基于甲蟲鞘翅的客車八邊形仿生多胞薄壁管耐撞性研究

白芳華，張林偉，白中浩，覃禎員，張永春，王若璜，胡 偉

(1.重慶車輛檢測研究院有限公司 國家客車質(zhì)量監(jiān)督檢驗(yàn)中心，重慶 401122；2.湖南大學(xué) 汽車車身先進(jìn)設(shè)計(jì)制造國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，長沙 410082)

隨著公路客運(yùn)行業(yè)的飛速發(fā)展，客車碰撞引發(fā)的交通事故成為客車道路交通事故的主要形態(tài)之一，客車發(fā)生正面碰撞的事故約占整個(gè)客車事故的50%～60%[1]。為了更好的保護(hù)客車乘員，增加客車前部吸能裝置，提高客車前部結(jié)構(gòu)耐撞性已經(jīng)成為各大客車企業(yè)的研究熱點(diǎn)。

金屬薄壁結(jié)構(gòu)以其優(yōu)異的吸能特性、輕便的質(zhì)量和低廉的成本被廣泛應(yīng)用于車輛、船舶和航空航天等領(lǐng)域[2-3]，對于客車而言，采用金屬薄壁管作為吸能元件是比較合適的。過去數(shù)十年來，眾多學(xué)者對金屬薄壁管的耐撞性進(jìn)行了大量研究。張宗華等[4]研究了具有不同邊數(shù)的多邊形金屬薄壁管在軸向加載下的吸能特性，發(fā)現(xiàn)多邊形薄壁管的能量吸收隨著多邊形邊數(shù)的增加而增加，但當(dāng)多邊形薄壁管的邊數(shù)超過8時(shí)，其能量吸收基本趨于穩(wěn)定。

為了進(jìn)一步提高金屬薄壁管的能量吸收效率，很多學(xué)者通過在金屬薄壁管內(nèi)添加肋板構(gòu)成多胞吸能結(jié)構(gòu)，并對其耐撞性進(jìn)行研究。Zhang等[5]對軸向動(dòng)態(tài)沖擊下的鋁合金單胞和多胞方管進(jìn)行了有限元分析，結(jié)果表明多胞方管的吸能效率比單胞方管要高出50%。此外，Nia等[6]對三角形、四邊形、六邊形、八邊形的單胞和多胞管在軸向準(zhǔn)靜態(tài)壓縮下的吸能特性進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明八邊形多胞管具有較高的比吸能。

隨著對金屬薄壁結(jié)構(gòu)研究的不斷深入，設(shè)計(jì)出大幅提升耐撞性的薄壁結(jié)構(gòu)也越來越難。目前，許多學(xué)者已經(jīng)注意到使用仿生方法來設(shè)計(jì)工程結(jié)構(gòu)。其中，甲蟲鞘翅由于具有輕質(zhì)、強(qiáng)度高和抗沖擊性能好等特點(diǎn)，成為近年來結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的新生仿生對象。Chen等[7]對甲蟲鞘翅進(jìn)行了三維微觀分析，發(fā)現(xiàn)甲蟲鞘翅內(nèi)部具有大量小圓柱結(jié)構(gòu)，可認(rèn)為類似于薄壁結(jié)構(gòu)。其后，Chen等[8]受甲蟲鞘翅微觀結(jié)構(gòu)的啟發(fā)，提出了一種新型集成蜂窩結(jié)構(gòu)，并證實(shí)新型集成蜂窩結(jié)構(gòu)具有出色的機(jī)械性能。此外，本課題組之前通過模擬甲蟲鞘翅的微觀結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)了一系列四、六、八邊形仿生多胞薄壁管，并對其進(jìn)行耐撞性研究，結(jié)果表明八邊形仿生多胞管的耐撞性要優(yōu)于四邊形和六邊形仿生多胞管[9]。

基于上述研究結(jié)果，本文對八邊形仿生多胞薄壁管進(jìn)行了進(jìn)一步研究，通過模擬甲蟲鞘翅的微觀結(jié)構(gòu)，設(shè)計(jì)了一系列不同截面布置的新型八邊形仿生多胞管，并研究其在軸向加載下的吸能特性。首先，建立了八邊形多胞薄壁管的有限元模型，并用有限元分析軟件LS-DYNA對其進(jìn)行求解計(jì)算。然后，根據(jù)簡化超折疊單元理論，推導(dǎo)出了八邊形多胞薄壁管平均碰撞力的理論表達(dá)式，并對比了平均碰撞力的理論預(yù)測值與有限元仿真值，從而驗(yàn)證了有限元模型的有效性。最后，通過有限元仿真分析，對比研究了八邊形仿生多胞薄壁管與傳統(tǒng)多胞薄壁管的耐撞性。

1 甲蟲鞘翅結(jié)構(gòu)特性與八邊形仿生多胞薄壁管

1.1 甲蟲鞘翅的結(jié)構(gòu)特性

圖1(a)為一只成年甲蟲，圖1(b)為甲蟲鞘翅的實(shí)物圖。圖1(c)和(d)為甲蟲鞘翅的顯微結(jié)構(gòu)圖。從圖1(c)中可以看出甲蟲鞘翅微觀結(jié)構(gòu)中有許多多胞薄壁結(jié)構(gòu)，而且在多胞薄壁結(jié)構(gòu)上面有許多空心小圓柱管。

圖1(d)則為空心小圓柱管的顯微圖。

(a)

(b)

(c)

(d)圖1 甲蟲、甲蟲鞘翅和甲蟲鞘翅的微觀結(jié)構(gòu)Fig.1 The beetle,the beetle forewing and the microstructure of the beetle forewing

1.2 八邊形仿生多胞薄壁管

通過模擬甲蟲鞘翅的微觀結(jié)構(gòu)，在八邊形多胞薄壁管的基礎(chǔ)上，設(shè)計(jì)了一系列新型仿生多胞薄壁管，薄壁管的截面形狀如圖2所示。圖2(a)為傳統(tǒng)八邊形多胞薄壁管的截面形狀，圖2(b)為本課題組之前設(shè)計(jì)的具有較佳耐撞性的仿生多胞薄壁管的截面形狀，其余為本文所設(shè)計(jì)的新型仿生多胞薄壁管的截面形狀。分別對圖2中的薄壁管進(jìn)行命名以區(qū)分彼此。從圖2可以看出，仿生多胞薄壁管是在傳統(tǒng)多胞薄壁管的不同位置加入8、12或16個(gè)小圓柱管所構(gòu)建而來。其中，多胞薄壁管的管長為240 mm，多胞薄壁管內(nèi)管外接圓的直徑為50 mm，外管外接圓的直徑為100 mm，壁厚為2 mm，仿生多胞薄壁管中的小圓柱管的直徑為12 mm。

(a)MCT

(b)BMCT-1

(c)BMCT-2

(d)BMCT-3

(e)BMCT-4

(f)BMCT-5

(g)BMCT-6

(h)BMCT-7

(i)BMCT-8

(j)BMCT-9

(k)BMCT-10

(l)BMCT-11

(m)BMCT-12

(n)BMCT-13

(o)BMCT-14

(p)BMCT-15

(q)BMCT-16

(r)BMCT-17

(s)BMCT-18

(t)BMCT-19圖2 八邊形傳統(tǒng)多胞薄壁管和仿生多胞薄壁管的截面形狀Fig.2 The cross-section of octagonal traditional multi-cell thin-walled tubes and bionic multi-cell thin-walled tubes

2 有限元模型與耐撞性評價(jià)指標(biāo)

2.1 有限元模型的建立

八邊形多胞薄壁管的軸向沖擊示意圖如圖3所示，其橫截面形狀如圖2所示。薄壁管采用厚度方向具有5個(gè)積分點(diǎn)的Belytschko-Tsay殼單元進(jìn)行模擬，單元尺寸為2 mm。薄壁管的底部固定，頂端剛性墻以10 m/s的恒定速度壓縮薄壁管。當(dāng)薄壁管的變形達(dá)到168 mm(薄壁管長度的70%)時(shí)，設(shè)定剛性墻停止移動(dòng)。薄壁管與剛性墻之間的接觸用“node to surface”接觸算法來模擬，吸能管自身的接觸用“automatic single surface”接觸算法來模擬，以防止各接觸面之間發(fā)生穿透。各接觸的動(dòng)靜摩擦因數(shù)分別設(shè)置為0.2和0.3[10]。

圖3 多胞薄壁管軸向沖擊示意圖Fig.3 Schematic diagram of multi-cell thin-walled tube under axial impact

薄壁管的材料為鋁合金AA6060 T4，其主要的材料參數(shù)如下[11]：密度ρ=2 700 kg/m3，楊氏模量E=68.2 GPa，泊松比v=0.3，冪律指數(shù)n=0.23，屈服強(qiáng)度σy=80 MPa，強(qiáng)度極限σu=173 MPa。材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖4所示。薄壁管材料采用分段線性彈塑性材料模型進(jìn)行模擬。由于鋁合金為應(yīng)變率非敏感材料，故在模型中未考慮應(yīng)變率效應(yīng)的影響[12]。

圖4 AA6060 T4的工程應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.4 Engineering stress-strain curve for AA6060 T4

2.2 結(jié)構(gòu)耐撞性評價(jià)指標(biāo)

一般來說，吸能結(jié)構(gòu)的耐撞性指標(biāo)主要有總能量吸收(EA)，比吸能(SEA)，平均沖擊力(Pm)，載荷波動(dòng)度(ULC)和峰值碰撞力(PCF)等?？偰芰课誆A可由碰撞力-位移曲線積分得到，公式表述為

(1)

式中，d為有效變形長度，F(xiàn)(x)為瞬間沖擊力。

比吸能SEA是用來描述單位質(zhì)量結(jié)構(gòu)所吸收的能量，是衡量結(jié)構(gòu)吸能特性的重要指標(biāo)，定義公式為

(2)

式中，M為吸能結(jié)構(gòu)的質(zhì)量。

平均沖擊力Pm為沖擊載荷的平均大小，定義如下

(3)

載荷波動(dòng)度ULC用于評估碰撞過程中能量吸收的穩(wěn)定性[13]，可表示為

(4)

當(dāng)載荷波動(dòng)度ULC越小時(shí)，碰撞力的波動(dòng)越小，能量吸收能力越好。

峰值碰撞力PCF為碰撞力-位移曲線上的峰值，峰值碰撞力越小，越有利于減輕乘員損傷。

3 有限元模型的理論驗(yàn)證

八邊形多胞薄壁管在軸向壓縮下的有限元模型可用Chen等[14]所提出的簡化超折疊單元理論來驗(yàn)證。在簡化超折疊單元理論中，假定了一個(gè)具有三個(gè)拉伸變形區(qū)域和三條固定鉸線的基礎(chǔ)折疊單元，如圖5所示。據(jù)能量守恒原理，折疊單元上加載外力所做的功轉(zhuǎn)化為彎曲變形能和薄膜變形能，即：

2HPmk=Ebending+Emembrane

(5)

式中，Pm為平均碰撞載荷，k為有效變形系數(shù)，Ebending為彎曲變形能，Emembrane為薄膜變形能。在實(shí)際情況中，基礎(chǔ)折疊單元不可能被完全壓平，因此真實(shí)壓縮距離應(yīng)小于2H。因此，式中加入了有效變形系數(shù)k。據(jù)Wierzbicki等[15]的研究結(jié)果可知，有效變形系數(shù)k的范圍為0.7～0.75，本文中k的值取0.73。

圖5 基礎(chǔ)折疊單元示意圖Fig.5 Schematic diagram of the basic folding element

3.1 彎曲變形能

彎曲變形能Ebending由疊加三條固定鉸線的能量耗散所求得，公式表述為

(6)

式中，M0為折疊單元的完全塑性彎矩，αi為折疊單元在每個(gè)塑性鉸線處的旋轉(zhuǎn)角度，Li為折疊單元的長度。M0可由下式計(jì)算得到

(7)

σ0和t分別為冪指數(shù)硬化材料的流動(dòng)應(yīng)力和薄壁管的壁厚?？紤]到材料的應(yīng)變硬化效應(yīng)，σ0可由下式計(jì)算得到

(8)

式中，σu為材料極限應(yīng)力，σy為材料屈服應(yīng)力，n為材料應(yīng)變硬化指數(shù)。在簡化超折疊單元理論中，假定折疊單元被完全壓平，即折疊單元軸向變形距離為2H。因此，折疊單元在三條鉸線出的旋轉(zhuǎn)角度分別為π/2，π和π/2。故彎曲變形能可表示為

Ebending=2πM0Lc

(9)

式中，Lc為所有基本單元長度之和。

3.2 薄膜變形能

為了研究八邊形多胞管在軸向加載下的能量耗散行為，可將八邊形多胞管的截面分解成兩種基礎(chǔ)折疊單元：角單元和三板角單元，如圖6所示。由于本文中八邊形多胞管的三板角單元都是T型單元(φ=90°)，故本文中只用到了I型三板角單元[16-17]的薄膜變形能計(jì)算表達(dá)式。由文獻(xiàn)[16-17]可知，角單元和I型三板角單元的薄膜變形能可表示如下

(10)

(11)

因此，整個(gè)薄壁管的薄膜變形能可計(jì)算如下

(12)

式中，Nc和N3-panel-I分別為角單元和I型三板角單元的個(gè)數(shù)。

圖6 八邊形多胞薄壁管的橫截面和基礎(chǔ)折疊單元Fig.6 The cross-section of octagonal multi-cell thin- walled tube and the basic folding elements

3.3 八邊形多胞管的平均碰撞載荷

八邊形多胞管可劃分為16個(gè)角單元(θ=135°)和16個(gè)T型單元(φ=90°)，據(jù)式(10)和(11)可得角單元和T型單元的薄膜變形能

(13)

(14)

因此八邊形多胞管總的薄膜變形能為

(15)

將式(15)和(9)代入式(5)可得

(16)

折疊半波長由平均碰撞載荷的最小化條件所確定

(17)

故折疊半波長為

(18)

將式(18)代入式(16)，可得八邊形多胞管在準(zhǔn)靜態(tài)加載下的平均碰撞載荷

(19)

然而，上述表達(dá)式只考慮準(zhǔn)靜態(tài)的情況，未考慮動(dòng)載因素的影響。對于動(dòng)態(tài)載荷，理論上應(yīng)考慮應(yīng)變率效應(yīng)和慣性效應(yīng)等動(dòng)態(tài)增強(qiáng)效應(yīng)的影響[18]。由于鋁合金對應(yīng)變率不敏感，因此本文忽略了應(yīng)變率效應(yīng)的影響，只考慮了慣性效應(yīng)的影響，并引入了動(dòng)態(tài)放大系數(shù)λ。由文獻(xiàn)[18]可知，鋁合金的動(dòng)態(tài)放大系數(shù)λ的范圍為1.3～1.6。在本文中，λ的值設(shè)置為1.3。因此，動(dòng)態(tài)加載條件下八邊形多胞管平均碰撞載荷的計(jì)算表達(dá)式為

(20)

為了驗(yàn)證有限元模型的有效性，選取了5種不同壁厚參數(shù)分別對八邊形多胞薄壁管進(jìn)行有限元仿真，并用平均碰撞載荷的理論預(yù)測值與有限元仿真值進(jìn)行對比，如表1所示。其中，理論預(yù)測的平均碰撞載荷的值由式(20)求解獲得。有限元仿真結(jié)果與理論預(yù)測結(jié)果的相對誤差計(jì)算如下

(21)

由表1中的相對誤差值可知，所有的誤差均在(4%以內(nèi)，表明平均碰撞載荷的有限元仿真值和理論預(yù)測值有較高的一致性。因此，可以認(rèn)為有限元模型準(zhǔn)確有效，可用于后續(xù)研究。

表1不同壁厚的八邊形多胞管平均碰撞載荷的理論預(yù)測值與有限元仿真值對比

Tab.1 The comparison of mean crush force between theoretical predictions and FE simulations for octagonal multi-cell tubes with different thickness

編號壁厚t/mmPMCTm/kNFETheoError/%11.695.7899.583.8221.8115.94118.822.4232.0136.31139.162.0542.2158.37160.551.3652.4181.60182.930.73

4 薄壁管的耐撞性分析

為了對比傳統(tǒng)多胞薄壁管與仿生多胞薄壁管的耐撞性，對圖2所示的薄壁管進(jìn)行軸向沖擊的有限元仿真分析，仿真結(jié)果如表2所示，仿真變形如圖7所示。從表2中可以看出，所有仿生多胞管的比吸能都高于傳統(tǒng)多胞管，表明仿生多胞薄壁管具有較高的能量吸收效率。從表2中也可以看出，對于具有8個(gè)小圓柱管的仿生多胞薄壁管而言，BMCT-1具有最高的比吸能和最低的載荷波動(dòng)度；對于具有12個(gè)小圓柱管的仿生多胞薄壁管而言，BMCT-14和BMCT-15具有較高的比吸能和較低的載荷波動(dòng)度；對于具有16個(gè)小圓柱管的仿生多胞薄壁管而言，BMCT-19具有最高的比吸能和最低的載荷波動(dòng)度。此外，無論比吸能還是載荷波動(dòng)度，BMCT-1、BMCT-14、BMCT-15和BMCT-19都要優(yōu)于傳統(tǒng)多胞薄壁管(如表 2 所示)，同時(shí)，這四個(gè)仿生多胞薄壁管都具有較為穩(wěn)定的變形模式(如圖7所示)，因此這四個(gè)仿生多胞薄壁管具有較佳的耐撞性。而如圖2所示，仿生多胞管BMCT-1、BMCT-14、BMCT-15和BMCT-19的外管邊的中心都具有8個(gè)空心小圓柱管，它們的區(qū)別為內(nèi)管上小圓柱管的位置與數(shù)量。具體而言，在八邊形傳統(tǒng)多胞薄壁管外管邊的中心加入8個(gè)空心小圓柱管的基礎(chǔ)上，再次在八邊形傳統(tǒng)多胞薄壁管內(nèi)管上加入0個(gè)、4個(gè)(處于內(nèi)管邊的中心或內(nèi)管角落的中心)或8個(gè)(處于內(nèi)管角落的中心)空心小圓柱管有利于提高八邊形傳統(tǒng)多胞薄壁管的耐撞性。然而，并非所有外管邊中心具有8個(gè)空心小圓柱管的仿生薄壁管都有優(yōu)異的耐撞性，如BMCT-17實(shí)質(zhì)上是在BMCT-1的基礎(chǔ)上又將8個(gè)空心小圓柱管加入內(nèi)管邊的中心，但由表2可知，BMCT-17的比吸能反而低于BMCT-1，且BMCT-17的載荷波動(dòng)度要高于BMCT-1。因此，單純增加小圓柱管的數(shù)量不一定能夠提升結(jié)構(gòu)的耐撞性。此外，從表2中可以看出，BMCT-17的載荷波動(dòng)度明顯高于其他多胞管，而 BMCT-16的載荷波動(dòng)度也較高，且BMCT-16和BMCT-17都具有不穩(wěn)定的變形模式(如圖7所示)，因此，BMCT-16和BMCT-17并不具有優(yōu)異的耐撞性。從表2中也可以看出，在所有的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，BMCT-10的峰值碰撞力最大，且其峰值碰撞力與平均碰撞力的差值明顯大于其他多胞薄壁管，其原因是BMCT-10在碰撞末期階段已經(jīng)被完全壓縮，沒有額外的變形空間，導(dǎo)致碰撞力在碰撞末期階段急劇上升。

表2 八邊形傳統(tǒng)多胞薄壁管與仿生多胞薄壁管的仿真結(jié)果

Tab.2 The simulation results of octagonal traditional multi-cell thin-walled tubes and bionic multi-cell thin-walled tubes

薄壁管Mass/kgPCF/kNPm/kNSEA/(kJ·kg-1)ULCMCT0.8346165.58136.3127.440.0633BMCT-11.0369251.73222.7436.090.0459BMCT-21.0991249.23214.4632.780.0751BMCT-31.0991250.41219.2933.520.0634BMCT-41.0680243.10209.2932.920.0672BMCT-51.0680242.93218.2134.330.0480BMCT-61.0369238.44211.2534.230.0483BMCT-71.0369248.58213.7534.630.0536BMCT-81.1692279.28237.0834.070.0824BMCT-91.1381272.67236.6134.930.0806BMCT-101.2314363.14257.5635.140.0686BMCT-111.2003299.89256.1935.860.0475BMCT-121.2314303.75257.1435.080.0878BMCT-131.2003294.28256.7335.930.0684BMCT-141.1692288.86259.9437.350.0501BMCT-151.1381286.94255.3037.690.0506BMCT-161.3014331.99261.8533.800.1263BMCT-171.2392319.20253.8734.420.1335BMCT-181.3636338.93296.6136.540.0678BMCT-191.3014332.97299.2938.640.0519

上述的研究表明BMCT-1、BMCT-14、BMCT-15和BMCT-19具有較佳的耐撞性，圖8為這四個(gè)仿生多胞薄壁管和傳統(tǒng)多胞薄壁管MCT的模擬碰撞力-位移曲線。從圖8中可以看出，這四個(gè)仿生多胞薄壁管的碰撞力-位移曲線所在水平要高于傳統(tǒng)多胞薄壁管，且這四個(gè)仿生多胞薄壁管碰撞力的波動(dòng)程度整體上要低于傳統(tǒng)多胞薄壁管。為了更直觀的顯示這四個(gè)仿生多胞薄壁管的優(yōu)點(diǎn)，本文從數(shù)值上比較了這四個(gè)仿生多胞薄壁管相對于MCT的碰撞表現(xiàn)，發(fā)現(xiàn)相比于MCT，BMCT-1、BMCT-14、BMCT-15和BMCT-19的比吸能分別提高了31.52%、36.12%、37.35%和40.82%，且載荷波動(dòng)度分別降低了27.49%、20.85%、20.06%和18.01%。在本文所有的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，如果只考慮比吸能的話，BMCT-19的碰撞表現(xiàn)最佳，而如果只考慮載荷波動(dòng)度的話，BMCT-1的碰撞表現(xiàn)最佳。但綜合考慮比吸能和載荷波動(dòng)度的話，較難區(qū)分BMCT-1、BMCT-14、BMCT-15和BMCT-19的碰撞性能，不過這四種結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)都大大提升了傳統(tǒng)多胞薄壁管的耐撞性。

(a)MCT

(b)BMCT-1

(c)BMCT-2

(d)BMCT-3

(e)BMCT-4

(f)BMCT-5

(g)BMCT-6

(h)BMCT-7

(i)BMCT-8

(j)BMCT-9

(k)BMCT-10

(l)BMCT-11

(m)BMCT-12

(n)BMCT-13

(o)BMCT-14

(p)BMCT-15

(q)BMCT-16

(r)BMCT-17

(s)BMCT-18

(t)BMCT-19圖7 八邊形傳統(tǒng)多胞薄壁管與仿生多胞薄壁管的仿真變形圖Fig.7 The deformation of octagonal traditional multi-cell thin-walled tubes and bionic multi-cell thin-walled tubes

圖8 MCT、BMCT-1、BMCT-14、BMCT-15和BMCT-19的模擬碰撞力-位移曲線Fig.8 The simulation crashing force-displacement curves of MCT,BMCT-1,BMCT-14,BMCT-15 and BMCT-19

5 結(jié) 論

為了提升客車前部吸能結(jié)構(gòu)的耐撞性，本文設(shè)計(jì)了一系列不同截面布置的新型八邊形仿生多胞結(jié)構(gòu)，并研究了新型八邊形仿生多胞結(jié)構(gòu)在軸向加載下的耐撞性。首先，建立了八邊形多胞薄壁管的有限元模型，并用有限元分析軟件LS-DYNA進(jìn)行數(shù)值仿真。然后，根據(jù)簡化超折疊單元理論，推導(dǎo)出了八邊形多胞薄壁管平均碰撞力的表達(dá)式，并對比了平均碰撞力的理論預(yù)測值與有限元仿真值，結(jié)果表明，平均碰撞力的有限元仿真值和理論預(yù)測值有較高的一致性。

此外，本文通過有限元仿真對比了八邊形傳統(tǒng)多胞薄壁管與仿生多胞薄壁管的耐撞性，結(jié)果表明，所有八邊形仿生多胞管的比吸能都高于傳統(tǒng)多胞管，表明八邊形仿生多胞薄壁管具有較高的能量吸收效率。其中，八邊形仿生多胞管BMCT-1、BMCT-14、BMCT-15和BMCT-19具有較佳的耐撞性，相比于八邊形傳統(tǒng)多胞管，這四種仿生多胞管的比吸能分別提高了31.52%、36.12%、37.35%和40.82%，且載荷波動(dòng)度分別降低了27.49%、20.85%、20.06%和18.01%。因此，通過模擬甲蟲鞘翅的微觀結(jié)構(gòu)，合理地設(shè)計(jì)仿生多胞薄壁管可以有效提高客車結(jié)構(gòu)的耐撞性，具有很好的應(yīng)用前景。