城軌車輛的縱向座椅進行數(shù)值仿真分析，提出在長凳中設置多個護欄、隔板的建議，以減少碰撞時乘員移動的距離而減小損傷。YANG等[12]利用人體有限元模型研究了乘員與前座之間的動態(tài)響應，提出一種自我保護的座姿，以減少碰撞發(fā)生時頭部、胸部、頸部和腿部的損傷，并優(yōu)化了最佳坐姿下的身體卷曲角度。綜上所述，關于列車內(nèi)飾耐撞性和乘員安全保護的研究多種多樣。但是現(xiàn)有的二次碰撞研究也主要集中在現(xiàn)有列車內(nèi)飾對乘員損傷的影響，但對于選用何種吸能方式和材料使內(nèi)飾具有良好耐撞性發(fā)揮防護作用缺乏研究。另外，我國尚在運行的普速列車、基于25型客車改造的出口普速客車和部分動車、餐車的客室環(huán)境是面對面座椅形式。發(fā)生撞擊事故時，餐桌既是限制乘客自由運動的積極因素，又是設計不當就會在碰撞中使乘員胸腹部遭受嚴重損傷的消極因素，因此減輕后者的消極作用是非常有工程意義的。在此背景下，本文提出一種鋁蜂窩-蒙皮夾層結構作為吸能結構的列車餐桌設計，并對鋁蜂窩全尺寸模型進行了驗證。根據(jù)有關標準，采用數(shù)值仿真方法對餐桌進行了承載強度和對被動安全防護性能研究。

1 餐桌設計與蜂窩有限元模型驗證

建立的客室有限元模型如圖1(a)所示。座椅為假人提供支撐，對餐桌的研究影響有限，因此將其簡化為頭枕、靠背、坐墊和扶手等部分。依據(jù)相關標準，座椅靠背之間的距離為1 650 mm，座椅的寬度為510 mm，座椅高度可讓乘客腿部垂直著地。吸能桌由框架，支撐腿和4塊鋁蜂窩芯蒙皮夾層結構組成，桌子下表面和地板之間的距離是740 mm。如圖1(b)所示，蜂窩夾層結構尺寸為550 mm×320 mm×80 mm。當乘員撞擊壓縮蜂窩夾層結構時，鋁蜂窩和蒙皮可以有序壓潰吸能。如圖1(c)所示，蜂窩的上下表面沿長度方向開槽，槽截面尺寸為10 mm×4 mm，槽上方的蒙皮被輕壓以引導向槽內(nèi)折疊；同時，未開槽的蜂窩表面與蒙皮之間使用膠接。這樣的夾層結構有效提高了純蜂窩的垂向抗剪切剛度，同時保證蒙皮對蜂窩的縱向剛度影響較小，在遭受沖擊時能有序壓潰吸能。

圖1 客室環(huán)境及蜂窩夾層結構有限元模型Fig. 1 Finite element model of passenger compartment environment and honeycomb sandwich structure

1.1 全尺寸蜂窩模型的驗證

數(shù)值模擬是分析蜂窩結構力學性能的一種經(jīng)濟、高效、可靠的方法。胞元法、全尺寸法、擴胞等效法和均勻化法是蜂窩結構的常用表征方法。胞元法主要用于模擬少數(shù)胞元在面外方向的胞壁屈曲、折疊變形，因此面內(nèi)方向的網(wǎng)格要足夠多，所以要從胞元入手展開間接模擬。全尺寸法是建立完全尺寸的蜂窩結構，保證足夠仿真精度的情況下減小網(wǎng)格規(guī)模，但是對工程應用中大規(guī)格蜂窩結構力學特性的研究有很大局限性。擴胞等效法從蜂窩結構的幾何層面入手，利用胞元的關鍵指標和幾何關系進行力學等效，如跨厚比等效。但是這種方法的局限性在于無法對蜂窩的彎曲、剪切、面內(nèi)變形和局部變形進行模擬。均勻化方法是對蜂窩的進行體等效，通過力學試驗測得蜂窩結構的全系列力學參數(shù)補充本構模型。LS-DYNA中的蜂窩等效模型有26號材料和126號材料。本文要研究的是面內(nèi)局部壓縮變形的蜂窩結構，所以宜選用全尺寸方法進行建模分析。但是使用該方法首先需要驗證網(wǎng)格收斂性。

1.2 蜂窩面內(nèi)準靜態(tài)壓縮仿真驗證

如圖2所示，蜂窩規(guī)格L×W×T為100 mm×100 mm×50 mm，胞元邊長h=l=5 mm，胞元壁厚t=0.08 mm，θ=30°。蜂窩鋁基材為3003鋁。蜂窩有限元模型選用隨動塑性材料模型，不考慮應變率效應，3003鋁材料參數(shù)如表1所示。為與實物試驗場景一致，有限元模型中蜂窩上下為剛性平板，兩平板與蜂窩的接觸使用*AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE，使用靜動摩擦因數(shù)分別為0.2和0.15。蜂窩的自接觸使用*AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE，對應靜動摩擦因數(shù)同上。

圖2 蜂窩準靜態(tài)試驗及有限元模型Fig. 2 Quasi-static test and finite element model of honeycomb

表1 3003鋁和膠合板材料參數(shù)[13]Table 1 Material parameters of Al3003 and plywood

為了評價網(wǎng)格的收斂性，蜂窩應離散成不同網(wǎng)格大小進行結果比對。由于蜂窩結構的面外壓縮主要是胞壁在T方向上的屈曲和折疊變形，網(wǎng)格離散尺度因子越小，計算結果越收斂于實際值，研究結論表明面外壓縮的最佳離散因子值為0.125[14]，即T方向的網(wǎng)格尺寸為5 mm×0.125 mm。而對于面內(nèi)壓縮，主要變形為胞壁的屈曲和沿塑性鉸的轉動，其離散尺度可以適當放大。所以考慮離散因子分別為0.5，0.33和0.2，即蜂窩網(wǎng)格尺寸為2.5，1.67和1.00 mm。

實物試驗和仿真的壓縮位移-力曲線結果如圖3(a)所示。對于試驗結果，當蜂窩壓縮量為10 mm左右時，壓縮力沒有出現(xiàn)初始峰值力。壓縮力在蜂窩被壓縮到70 mm之前逐漸增加，平臺力約為170 N。對于不同網(wǎng)格離散度的仿真結果，隨著網(wǎng)格尺寸的增大，初始峰值力越來越明顯，然后，壓縮力下降到一個緩慢增加的平臺區(qū)，平臺力水平也約為170 N。這其實也很容易解釋，胞壁上網(wǎng)格數(shù)量越少，胞壁在面內(nèi)方向上越難發(fā)生屈曲，導致峰值力隨著網(wǎng)格數(shù)量的減少而愈加明顯。待大部分內(nèi)壁發(fā)生屈曲后，內(nèi)壁變形變?yōu)檠胤涓C胞壁交界線(即塑性鉸)的轉動直至與前一層堆疊，此時蜂窩變形受邊長上網(wǎng)格數(shù)量的影響就減弱了，因此平臺段壓縮力與實物試驗相差不大。圖3(b)為力位移曲線積分得到的能量-位移曲線，可以看到網(wǎng)格離散度為0.50時吸收能量較試驗值多，離散度為0.33和0.25時與試驗結果吻合情況較好。

圖3 蜂窩準靜態(tài)壓縮試驗與不同離散度仿真結果比較Fig. 3 Comparison of honeycomb quasi-static compression test and simulation results with different discrete factors

考慮力和能量情況，0.50離散度的結果表現(xiàn)出初始峰值力過大，壓實比明顯提前和能量明顯偏高，因此不宜選用；而0.33或0.25的離散度結果均與試驗結果較好吻合。

1.3 蜂窩體面內(nèi)動態(tài)沖擊驗證

這里通過用落錘撞擊U型鋼板(模擬人胸部)引導蜂窩產(chǎn)生面內(nèi)局部壓縮的面內(nèi)動態(tài)沖擊試驗來驗證蜂窩數(shù)值模型。蜂窩規(guī)格L×W×T為250 mm×650 mm×100 mm，胞 元 尺 寸h=l=5 mm，t=0.08 mm，θ=30°，使用3003鋁，考慮材料應變率效應，材料參數(shù)如表1所示。落錘重43 kg，離鋼板高0.8 m。使用全尺寸方法建立蜂窩有限元模型，試驗場景與準靜態(tài)試驗相同，蜂窩網(wǎng)格大小分別為1.67 mm和1.00 mm。

圖4時間序列圖顯示了從0.41 s到0.49 s的蜂窩動態(tài)沖擊試驗和仿真變形情況，反映的蜂窩變形情況與試驗對應時間的變形情況基本一致，最后蜂窩縱向面內(nèi)壓縮程度和兩側翹起也基本一致。

圖4 蜂窩面內(nèi)動態(tài)沖擊試驗和仿真結果對比Fig. 4 Comparison of in-plane dynamic impact test and simulation results of honeycomb

如圖5(a)所示，撞擊開始時，試驗、網(wǎng)格離散度為0.25仿真和網(wǎng)格離散度為0.33仿真結果分別出現(xiàn)了3 400，3 900和4 500 N的初始峰值力，這與準靜態(tài)仿真的結果一致，網(wǎng)格越小初始峰值力越小，越接近試驗值。平臺段，試驗結果在2 000 N附近震蕩，隨著壓縮程度的加大，平臺力緩慢上升。仿真結果平臺力水平和趨勢都與試驗大致相同，但平臺力的震蕩程度小于試驗結果。從圖5(b)能量曲線可以得知仿真與試驗能量都從0線性增加至350 J左右，仿真能量結果都略高于試驗能量結果。最終的蜂窩塑性變形能為350 J，落錘的重力勢能在撞擊過程中全部耗散，蜂窩壓縮比例約為65.6%。

圖5 蜂窩動態(tài)沖擊試驗與不同離散度仿真結果比較Fig. 5 Comparison of honeycomb dynamic impact test and simulation results with different discrete factors

表2比較了2種網(wǎng)格離散度下蜂窩結構網(wǎng)格規(guī)模和計算時間，可以比較得胞元方向劃分3個與4個網(wǎng)格時，網(wǎng)格規(guī)模增加0.8倍，但計算時間增加了1.6倍，而這2種離散度下動態(tài)沖擊仿真結果都與試驗結果較好吻合，因此結合精度和計算效率，本文選擇離散度為0.33進行下一步的仿真分析。

表2 不同網(wǎng)格離散度的蜂窩模型網(wǎng)格規(guī)模和計算時間Table 2 Honeycomb model size and computation time ofmodels with different mesh discrete factors

2 客車內(nèi)飾和乘員有限元模型

2.1 內(nèi)飾有限元模型

使用Hypermesh建立內(nèi)飾有限元模型。雙壁厚蜂窩的胞元尺寸為h(=l)×t=4 mm×0.08 mm，離散度0.33，網(wǎng)格大小為1.33 mm。蒙皮厚度0.16 mm，網(wǎng)格尺寸為2 mm。使用*CONTACT_ TIED_NODES_TO_SURFACE模擬蜂窩與蒙皮的黏接。黏接失效在這次的仿真中不予考慮，原因是蒙皮厚度和蜂窩壁厚都非常小，而由于黏接的膠瘤接觸面積較大、黏接劑黏性較強，在黏接失效之前蒙皮或蜂窩便已撕裂[13]。蜂窩基材和蒙皮均為3003鋁，使用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC材料卡片，材料參數(shù)如表1所示，考慮應變率作用。蜂窩和蒙皮單獨定義*CONATCT_SINGLE_AUTOMATIC單面接觸。

框架使用厚度為4 mm的鋼材，材料卡片為*MAT_PLASTIC，材料參數(shù)如表1所示。框架兩端與車體側墻、地板使用*CONSTRAINED_EXTRA_NODES。支撐腿和側墻使用*MAT_RIGID材料，限制除X方向(運動方向)平動外所有自由度。泡沫纖維坐墊使用*MAT_LOW_DENSITY_FORM材料模型。內(nèi)飾單獨施加美國Volpe中心建議的三角形8g-250 ms減速波形作為列車碰撞時的減速度。

2.2 假人有限元模型與損傷評價

假人采用LSTC公司提供的標準50th半剛性坐姿假人模型，并由NASA驗證了該假人模型具有良好的損傷預測能力[15]。使用*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFSCE定義假人與內(nèi)飾接觸，使用*CONTACT_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE定義假人自接觸，建立的有限元模型如圖1所示。

根據(jù)GM/RT 2100和APTA PR-CS-S-018-13的規(guī)定，在任意3 ms內(nèi)胸部合成加速度平均值A不得超過60g，胸部壓縮量THCC不得超過63 mm，綜合胸部指數(shù)(CTI)不得超過1.0。CTI計算如式(1)所示。Aint為90g，Dint為103 mm。

胸部的主要器官是由軟組織構成的。生物力學研究表明，胸部速率敏感性變形主要引起軟組織損傷，黏性判據(jù)VC考慮了速度的影響。VC主要用于評價軟組織在高速沖擊下的損傷情況，可以較好地預測軟組織相關損傷。VC計算如式(2)。V(t)為瞬時胸部壓縮速度，m/s，D(t)為瞬時胸部壓縮量。

本文中使用的假人模型沒有腹部損傷輸出。因此，使用接觸力間接測量傷情。研究[15]得出結論，當撞擊力小于2 250Ibf(10 kN)，所有胸部和腹部的損傷都在限制值范圍內(nèi)。因此，通過考慮假人與桌子之間的接觸力來評估腹部損傷，其極限值為10 kN。

頭部損傷準則(HIC)是頭部最常用的損傷準則。但是，HIC僅用于評價頭部線性運動導致的顱骨骨折和集中性腦損傷。而頭部在較大角加速度的作用下會使不同質量的顱內(nèi)灰白質之間產(chǎn)生剪應力而造成神經(jīng)軸索斷裂和血管的損傷，又稱彌散性軸索損傷。因此只考慮HIC是不夠的，所以本文增加考慮頭部旋轉角加速度的損傷評價。Newman于1986年提出顱腦損傷通用加速度模型GAMBIT[16]，如式(5)所示。am為頭部線性運動合成加速度，g；αm為頭部合成角加速度，rad/s2。GAMBIT安全值應小于1.0。

頸部損傷指標(Nij)在任何時間均不得超過1.0，Nij的計算如公式(5)。

當頸部處于受拉狀態(tài)時，F(xiàn)ZC為6 806 N；

當頸部處于受壓狀態(tài)時，F(xiàn)ZC為6 160 N；.

當頸部處于向前彎曲狀態(tài)時，MYC為310 Nm；

當頸部處于向后伸展狀態(tài)時，MYC為135 Nm。

另外，頸部軸向拉伸峰值力不應超過4 170 N，軸向壓縮峰值力不應超過4 000 N。

3 結果和討論

3.1 吸能桌承載性能校核

為了驗證餐桌承載重物和正?？呐鰰r不會產(chǎn)生明顯的塑性變形，保證餐桌發(fā)揮被動防護性能，有必要對餐桌進行承載強度校核。根據(jù)GM/RT 2100標準規(guī)定，1 000 N垂向均布載荷施加在上表面127 mm×127 mm矩形區(qū)域，1 500 N縱向均布載荷施加在后表面203 mm×80 mm矩形區(qū)域，桌子均不得產(chǎn)生明顯的永久變形。

本文校核了蜂窩胞元壁厚為0.09 mm，蒙皮厚度為0.18 mm的吸能桌承載后變形情況。如圖6(a)，施加垂向均布載荷后，餐桌產(chǎn)生了1.662 mm的塑性變形，相對桌面T方向厚度80 mm，變形比例2.1%，變形不明顯；如圖6(b)，施加縱向均布載荷后，餐桌產(chǎn)生了1.418 mm的塑性變形，相對桌面L方向長度320 mm，變形比例0.44%，變形也不明顯。所以，胞元壁厚為0.09 mm或更大，蒙皮厚度為0.18 mm或更大的餐桌強度校核滿足標準規(guī)定，因此可用于后文的餐桌被動安全防護性能研究。

圖6 吸能桌桌承載強度仿真結果Fig. 6 Table bearing strength simulation results

3.2 吸能桌被動安全防護性能驗證

圖7展示了假人與現(xiàn)有木質餐桌(材料參數(shù)如表1)和吸能桌撞擊時的姿態(tài)響應情況，分別對應為a假人和b假人。對于a假人，0.15 s時，胸部受到劇烈擠壓，0.20 s時，軀干呈C型繞接觸點逆時針轉動，0.25 s時，桌面反彈分離并與座椅發(fā)生3次碰撞，0.30 s時，頸部后向彎曲嚴重。因此，a假人在碰撞中胸部、腹部、頸部甚至脊柱可能受到致命損傷，這與調(diào)查[9]統(tǒng)計結果一致。對于b假人，0.15 s時，在餐桌蜂窩夾層結構的吸能緩沖作用下姿態(tài)沒有發(fā)生較大的變化，0.20 s時，假人軀干發(fā)生C型彎曲，但是沒有發(fā)生轉動，0.25 s時，軀干繞接觸點緩慢順時針轉動，0.30 s時，下肢著地，上半身在重力作用下趴向桌面?？偟膩砜?，a假人與b假人的運動姿態(tài)響應差異明顯。前者在撞擊開始后胸部變形更快，更明顯，同時軀干迅速蜷曲。b假人則在蜂窩夾層結構壓縮緩沖吸能防護作用下，一直保持向前運動，直至內(nèi)飾停止運動后腳掌著地，上肢匍匐在桌面上，避免了與其他內(nèi)飾發(fā)生多次碰撞。

圖7 假人撞擊現(xiàn)有餐桌和吸能桌的運動姿態(tài)對比Fig. 7 Comparison of motion diagram of dummy impact on existing dining table and energy absorption table

表3比較了現(xiàn)有餐桌和吸能餐桌對乘員造成的損傷情況。對于現(xiàn)有餐桌，除胸部加速度和頸部指標外，其余指標都顯著超過極限值；而對于吸能桌，除撞擊力超標，其余損傷指標傷害都在安全范圍內(nèi)。因此，采用可壓潰蜂窩夾層結構吸能桌能有效地保護乘員在撞擊中免受嚴重傷害。

表3 假人與現(xiàn)有桌和吸能桌撞擊后損傷對比Table 3 Comparison of injury values of dummy impact on existing table and energy absorption table

3.3 餐桌防護性能的影響因素分析

在餐桌強度校核結果基礎上，考慮假人與不同的胞元厚度t1和蒙皮厚度t2的吸能桌撞擊后的胸部壓縮、接觸力和蜂窩夾層結構變形情況，探究t1和t2這2個因素對吸能桌防護性能的影響。

3.3.1 蜂窩胞元壁厚影響分析

圖8表示蒙皮厚度t2為0.22 mm時，胞元厚度變化對撞擊力和假人胸部壓縮量的影響。對于圖8(a)撞擊力-時間曲線，可以看到由于蜂窩夾層結構的有序逐級壓潰，撞擊力均出現(xiàn)了上下震蕩、多峰、峰值越來越大的規(guī)律，撞擊力水平隨著胞元厚度的增加而增加。胞元厚度為0.09 mm時蜂窩夾層結構在撞擊結束前出現(xiàn)了相比于之前的峰值大得多的峰值，結合圖9蜂窩的變形情況，可以得知蜂窩夾層結構進入了壓實段導致撞擊力水平的激增，其他厚度的夾層結構沒有壓實而出現(xiàn)出現(xiàn)撞擊力激增。但是，當胞元厚度為0.12 mm時，撞擊力水平明顯提高，部分峰值也超過極限值10 000 N，證明假人腹部有可能遭受嚴重損傷，因此胞元厚度取值0.10 mm和0.11 mm較為適宜。對于圖8(b)胸部壓縮量曲線，可以明顯看到胞元厚度為0.09 mm時胸部壓縮量曲線也是出現(xiàn)了激增曲線段，對應前面的分析是由于蜂窩夾層結構壓實導致的。另外，撞擊開始至結構還未壓實前，胸部壓縮量的增加速率隨著胞元厚度的增加而加快，除0.09 mm胞元厚度，峰值出現(xiàn)的時間隨著胞元厚度的增加而稍有提前。

圖8 假人與不同蜂窩壁厚的吸能桌撞擊時力與胸部壓縮量對比Fig. 8 Comparison of injury values between with energy absorption table of different honeycomb wall thickness impact with dummy

圖9 不同蜂窩壁厚的夾層結構最終變形Fig. 9 Final deformation of sandwich structure with different honeycomb wall thickness

3.3.2 蒙皮厚度影響分析

圖10表示蜂窩胞元厚度t1為0.10 mm時，蒙皮厚度變化對撞擊力和胸部壓縮量的影響。對于圖10(a)撞擊力-時間曲線，同樣可以看到撞擊力也出現(xiàn)了上下震動、多峰、峰值越來越大的規(guī)律，但是撞擊力水平隨著蒙皮厚度增加的提升并不明顯。從圖11所示夾層結構的最終變形圖可以看出，蒙皮厚度為0.18 mm和0.20 mm時夾層結構最終壓實，導致撞擊力在最后均突增至10 000 N左右。從圖10(b)胸部壓縮量-時間曲線可以看出，蒙皮厚度為0.18 mm和0.20 mm時，胸部壓縮量曲線均出現(xiàn)了激增段，最軟的結構最終產(chǎn)生了最大的胸部壓縮量，分別達到了49.10 mm和45.54 mm。同樣，在夾層結構均未壓實之前，胸部壓縮量的增加速率隨著蒙皮厚度的增加而增加。

圖10 假人與不同厚度蒙皮的吸能桌撞擊時力與胸部壓縮量對比Fig. 10 Comparison of injury values between with energy absorption table of different skin thickness impact with dummy

圖11 不同蒙皮壁厚的夾層結構最終變形比較Fig. 11 Comparison of final deformation of sandwich structure with different skin wall thickness

3.4 乘員損傷指標評價與優(yōu)化

對16組胞元厚度、蒙皮厚度參數(shù)組合的吸能桌對假人損傷指標CTI，F(xiàn)和VC進行評價。如表4所示，權重分別為1/3，1/3和1/30 000，最后計算總分。第1個組合和最后2個組合得分大于0.8分別代表夾層結構過軟和過硬。(0.10 mm×0.22 mm)組合得分最低，防護效果最好。

表4 不同參數(shù)組合下假人的損傷指標評估Table 4 Injury values evaluation under different parameter combinations

4 結論

1) 0.20和0.33網(wǎng)格離散度下，蜂窩準靜態(tài)面內(nèi)壓縮仿真和動態(tài)沖擊仿真均與試驗結果吻合良好。

2) 吸能桌承受垂縱向均布載荷后均產(chǎn)生了較小的永久變形，承載強度符合標準GM/RT 2100要求。

3) 本文設計的吸能桌在列車發(fā)生碰撞事故時能夠發(fā)揮蜂窩-蒙皮夾層結構的緩沖、壓潰吸能作用，有效保護乘員身體各個部位免遭劇烈損傷。

4) 隨著蜂窩胞元壁厚和蒙皮厚度的增加，夾層結構越來越硬，過早壓實的蜂窩夾層結構和過硬蜂窩夾層結構都會對乘員造成傷害。根據(jù)不同參數(shù)組合下的損傷評價結果，胞元壁厚為0.10 mm和蒙皮厚度為0.22 mm的蜂窩夾層結構能夠使標準50th假人充分利用壓潰行程使假人胸部損傷保持最低水平。

本文的不足與后續(xù)研究方向：

1) 僅考慮50th假人的損傷情況，沒有考慮5th和95th假人的損傷情況，后續(xù)將繼續(xù)開展研究。

2) 本文假人與吸能桌的碰撞均為有限元仿真結果，缺少吸能桌實物與混Ⅲ假人的實物碰撞試驗來驗證吸能桌防護性能的有效性，后續(xù)考慮加入實物試驗對仿真結果進行驗證與修正。