高共面/異面抗沖擊承載能力的新型蜂窩設計及吸能評估*

廖 就，李志剛，梁方正，王佳銘，劉婉婷，李 萌，馮建文

（1.北京交通大學機械與電子控制工程學院，北京 100044；2.中國空間技術研究院錢學森空間技術實驗室，北京100094；3.中國民用航空適航審定中心，北京100102）

蜂窩結構由于其密度低、壓縮變形能力強且變形可控等優點，被廣泛應用于碰撞緩沖吸能領域。但蜂窩是一種各向異性結構，研究表明，常規鋁蜂窩通常只在異面方向具有很好的承載能力，在共面方向承載很弱，異面承載性能遠高于共面[1]。但在作為緩沖結構的實際應用過程中，承受的沖擊載荷方向往往具有一定的不確定性，例如汽車的不同角度碰撞、直升機方向不確定的墜毀、城市安全島防護等場景。在這些實際應用環境下，蜂窩除了要提供必要的異面承載能力之外，共面方向也要具備一定的強度，因此傳統蜂窩共面異面承載能力差距大的問題就限制了蜂窩的實際應用。跟與蜂窩替代使用的泡沫結構相比，泡沫結構（如泡沫鋁）雖具有近似各向同性的特征，能夠多向承載，但是相比于蜂窩結構，泡沫鋁是逐漸壓實的過程，承載力曲線是逐漸上升，不能保持穩定的平臺段；另外泡沫鋁的有效壓縮比與蜂窩相比更小，比吸能也相對要小。因此，本文的目標是設計高共面/異面抗沖擊能力的新型蜂窩構型并對其吸能效果進行評估，提高共面/異面的蜂窩承載吸能比例。

目前在對蜂窩結構的研究中，主要集中在共面或異面某一個特定壓縮方向下的分析。在異面方向的研究中，部分學者[2-4]通過理論研究的方式為蜂窩結構的緩沖設計提供思路，其中榮吉利等[2]基于超簡化折疊單元理論，給出了六邊形蜂窩異面壓縮時的平臺應力計算的理論公式。還有部分學者的研究聚焦在異面承載性能優良的新型蜂窩結構的設計上，何彬等[5]提出了一種基于菱形和圓形的新型蜂窩，通過在中高速沖擊工況下與傳統蜂窩進行對比，發現新型蜂窩異面承載能力和能量吸收能力較好。杜義賢等[6]提出了一種內部嵌套菱形結構的新型Y形周期性點陣結構，仿真結果表明該構型承載性能更加優越。Yang 等[7]在傳統六邊形蜂窩結構基礎上引入馬蹄形結構可以提升結構的異面承載能力和比吸能。王中鋼等[8]、Wang 等[9]通過在六邊形蜂窩內部合理布置加強筋，通過有限元仿真的方式研究了不等厚加筋對于正六邊形蜂窩的異面承載能力影響，并且提出了兩種新的加強蜂窩構型，分別是雙六邊形蜂窩以及內部圓加筋蜂窩，并建立了其平均壓縮力和比吸能的理論模型，并通過仿真的方式加以驗證，研究結果表明，新型加強蜂窩的平均壓縮力和比吸能均優于傳統六邊形蜂窩和三角形蜂窩。

在蜂窩共面方向的研究中，胡玲玲等[10-11]研究了不同胞元構型和排列方式對蜂窩面內沖擊力學性能的影響，發現不同的胞孔構型導致胞壁的受力狀態不同，影響蜂窩的宏觀力學性能。Liu 等[12]研究了沖擊載荷作用對不同胞元微拓撲結構的動態沖擊性能影響。何強等[13]建立了具有固定相對密度的分層屈服強度梯度圓形蜂窩模型，研究表明屈服強度梯度的變化使得蜂窩材料的局部變形模式發生變化，合理調節屈服強度梯度的變化可以減小初始峰值應力。為改善傳統蜂窩共面方向承載能力較較弱的缺點，不少學者提出了共面承載能力優良的新型蜂窩。Hedayati 等[14]提出了一種新型的八角形蜂窩，并與傳統構型蜂窩進行了比較，發現八角形蜂窩的屈服應力和彈性模量值與正六邊形蜂窩相接近，且優于其他蜂窩；Thomas等[15]在鋁合金蜂窩胞元內增加水平加強筋以提高其剛度，采用試驗和仿真的手段研究了這種加強型六邊形蜂窩的共面剛度和耗能性能。也有學者采用具有負泊松比的胞元構建新型蜂窩，盧子興等[16]采用數值方法，研究了負泊松比蜂窩在不同沖擊速度下的變形模式和能量吸收等動力學響應特性。Hu 等[17]對比了負泊松比的內凹六邊形蜂窩與傳統六邊形蜂窩的面內剛度，發現等壁厚的內凹六邊形蜂窩的剛度高于六邊形蜂窩，但在等相對密度的前提下，內凹六邊形蜂窩的泊松比絕對值必須大于特定值時，才有更高的面內剛度。馬瑞君等[18]提出了一種新型改進內凹六邊形蜂窩，通過數值仿真研究發現該構型具有三維負泊松比特性，該性能使蜂窩在共面壓縮時具有更高的平臺應力。

上述關于蜂窩的研究基本上都集中在蜂窩單一方向的承載能力，尚缺少同時兼顧共面和異面兩個方向承載能力的研究。因此本文提出了3種新的高共面/異面抗沖擊承載能力的新構型蜂窩，并對它們共面及異面的的承載能力進行了仿真評估，研究成果可為多方向載荷沖擊下蜂窩結構設計提供參考依據。

1 新構型蜂窩設計

本節提出了3種高共面/異面抗沖擊承載能力的新構型蜂窩。

1.1 胞壁弓字形彎折蜂窩

傳統六邊形蜂窩承受共面壓縮時僅依靠胞壁從折痕處折疊彎曲來吸能，內部孔隙無支撐導致共面方向承載能力很弱，直接導致蜂窩結構的共面異面承載能力差距很大。因此，本構型以傳統六邊形蜂窩為出發點，將初始豎直胞壁每隔一段距離a向內部進行一次彎折，彎折長度為x，彎折的深度確保三部分彎折胞壁可以相互接觸，從而能夠在共面方向上相互支撐而承載吸能，模型的胞元邊長為l，壁厚為t，高度為h，設計思路如圖1所示。該蜂窩一方面以誘導變形思路規范了蜂窩異面壓縮時的變形次序，另一方面內部折疊胞壁形成共面支撐肋板，承受共面壓縮時，可以提供有效支撐，以提升共面方向的承載能力，最后達到縮小共面和異面承載能力差距的設計目的。

圖1 胞壁弓字形彎折蜂窩設計思路Fig.1 Design of the bow-shaped honeycomb

1.2 層間組合蜂窩

傳統蜂窩構型的胞壁均沿異面一個方向進行擴展延伸，這樣的結構具有單一方向性的特點，導致蜂窩共面方向和異面方向承載能力具有較大的差距。因此本構型擬通過對蜂窩結構進行分層組合，使隔層蜂窩在空間中具備一定的交錯角度來打破傳統蜂窩結構的承載方向單一性，進而達到縮小共面異面承載能力差距的目的?？紤]到六邊形蜂窩的胞元邊界之間相互有交叉，不容易實現層間組合的設計思路，因此本構型在設計時以傳統的三角形蜂窩為出發點，隔層蜂窩在空間中交錯90°，進而組合為一整體。本構型胞元邊長為l，壁厚為t，模型高度為h，設計思路如圖2所示，該層間組合蜂窩突破傳統蜂窩胞壁結構方向的單一性，力求共面和異面方向上的承載結構趨同，最后達到縮小共面、異面方向上的承載和吸能差距的設計目的。

圖2 層間組合蜂窩設計思路Fig.2 Design of the staggered honeycomb

1.3 折疊蜂窩

由于傳統蜂窩結構的特殊性，導致共面異面承載能力相差甚遠?；诖?，Zhai 等[19]依據Miura 折紙原理提出了一種共面承載能力優良的折疊蜂窩，通過引入初始折痕對蜂窩進行折疊設計以改變傳統蜂窩結構的緩沖特性，控制蜂窩結構的變形模式，但前期并未進行共面和異面承載能力的對比。根據折紙原理，將蜂窩結構沿面內假設為展開后的平面，沿脊線向內、谷線向外折疊，折疊后有兩個折疊角α 和γ（α為蜂窩側面中兩條棱之間的夾角，γ 為蜂窩棱邊與水平線的夾角）。六邊形胞元邊長為l，壁厚為t，模型的整體高度為h，設計過程如圖3所示。

圖3 折疊蜂窩設計思路Fig.3 Design of the folded honeycomb

2 不同構型蜂窩動態壓縮有限元模型建立及仿真分析

為了驗證建立的高共面/異面新型蜂窩有限元模型的有效性，本文將首先通過對常規的六邊形蜂窩進行仿真分析和壓縮試驗，通過仿真與試驗的對比以驗證建模和仿真方法的正確性，然后在此基礎之上，利用相同的建模方法，建立了新構型蜂窩的共面及異面動態壓縮的仿真模型以進行后續的抗沖擊性能評估。

2.1 鋁蜂窩建模及仿真方法驗證

本次試驗用3003鋁蜂窩采用波紋法制作，胞元短邊長c=6 mm，長邊長l=10.4 mm，擴展角α =120°，壁厚t=0.045 mm，相對密度為0.006，試驗所用蜂窩試樣為長寬為77 mm，高為36 mm 的長方體試件，如圖4所示。本次試驗在TA ElectroForce 3300試驗機上進行，試驗過程中分別用力傳感器和線性位移傳感器測量壓力和試件位移。在10 s?1應變率下進行了蜂窩異面及共面壓縮試驗，如圖4(c)所示。根據試驗機壓頭的力和位移傳感器采集得到的載荷位移曲線，根據σ =F/A,ε =d/H，（其中F為壓力，A為蜂窩試件垂直壓縮方向的橫截面積，d是壓頭位移，H為蜂窩試件高度）轉化得到應力應變曲線。

圖4 蜂窩壓縮試驗Fig.4 Compression testson honeycombs

基于HyperMesh 和LS-DYNA 平臺建立鋁蜂窩異面及共面的動態壓縮模型。其中鋁蜂窩介于上下兩塊剛性平板中間，下剛性板施加全固定約束，上剛性板只有壓縮方向1個移動自由度。對上剛性板施加強制位移使其勻速沖擊蜂窩。另外，兩端剛性板與蜂窩之間設置為自動面-面接觸，蜂窩自身設置為自接觸以模擬鋁蜂窩自身之間的接觸，設置鋁蜂窩自接觸摩擦系數為0.1，鋁蜂窩與剛性板間的摩擦系數為0.3。

兩端剛性墻采用剛性材料（MAT_20）模擬。蜂窩采用多段線性彈塑性模型（MAT_24）進行模擬，材料參數由3003鋁蜂窩的基體材料試驗得出，彈性模量為70 GPa，密度為2 700 kg/m3，泊松比為0.35，屈服應力為200 MPa。模型采用四節點四邊形殼單元進行網格劃分，經過網格收斂性性分析，網格大小選擇為0.3 mm，厚度方向設置5 個積分點。

為了確定蜂窩有限元模型的有效性，利用上述仿真建模方法，建立了與試驗對應的有限元模型，進行仿真模型的驗證。由于試驗過程中未采用高速攝像機，缺少試驗過程照片。對于該模型，僅進行了應力應變曲線的對比。其中10 s?1應變率沖擊工況下的異面及共面的仿真與試驗所得到的應力-應變曲線對比分別如圖5(a)和圖5(b)所示?？梢钥闯?，異面和共面壓縮時試驗和仿真的應力應變曲線基本保持一致，平臺應力與試驗數值接近，表明該模型具有較好的精度。

圖5 仿真結果試驗驗證Fig.5 Comparison of the compressivestress-strain curves between test and simulation

為了進一步驗證變形模式，參考文獻[20]中10 m/s壓縮速度的蜂窩異面壓縮工況，按照文獻中給出的蜂窩尺寸和材料參數進行了仿真分析，應力應變曲線及仿真過程對比分別如圖6(a)和圖6(b)所示，仿真與試驗過程均表現出蜂窩從沖擊端對側發生規則的褶皺變形致使模型逐步壓潰，而且平臺應力吻合結果較好，進一步驗證了該模型的精度。

圖6 在10 m/s 速度下試驗和仿真的對比Fig.6 Comparison of the platform stressand deformation model between test and simulation at 10 m/s

2.2 新構型蜂窩仿真模型建立

表1 不同構型蜂窩的尺寸Table 1 The sizesof different honeycombs

2.2.1胞壁弓字形彎折蜂窩仿真模型建立

按照2.1節經過驗證的仿真建模方法，建立了胞壁弓字形彎折蜂窩的有限元模型如圖7所示。

圖7 胞壁弓字形折疊蜂窩仿真模型Fig.7 The finite element model of the bow-shaped honeycomb

胞壁弓字形彎折蜂窩異面動態壓縮的變形過程如圖8所示。從圖8可以看出，異面沿z軸方向壓縮時，壓縮過程明顯兩段化，類似于具有交叉分層梯度特性的串聯式組合蜂窩，模型由折疊胞壁相互接觸形成的三角形蜂窩和初始六邊形蜂窩兩部分交叉分布構成，而不是單純按照梯度進行排列的。從變形過程來看，兩部分中六邊形蜂窩的承載能力較低，因此首先發生六邊形胞壁部分（如圖8(a)中紅色橢圓區內所示）承受較高應力，從下至上依此發生周期性的折疊變形，表現在圖9應力應變曲線中的第1個平臺段。當前序蜂窩也就是六邊形蜂窩部分壓縮密實之后，內部三角形蜂窩才會發生周期性折疊變形使模型進一步坍塌，如圖8(b)中黃色矩形區內所示，此時結構的承載能力迅速提高，表現在圖9中異面壓縮應力應變曲線的第2 個平臺段。在異面壓縮下，每一部分均出現彈性、塑性坍塌以及密實化3 個階段。

圖8 胞壁弓字形彎折蜂窩異面變形過程Fig.8 The deformation mode of the bow-shaped honeycomb under crush in out-of-planedirection

胞壁弓字形彎折蜂窩承受x和y兩個方向的共面動態壓縮時，上下剛性板附近的胞壁承受局部高應力，表現為從沖擊段對側產生局部變形帶，依次變形壓潰，如圖10所示。與傳統六邊形蜂窩相比，由于內部弓字形彎折胞壁相互接觸起到重要的支撐作用，改變了初始六邊形蜂窩的共面變形模式，胞壁不能直接繞其端點轉動而引起胞孔坍塌，此時的主要承載結構由外部胞壁變成內部相接觸的折疊胞壁部分，承載方式轉化為內部三角形蜂窩承受共面壓縮以及折疊胞壁部分的相互接觸壓潰的耦合承載，大大增加了共面方向的承載能力，由于相鄰層的折疊胞壁壓潰時間不一致，壓潰過程中表現出明顯的平臺段，最后伴隨整個模型壓潰進入密實段，承載力急劇上升。由圖9可以看出，胞壁弓字形彎折蜂窩在x和y兩個共面方向上的承載能力基本一致，且跟異面方向上的承載能力在前期已經比較接近。

圖9 胞壁弓字形彎折蜂窩應力應變曲線Fig.9 The stress-strain curves of the bow-shaped honeycomb in in-plane and out-of-planedirections

圖10 胞壁弓字形彎折蜂窩共面變形過程Fig.10 The deformation mode of the bow-shaped honeycomb under crush in in-plane direction

2.2.2層間組合蜂窩仿真模型建立

按照2.1節中的建模方法，建立了層間組合蜂窩的有限元模型，如圖11所示。

圖11 層間組合蜂窩仿真模型Fig.11 The finite element model of the staggered honeycomb

由于層間組合蜂窩的設計特點，異面z方向和共面x方向的承載結構一致，因此兩個方向上的變形模式趨同，如圖12所示。從圖12可以看出，此時層間組合蜂窩變形分為兩大部分：一部分為平行壓縮方向的胞壁，另外一部分為垂直壓縮方向的胞壁。其中與壓縮方向平行的胞壁等同于傳統三角形蜂窩進行異面壓縮，變形模式相同，均形成規則的褶皺變形以吸收能量，如圖12中藍色橢圓部分所示，該部分承載能力穩定，是層間組合蜂窩承受異面壓縮時的主要吸能部分，形成如圖13中應力應變曲線異面承載時的平臺段；垂直壓縮方向的胞壁在承受壓縮時，變形模式類似于傳統三角形蜂窩的面內壓縮變形，受載后胞壁繞端點轉動進而發生彎曲導致模型迅速壓潰，如圖12中綠色橢圓部分所示，與第一部分相比，該部分吸能能力較弱，對應力的貢獻很小。由圖13可以看出，由于承載結構的一致性，層間組合蜂窩承受異面壓縮和共面x方向壓縮時的承載差距很小。

圖12 層間組合蜂窩異面和共面x 方向變形模式Fig. 12 The deformation mode of the staggered honeycomb in in-plane direction (x axis direction)and out-of-plane direction

圖13 層間組合蜂窩應力應變曲線Fig.13 The stress-strain curves of the staggered honeycomb in in-plane and out-of-planedirections

層間組合蜂窩在承受共面y方向的加載時，此時該構型蜂窩類似于兩層傳統三角形蜂窩的空間上的交叉組合，每層的變形模式與傳統三角形蜂窩共面壓縮保持一致，層間組合蜂窩從加載段對立側開始依次變形，三角形蜂窩的傾斜胞壁發生彎曲導致模型快速壓潰，胞孔從上下兩端向中間逐漸壓垮密實，形成明確的局部化變形帶，如圖14所示。由于每層變形時間不一致，應力維持穩定上下波動，在該方向上承載能力較差，如圖13所示。

圖14 層間組合蜂窩共面y 方向變形模式Fig.14 The deformation modeof the staggered honeycomb in in-plane(y-axis)direction

2.2.3折疊蜂窩仿真模型建立

按照2.1節中的建模方法，建立了壓縮下折疊蜂窩的有限元模型，如圖15所示。

圖15 折疊蜂窩有限元模型Fig.15 The finiteelement model of the folded honeycomb

折疊蜂窩受異面z方向的動態壓縮變形模式如圖16所示。從圖16可以看出，由于初始折痕變形的引入，折疊蜂窩的變形模式與傳統六邊形蜂窩相比發生了變化，異面壓縮時，不再形成規則的褶皺變形使模型逐步的穩定壓潰，而是變成谷線折疊處向外彎曲變形，脊線折疊處向內彎曲變形，模型主要依賴Miura 機制進行折疊。因為初始折痕的引入，導致耗能水平下降，該構型的異面承載能力得到一定的削弱，相較傳統六邊形蜂窩有所下降。

圖16 折疊蜂窩異面壓縮變形模式Fig.16 The deformation modeof the folded honeycomb under crush in out-of-plane direction

共面壓縮時，x方向加載時，出現分層變形模式，塑性區域主要出現在胞壁交接線上。開始承載時刻胞壁繞其端點轉動形成塑性鉸而使模型初步壓潰，在該過程中模型在中部形成局部變形帶，從兩側向中間逐層壓潰，如圖17(a)所示。胞壁并未發生大面積的塑性變形即進入初始壓密狀態，載荷保持穩定的同時稍有提升。隨著初始密實段的完成，從另一角度來看，由于折疊蜂窩具有初始折疊角，因此在x方向承載時需克服折疊角而使模型逐漸壓平，此時承載力提升速度加快，模型承載能力進一步提高，伴隨著胞壁的相互接觸，模型進入最終密實化階段，變形過程如圖17(b)所示。在達到初始峰值應力后，常規蜂窩上的應力一般迅速減小，隨后出現一些波峰和波谷維持在平臺段。但是，折疊蜂窩在初始峰值應力點后的應力值仍然較高，結構的平臺應力隨之增大，吸能能力也隨之增大，如圖18所示。當進行y方向加載時，初始折痕的引入并未明顯改變變形模式，傾斜胞壁形成塑性鉸，于模型中部形成明顯的局部變形帶，整體表現為V 形變形，如圖19所示。折疊蜂窩結構的應力變化比傳統蜂窩結構的應力變化更平滑，吸能能力明顯增強，如圖18所示。

圖17 折疊蜂窩共面x 壓縮變形模式Fig.17 The deformation mode of the folded honeycomb under crush in in-plane (x-axis)direction

圖18 折疊蜂窩應力應變曲線Fig.18 The stress-strain curves of the folded honeycomb in in-planeand out-of-plane directions

圖19 折疊蜂窩共面y 壓縮變形模式Fig.19 Thedeformation mode of the folded honeycomb under crush in-plane (y-axis)direction

3 新構型蜂窩抗沖擊承載吸能評價

蜂窩結構的承載能力與變形模式、屈曲變形區平臺應力以及能量吸收率密切相關。在相對密度及沖擊工況保持一致的前提下，利用不同評價指標進行胞壁弓字形彎折蜂窩、層間組合蜂窩和折疊蜂窩3種新構型蜂窩的抗沖擊承載能力分析。此外，為了與傳統六邊形蜂窩的抗沖擊承載能力進行對比，本文同時也進行了相同沖擊工況下的相對密度一致的六邊形蜂窩的動態壓縮仿真，此時六邊形蜂窩模型的質量和體積 別為1 .291g 和22 869 m m3。

3.1 蜂窩吸能評價指標

蜂窩由于結構的特殊性，壓潰過程中，主要通過平臺段（對應于圖20中δs到δe段）蜂窩胞壁變形坍塌吸收能量，平臺應力通常用來表征蜂窩的吸能能力。首先計算出平臺力Fp，然后將平臺力轉化為平臺應力σp：

圖20 鋁蜂窩壓縮特性曲線Fig.20 The compression curveof an aluminum honeycomb

式中：σp為平臺應力， δs和δe分別為平臺段開始時和結束時的位移。

定義K為蜂窩在共面/異面平臺應力的比值：

式中：σi為共面壓縮平臺應力，σo為異面壓縮平臺應力。K值越大，說明蜂窩的共面、異面平臺應力越接近。

質量比吸能（Ea,s）是評價蜂窩材料在受壓縮過程中能量吸收能力的重要指標，是緩沖吸能裝置設計的重要參數。質量比吸能的計算公式為：

式中：Ea指蜂窩從初始壓縮時刻至蜂窩密實化階段開始時刻為止，蜂窩結構所吸收的能量，對應于圖20中彈性屈服段和平臺段下載荷位移曲線與位移軸所圍成的面積；m表示結構的質量，顯然比吸能越大，代表結構吸能能力更好。

本文中定義R為蜂窩共面/異面質量比吸能的比值，來評價共面和異面方向的吸能差異的大?。?/p>

式中：Ea,s,i為共面比吸能，Ea,s,o為異面比吸能。顯然質量比吸能Ea,s越大，單位質量的蜂窩結構吸能越多，吸能效率越高。R值越大，說明蜂窩共面、異面吸能的效率越接近。

3.2 不同構型蜂窩吸能特性對比

3種新蜂窩構型與傳統六邊形蜂窩的平臺應力對比如圖21和表2所示。從對比的結果可看出，3種新型蜂窩均通過削弱異面承載能力的同時提高共面承載能力的方式來縮小異面與共面抗沖擊承載能力的差距，K值均高于傳統六邊形蜂窩。傳統六邊形蜂窩共面及異面承載的平臺應力差距近50多倍。胞壁弓字形彎折蜂窩共面方向承載能力均勻，較傳統六邊形蜂窩K值，弓字形彎折蜂窩共面方向平均提升21.3倍。折疊蜂窩共面x方向強于y方向，K值平均提升21.3 倍。層間組合蜂窩由于結構的特殊性，兩個共面方向承載能力差距大，共面x方向承載結構與異面方向趨同，承載能力提升尤為明顯，該方向的K值提升了42倍，平臺應力基本與異面方向持平，y方向承載能力偏低，但K值也提升了3.8倍。

表2 不同構型蜂窩結構的平臺應力Table 2 Platform stresses for different honeycombs

圖21 平臺應力比較Fig.21 Comparison of the platform stress among different honeycombs

3種新構型蜂窩與傳統六邊形蜂窩的共面及異面的質量比吸能對比如圖22和表3所示?？梢钥闯?，傳統六邊形蜂窩在共面方向的質量比吸能遠小于異面方向，差距50多倍。從對比的結果可看出，類似于平臺應力的比較結果，3種新構型蜂窩較傳統六邊形蜂窩異面方向上的比吸能得到削弱，共面方向上的比吸能得到加強，共面和異面的承載能力差距也在不斷縮小。

表3 不同構型蜂窩結構的質量比吸能Table 3 Specific mass energy absorption for different honeycombs

圖22 共面與異面質量比吸能對比Fig.22 Comparison of the mass-specific energy absorption of different honeycombs in out-of-plane and in-plane directions

表現在R值上，弓字形彎折蜂窩兩個共面承載能力相近，較傳統六邊形蜂窩平均提升17.2倍，折疊蜂窩共面x方向強于y方向，平均提升20.8倍。層間組合蜂窩的兩個共面方向的質量比吸能差距較大，x方向表現突出，R值提升43.3倍，y方向表現欠佳，R值提升4.9倍。

需要說明的是：新構型蜂窩的設計在不同程度提高了共面和異面的承載吸能比，為各向同性蜂窩的設計提供了思路。如果單從異面方向來看，設計的新構型蜂窩與傳統蜂窩相比，異面承載能力有所削弱?？紤]到目前蜂窩結構的一些實際應用場景，例如汽車的成不同角度的低速碰撞、直升機方向不確定的低空墜毀、城市安全島防護等場景。往往是碰撞速度低、碰撞方向不確定，此時無需異面方向的高強度，但需要蜂窩抗全向緩沖的特性。此外，異面承載能力的削弱，也可以通過調整蜂窩孔隙比率或者壁厚等參數來彌補，而且目前該種具有小孔隙比的異面高強度蜂窩制作工藝方法已經非常成熟，因此上述設計的3種高共面/異面承載吸能比的新型蜂窩結構，有望能更好地滿足工程實際對多向承載的需求。

4 結 論

提出了3種高共面/異面抗沖擊承載能力的新構型蜂窩，分別是胞壁弓字形彎折蜂窩、層間組合蜂窩和折疊蜂窩。通過傳統六邊形蜂窩共面及異面的壓縮試驗驗證了仿真方法的正確性，然后根據該仿真方法建立了新構型蜂窩的共面及異面動態壓縮的有限元模型，分析了其變形模式和承載能力。相較相同相對密度下的傳統六邊形蜂窩，研究發現3種新型蜂窩均提高了共面方向的承載能力，且縮小了共面和異面方向的承載能力差距，提高了共面/異面承載比值。從平臺應力指標來看，胞壁弓字形彎折蜂窩兩個共面方向承載能力相當，共面/異面承載比相較六邊形蜂窩提高21.3倍；層間組合蜂窩由于結構特殊，兩個共面方向承載能力懸殊，其中一個共面方向的共面/異面承載比提高42倍，但另一方向僅提高3.8倍；折疊蜂窩共面x方向的承載能力大于y方向，共面/異面承載比提高了21 倍。從質量比吸能結果來看，胞壁弓字型彎折蜂窩、層間組合蜂窩、折疊蜂窩的共面/異面承載比分別提高了17.2倍、20.8倍和43.3倍。今后可以進一步研究上述新型蜂窩的制作工藝，以逐步實現在汽車航空等需要多向承載吸能的場景中的應用，為多向載荷沖擊下的蜂窩結構設計提供參考依據。