Numerical investigation on dynamic response of bio-inspired bi-directional corrugated lattice structure under impact loading
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摘要:
为了探究仿生双正弦波纹点阵结构(Bio-inspired bi-directional corrugated lattice structure，BBCLS)的抗冲击性能，采用ANSYS/LSDYNA有限元分析软件建立了其在冲击荷载作用下的有限元数值模型，并基于已有的试验结果与数值模拟结果进行了对比，验证了该模型的有效性。在此基础上，研究了不同冲击速度对BBCLS的应力分布、变形模式、承载能力以及能量吸收特性的影响，并与传统体心立方点阵结构(BCC)进行了对比。同时利用该数值模型进一步分析了振幅、波纹数和胞壁厚度等微结构几何参数对BBCLS抗冲击性能的影响。研究结果表明：BBCLS在冲击荷载作用下的承载能力、吸能总量及比吸能均明显优于传统的BCC点阵结构。BBCLS的冲击动力学响应主要与冲击速度和微结构几何参数有关。在低速冲击时，BBCLS呈现整体变形模式；中高速冲击时，结构向局部变形模式转换。随着冲击速度的提高，增大振幅、波纹数、胞壁厚度均使结构在受到冲击载荷时应力分布均匀，有效增加了冲击端的平台应力。此外，微结构几何参数的改变对结构比吸能以及综合比吸能有显著影响。由于波纹数的增大，BBCLS的承载能力、刚度和吸能性均大幅度提高，当波纹数为8，冲击速度达到100 m/s，相比于波纹数为5，冲击速度为10 m/s比吸能提高201.36%。研究结果为研究仿生点阵结构的冲击变形失效和吸能效果提供了力学依据。
Abstract:In order to explore the impact resistance of bio-inspired bi-directional corrugated lattice structure (BBCLS), ANSYS/LSDYNA finite element analysis software was used to establish the finite element numerical model under the impact load, and the existing test results were compared with the numerical simulation results to verify the effectiveness of the model. On this basis, the effects of different impact velocities on the stress distribution, deformation mode, bearing capacity and energy absorption characteristics of BBCLS were studied, and compared with the traditional body-centered cubic lattice structure (BCC). The effects of the geometric parameters such as amplitude, ripple number and cell wall thickness on the impact resistance of BBCLS were further analyzed using the numerical model. The results show that the carrying capacity, total energy absorption and specific energy of BBCLS under impact load are obviously superior to the traditional BCC lattice structure. The impact dynamic response of BBCLS is mainly related to impact velocity and microstructure geometry parameters. At low speed impact, BBCLS presents an overall deformation pattern. The structure changes to the local deformation mode during the impact of medium and high speed. With the increase of impact velocity, the increase of amplitude, ripple number and cell wall thickness can make the stress distribution of the structure under impact load uniform, and effectively increase the platform stress at the impact end. In addition, the change of microstructure geometric parameters has a significant effect on the specific absorption energy of the structure and the overall specific absorption energy. As the number of ripples increases, the bearing capacity, stiffness and energy absorption of BBCLS are greatly improved. When the number of ripples is 8, the impact velocity reaches 100 m/s. Compared with the number of ripples, the impact velocity is 10 m/s, which is 201.36% higher than the energy absorption. The results provide a mechanical basis for the study of impact deformation failure and energy absorption effects of bionic lattice structures.
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目前，全世界因直接或间接损伤等意外事故造成骨折的情况屡见不鲜[1]。骨折恢复期较长，可采取内固定的治疗方式，通过植入钢板、螺钉等医疗用具将断裂处固定以促进骨愈合。当前用作骨折内固定的材料主要有金属材料和可吸收聚合物类材料[2-5]。其中，聚乳酸(Polylactic acid，PLA)的成本相对较低，且可生物降解、细胞相容性好，得到了广泛关注。
相对于金属材料，PLA在力学性能，如韧性等方面表现较差。然而，在骨愈合材料领域，对弯曲强度和剪切强度通常存在严格的要求[6]。陈倩等[7]通过接枝细菌纤维素对PLA改性，并用溶液浇筑法制备复合薄膜。结果显示，接枝物质量分数为0.6wt%时，断裂伸长率对比未改性提升了175%。而通过制备单向排列和随机分布的玻璃纤维(Glass fiber，GF)增强PLA复合螺钉，Felfel等[8]将纯PLA螺钉进行对比，发现弯曲强度提升近100%，剪切强度和刚度也有所增加。进一步的，Felfel等[9]发现，单向排列的GF/PLA复合材料的弯曲模量和抗压强度均优于随机排列分布。Leksakul等[10]选取了羟基磷灰石(Hydroxyapatite，HAp)和PLA制备了用于手腕骨折碎片板，其拉伸强度和弯曲强度分别可达到44.02 MPa和63.97 MPa，达到了人体手部骨骼的下限。
作为骨折内固定材料，要避免出现因降解过度从而导致愈合过程受到影响。如Hasan等[11]将短切GF和PLA制备复合材料，结果发现体外降解28天后弯曲强度下降了50%。在此基础上，Hasan等[12]利用偶联剂KH550对GF和PLA进行改性，制备单向纤维垫后热压成型的方式得到复合材料，在降解28天后，处理过的试样初始强度和弹性模量的损失率分别为42.8%和35.3%，未处理的试样则是降低了66%和48%。而Ekinci等[13]采取熔融长丝法制备了PLA单层薄膜，经过体外降解实验时发现，降解时间超过30天后，杨氏模量下降了21%，极限抗拉强度下降了22%。Ahmed等[14]通过对比是否热处理连续GF纤维，发现未经热处理工序制备的复合材料在去离子水中降解6周后质量损失为14%，热处理后质量损失为10%。本实验采取四步法三维五向编织工艺，将连续GF和PLA纤维复合制备成预制体，并通过偶联剂KH550对预制体进行改性，采取热压成型工艺制备复合材料。并进行质量损失率、吸水率、降解介质pH值测定、结晶度、力学性能、微观形貌的变化分析，以期对骨折内固定GF/PLA复合材料提供理论参考。
1. 实验原料及方法
1.1 原材料
聚乳酸纤维，直径为0.3 mm，密度为1.25 g/cm3，由南通新帝克单丝科技股份有限公司提供。玻璃纤维，线密度为130 tex，密度为2.4 g/cm3，由山东未来新材料有限公司提供。
1.2 实验方式与实验条件
1.2.1 预制体制备
本实验采取四步法三维五向编织方式制备预制体，三维五向结构由于轴纱的存在，相对于三维四向结构来说有着更优异的抗弯性及抗冲击性[15]。预制体具体尺寸为260 mm×15 mm×9 mm，花结长度(6±0.5) mm，编织角20°±3°。GF质量分数分别为30wt%、35wt%和40wt%。
1.2.2 预制体表面处理
将硅烷偶联剂KH550 (分析纯，山东优索化工科技有限公司)分散在无水乙醇(分析纯，天津市汇杭化工科技有限公司)溶剂中，配制成体积分数为5vol%的溶液。再将GF质量分数为40wt%的预制体浸入溶液中进行表面处理，浸泡1.5 h后，放在烘箱中以40℃干燥处理15 h，得到5 mod试样(5 mod试样即KH550对GF质量分数40wt%的改性试样)。KH550可以提升PLA的力学性能，同时改善PLA基质与GF之间的界面，延缓磷酸盐缓冲溶液(Phosphate buffered saline，PBS)对复合材料的侵蚀，达到降低降解速率的目的[16]。
1.2.3 聚乳酸DSC测试条件
通过差示扫描量热仪(DSC200 F3，德国耐驰公司)对PLA的熔融温度及熔融行为进行热分析。实验条件：样品质量2 mg，在氮气流速50 mL/min氛围下，从0℃升温至230℃，升温速率为10℃/min。
1.2.4 复合材料制备
结合图1(a)所示PLA纤维的DSC曲线，通过四柱液压机(YRD32-200 T，山东鲁迪重工机械有限公司)，采取图1(b)中所示实验条件，分别对1.2.1部分制备的预制体及1.2.2部分表面处理后的预制体进行热压复合。所用模具为自行设计，分上、中、下三模，整体密封良好，可将预制体完整包覆。
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图 1 (a) 聚乳酸(PLA)纤维DSC曲线；(b) 玻璃纤维(GF)/PLA复合材料热压成型工艺曲线Figure 1. (a) DSC curve of polylactic acid (PLA) fiber; (b) Hot press molding process curves of glass fiber (GF)/PLA composite1.3 复合材料降解实验与性能表征
1.3.1 PBS缓冲液配制及降解实验条件
在37℃下进行体外降解实验，探究GF/PLA复合材料降解性能。称取(10±0.3) g BL601 A型PBS倒入2 L的容量瓶中，再注入超纯水至2 L，混合均匀后测量溶液pH值为7.2~7.4。根据国家医药行业标准YY/T 0474—2004[17]，用作降解介质体积和实验对象质量，两者比例应大于30∶1，以保证实验对象可完全浸泡于介质中。实验用复合材料尺寸分别为80 mm×15 mm×4 mm、25 mm×8 mm×4 mm。实验条件为常温，取样时间设置为1、4、7、14、21和28天。
1.3.2 复合材料质量保持率及吸水率测试
复合材料吸水率W1和质量保持率W2见下式：
W1 = m2−m1m2×100% (1) W2 = m1−m3m1×100% (2) 其中：m1为降解实验前干燥处理的试样质量；m2为降解实验后的试样湿重；m3为降解实验后干燥质量。
1.3.3 PBS缓冲液pH值测试
降解实验结束后，用pH计测量降解介质的pH值。
1.3.4 复合材料DSC测试
通过差示扫描量热仪对复合材料进行结晶度测试，实验条件：样品质量10 mg，在氮气流速50 mL/min氛围下，从室温升至230℃，并持续5 min以消除热历史后，降温至0℃，最后升温至230℃。升温和降温速率均为10℃/min。结晶度计算见下式：
Xc=ΔHm−ΔHccλΔH0×100% (3) 其中：Xc为PLA的结晶度(%)；ΔHm为PLA 的熔融焓(J/g)；ΔHcc为PLA 的冷结晶焓(J/g)；λ为PLA 的质量分数(wt%)；ΔH0为 PLA完全结晶的熔融焓，其值为93.6 J/g。
1.3.5 复合材料弯曲性能测试
试样尺寸80 mm×15 mm×4 mm。降解实验结束后取出试样，并在40℃环境下干燥15 h。干燥后用万能材料试验机(AG-250 KNE，日本岛津公司)进行三点弯曲实验，标准采取GB/T 1449—2005[18]，跨距为64 mm，加载速度2 mm/min。
1.3.6 复合材料剪切性能测试
试样尺寸为25 mm×8 mm×4 mm。降解实验结束后取出试样，并在40℃环境下干燥15 h。干燥后用万能材料试验机进行剪切实验，标准采取ASTM/D 2344—2016[19]，跨距为16 mm，加载速度1 mm/min。
1.3.7 微观形貌观察
用冷场发射扫描电子显微镜(Regulus 8100，日本日立公司)观察不同降解时间下复合材料表面微观形貌变化情况。
2. 结果与讨论
2.1 复合材料质量保持率及吸水率分析
图2为GF/PLA复合材料质量保持率及吸水率。在降解初期，4种复合材料均降解缓慢，此时GF与PLA整体结合紧密，水分子难以侵蚀PLA基质。降解第4天，5 mod试样质量出现下降，吸水率迅速上升。此时水分子扩散至PLA的无定型区，破坏PLA中的酯键，使其发生断裂[20-21]。随着降解的持续，试样的质量保持率及吸水率曲线趋势平缓，直至无定型区降解完成，水分子从结晶区边缘向结晶区中心拓展，其速度慢于无定型区，最终降解达到稳定状态[22]。由于GF具有疏水性，当GF质量分数高时，复合材料降解难度增大。GF质量分数为30wt%，试样降解过程中质量损失明显，吸水率上升幅度较大，从而影响试样整体力学性能，对后期应用不利。
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图 2 GF/PLA复合材料降解过程中质量损失率(a)及吸水率(b)5 mod sample is the modified sample of KH550 with 40wt%GFFigure 2. Quality retention rate (a) and water absorption rate (b) during the degradation of GF/PLA composite materials2.2 降解介质pH值分析
由于人体pH呈现弱碱性，作为骨愈合的医用材料，需要检测降解过程是否会影响pH值的变化[23-24]。图3为复合材料降解过程中pH值的变化过程，降解实验后，GF质量分数为30wt%、35wt%、40wt%时pH值分别下降至6.85、6.91、7.01。GF质量分数低时，PLA水解严重，造成pH值下降过多。PLA在水解时生成乳酸及其低聚物，这些产物在降解介质中电离生成H+，使pH值降低。5 mod试样pH值无较大变化，基本稳定在人体可接受的pH范围，改性后复合材料界面结合良好，PLA水解减少。其中KH550水解产生的OH−可与PLA水解产生的H+反应，使pH值略有下降[25]。
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图 3 GF/PLA复合材料降解过程中pH值变化Figure 3. pH value change during degradation of GF/PLA composite materials2.3 复合材料结晶度分析
图4为复合材料降解后结晶度的变化曲线，可见GF质量分数的增加促进了结晶度的提高。高分子结晶过程涉及大分子链缠结转变为亚稳态折叠链片晶的演变。而分子链结构简单且对称会促进复合材料结晶度的提高。GF作为异相成核剂，其表面形态和化学性质能够有效地吸引和定向PLA分子，提高结晶能力。同时，GF的存在还将促进PLA晶体的长大过程。GF作为一种高度有序结构的增强相，对晶体生长起到模板和导向作用。PLA分子在GF纤维表面有序排列，并沿着纤维方向形成更加完整且尺寸较大的晶体结构，这种有序的晶体生长过程对复合材料结晶度起到正向作用。KH550的引入进一步提升了结晶度。KH550的引入使GF和PLA的界面间形成更多的异相成核位点，促进了PLA分子在GF表面的有序排列。同时增大了GF的比表面积，有助于PLA晶体的生长过程，提高复合材料的结晶度[26-27]。
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图 4 GF/PLA复合材料降解过程中结晶度变化Figure 4. Changes in crystallinity during the degradation of GF/PLA composite materials2.4 复合材料弯曲强度分析
人体骨愈合过程中复合材料受力复杂，需要增加材料的抗弯性，以应对各种情况下的力学需求。图5为复合材料弯曲强度变化曲线。降解实验后，GF质量分数为30wt%、35wt%、40wt%时弯曲强度分别下降了32.3%、28.13%、16.16%。由于纯PLA的弯曲强度和韧性相对较差，GF的引入可以显著改善成型后复合材料力学性能，同时缓解PLA的降解速度。5 mod试样弯曲强度下降22.9%，改性后的复合材料界面性能较好，在降解初期弯曲性能得到保持。随着降解过程进行，界面之间遭到不同程度破坏，PLA发生水解，复合材料基体遭到破坏，弯曲性能迅速下降。
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图 5 GF/PLA复合材料降解过程中弯曲强度变化Figure 5. Flexural strength change during degradation of GF/PLA composite materials2.5 复合材料短梁剪切性能分析
短梁剪切强度通常用来评估复合材料界面之间的黏结程度。图6为复合材料短梁剪切性能变化曲线。经过降解实验后，GF质量分数为30wt%、35wt%、40wt%时剪切强度分别下降了53.74%、51.1%、47.18%。可见GF质量分数的增加延缓了PLA降解速度。5 mod试样剪切强度下降了56.11%，初始状态剪切强度最佳。在降解第4天时剪切强度下降了22.9%，分析认为，改性使GF的疏水性下降，水分子进入界面结合处破坏GF/PLA结合程度，导致剪切性能下降[28]。
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图 6 GF/PLA复合材料降解过程中剪切强度变化Figure 6. Shear strength change during degradation of GF/PLA composite materials2.6 复合材料微观形貌分析
图7(a)为未进行降解实验时，GF质量分数为40wt%的SEM图像，可见GF表面光滑，PLA附着略少，纤维间隙较大。图7(b)为5 mod试样，偶联剂的引入使PLA较多的黏附在GF纤维表面，改善了界面性能，初始剪切强度优异。KH550中的乙氧基水解后生成羟基，与GF表面的羟基发生缩合反应，同时KH550另一侧的伯胺与PLA分子链充分缠结，促进了GF/PLA的黏附状态。
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图 7 GF/PLA复合材料的SEM图像：(a) 40wt%GF；(b) 5 modFigure 7. SEM images of GF/PLA composite materials: (a) 40wt%GF; (b) 5 mod图8为试样降解第7天的SEM图像。可见，4种试样均出现了孔洞，但GF质量分数为30wt%的试样出现了细小的沟壑，GF质量分数为40wt%的试样孔洞较少，GF质量分数的增加抑制了PLA复合材料的降解。5 mod试样表面同样出现孔洞，与其力学性能变化曲线一致。图9为降解第14天的SEM图像。GF质量分数为30wt%和35wt%的试样均出现孔隙变深，孔径增加的现象，而GF质量分数40wt%的试样表面孔洞较少。5 mod试样表面出现沟壑形态。图10为降解第21天的SEM图像，此时复合材料的降解更明显，GF质量分数为30wt%的试样出现了PLA的鳞片层，由于GF质量分数低导致PLA水解严重，无法保持宏观形貌。GF质量分数40wt%的试样开始出现沟壑。5 mod试样水解严重，此时孔隙加深，裂痕增大。图11为降解第28天的SEM图像，此时4种试样均降解严重，GF质量分数为40wt%的试样裂痕较少，GF增加改善了复合材料的稳定性。而5 mod试样降解严重，裂痕现象明显。结合质量保持率及吸水率分析，水分子破坏了复合材料界面，导致力学性能大幅度降低。
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图 8 GF/PLA复合材料降解第7天的SEM图像：(a) 30wt%GF；(b) 35wt%GF；(c) 40wt%GF；(d) 5 modFigure 8. SEM images of GF/PLA composite degradation at 7 days: (a) 30wt%GF; (b) 35wt%GF; (c) 40wt%GF; (d) 5 mod![]()
图 9 GF/PLA复合材料降解第14天的SEM图像：(a) 30wt%GF；(b) 35wt%GF；(c) 40wt%GF；(d) 5 modFigure 9. SEM images of GF/PLA composite degradation at 14 days: (a) 30wt%GF; (b) 35wt%GF; (c) 40wt%GF; (d) 5 mod![]()
图 10 GF/PLA复合材料降解第21天的SEM图像：(a) 30wt%GF；(b) 35wt%GF；(c) 40wt%GF；(d) 5 modFigure 10. SEM images of GF/PLA composite degradation at 21 days: (a) 30wt%GF; (b) 35wt%GF; (c) 40wt%GF; (d) 5 mod![]()
图 11 GF/PLA复合材料降解第28天的SEM图像：(a) 30wt%GF；(b) 35wt%GF；(c) 40wt%GF；(d) 5 modFigure 11. SEM images of GF/PLA composite degradation at 28 days: (a) 30wt%GF; (b) 35wt%GF; (c) 40wt%GF; (d) 5 mod3. 结 论
(1) 本文采取三维编织工艺制备了玻璃纤维(GF)/聚乳酸(PLA)混编预制体，其中GF质量分数分别为30wt%、35wt%和40wt%，并对GF质量分数为40wt%的预制体用偶联剂KH550进行改性。采用热压成型方式将预制体制备成复合材料。探究降解过程对复合材料质量保持率、吸水率、降解介质(磷酸缓冲盐溶液(PBS)) pH值、结晶度、弯曲强度和剪切强度影响及微观形貌分析。
(2) 较高的GF质量分数在复合材料中，表现出较低的质量损失，这表明GF对PLA的降解具有抑制作用。此外，KH550的引入改善了复合材料的疏水性能。低GF质量分数导致降解介质的pH值明显下降，而经过改性后，pH值下降幅度较小。
(3) GF有助于提高PLA的结晶度，KH550改性后，复合材料的结晶度进一步提升。KH550中的氨基基团和硅氧烷基团与PLA和GF发生反应，形成更牢固的分子间作用力。
(4) GF质量分数为30wt%、35wt%和40wt%时，复合材料的弯曲强度分别下降了32.3%、28.13%和16.16%，剪切强度分别下降了53.74%、51.1%和47.18%。说明GF的增加有助于延缓因降解介质腐蚀造成的力学损伤。结合微观形貌观察，GF质量分数为30wt%的试样在降解第7天时出现了细小沟壑，而降解第28天时复合材料表面破坏严重。相比，GF质量分数为40wt%的试样则受降解影响较轻，印证了力学强度和剪切强度的测试结果。
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图 1 仿生双正弦波纹点阵结构(BBCLS)示意图：(a)雀尾螳螂虾[25]；(b)虾鳌[27]；(c)抗冲击区域[27]；(d)虾螯抗冲击区域微观结构[27]；(e) BBCLS[32]
Figure 1. Schematic diagram of bio-inspired bi-directional corrugated lattice structure (BBCLS): (a) Odontodactylus scyllarus[25]; (b) Shrimp chela[27];(c) Impact zone[27]; (d) Macro-microstructure of shrimp chela[27]; (e) BBCLS[32]
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图 2 BBCLS有限元模型：(a)准静态压缩荷载下BBCLS计算模型；(b) BBCLS单层模型；(c) BBCLS胞元模型
Figure 2. BBCLS finite element model: (a) Computational model of BBCLS under quasi-static compression loading; (b) BBCLS single-layer model; (c) BBCLS single cell model
A—Amplitude; N—Wave number; t—Cell wall thickness
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图 3 BBCLS试验与模拟破坏形态对比图
Figure 3. Comparison between experimental and simulated failure state of BBCLS
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图 4 BBCLS的力-位移曲线试验与模拟结果对比
Figure 4. Comparison of experimental and simulated force-displacement curves of BBCLS
FEM—Finite element model; EXP—Experiment
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图 5 不同冲击速度下的BBCLS在典型应变水平下的变形图
Figure 5. Deformation diagram of BBCLS under typical strain levels at different impact velocities
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图 6 不同冲击速度下的BBCLS在冲击端和固定端的名义应力-应变曲线
Figure 6. Nominal stress-strain curves on impact end and fixed end of BBCLS under different impact velocities
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图 7 不同冲击速度下的BBCLS能量吸收效率
Figure 7. Energy absorption efficiency of BBCLS at different impact velocities
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图 8 不同冲击速度下的BBCLS平台应力及密实化应变
Figure 8. Plateau stress and densification strain curves of BBCLS at different impact velocities
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图 9 不同冲击速度下BBCLS的比吸能ESEA对比
Figure 9. Comparison of specific energy absorption ESEA of BBCLS at different impact velocities
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图 10 静态荷载与冲击荷载下BBCLS比吸能对比
Figure 10. Comparison of BBCLS ESEA under static load and dynamic load
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图 11 体心立方点阵结构(BCC)有限元模型：(a) 冲击荷载作用下BCC计算模型；(b) BCC三维模型；(c) BCC胞元模型
Figure 11. Body-centered cubic lattice structure (BCC) finite element model: (a) Computational model of BCC under impact load; (b) BCC three-dimensional model; (c) BCC single cell model
H, h—Height; L, l—Length; W, w—Width; d—Diameter
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图 13 两种点阵结构在冲击荷载下的力-位移曲线
Figure 13. Force-displacement curves of two lattice structure under impact loading
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图 14 两种点阵结构在冲击荷载下的能量吸收指标
Figure 14. Energy absorption indicators of two lattice structure under impact loading
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图 15 两种点阵结构的应力云图：(a) BCC；(b) BBCLS
Figure 15. Stress cloud of two lattice structures: (a) BCC; (b) BBCLS
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图 16 不同振幅A下BBCLS固定端的名义应力-应变曲线
Figure 16. Nominal stress-strain curves on fixed end of BBCLS under different amplitudes A
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图 19 不同振幅的BBCLS在0.6应变下的比吸能
Figure 19. ESEA at 0.6 strain of BBCLS under different amplitudes
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图 17 不同振幅下BBCLS冲击端的名义应力-应变曲线
Figure 17. Nominal stress-strain curves on impact end of BBCLS under different amplitudes
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图 18 不同振幅的BBCLS比吸能对比
Figure 18. Comparison of ESEA of BBCLS under different amplitudes
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图 20 不同波纹数N下BBCLS在固定端的名义应力-应变曲线
Figure 20. Nominal stress-strain curves on fixed end of BBCLS under different wave number N
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图 23 不同波纹数的BBCLS在0.6应变下的比吸能
Figure 23. ESEA at 0.6 strain of BBCLS under different wave number
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图 21 不同波纹数下BBCLS在冲击端的名义应力-应变曲线
Figure 21. Nominal stress-strain curves on impact end of BBCLS under different wave number
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图 22 不同波纹数的BBCLS比吸能对比
Figure 22. Comparison of ESEA of BBCLS under different wave number
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图 24 不同厚度t下BBCLS在固定端的名义应力-应变曲线
Figure 24. Nominal stress-strain curves on fixed end of BBCLS under different thicknesses t
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图 27 不同厚度的BBCLS在0.6应变下的比吸能
Figure 27. ESEA at 0.6 strain of BBCLS under different thicknesses
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图 25 不同厚度下BBCLS在冲击端的名义应力-应变曲线
Figure 25. Nominal stress-strain curves on impact end of BBCLS under different thicknesses
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图 26 不同厚度的BBCLS比吸能对比
Figure 26. Comparison of ESEA of BBCLS under different thicknesses
表 1 BBCLS初始峰值力仿真与试验误差对比
Table 1 Comparison between simulation and test error of BBCLS contact force peak value
Sample name Wave number Relative density Test value[32]/kN Simulated value/kN Absolute error/kN Relative error/% 1 5 0.13303 2.97 2.84 0.13 4.38 2 6 0.14662 4.25 4.17 0.08 1.88 3 7 0.16201 5.65 5.46 0.19 3.36 
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期刊类型引用(1)
1. 鞠泽辉，王志强，张海洋，郑维，束必清. 3D打印聚乙二醇修饰木质素/聚乳酸生物复合材料的热性能与力学性能. 复合材料学报. 2024(12): 6691-6701 . 
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目的
点阵结构作为一种新型轻质多功能结构，因其具有能量吸收能力好、比强度和比刚度高等诸多优异的性能，常被用于保护人员或结构免受冲击载荷的影响。与准静态荷载下的失效模式不同，在冲击荷载作用下，点阵结构一般会发生动态失稳，结构内部发生大的塑性/弹性变形。此外，点阵结构在空间上有材料与结构双重多尺度特征，冲击载荷作用又增加了时间多尺度特征。本研究旨在探究一种新型仿生双正弦波纹点阵结构(Bio-inspired bi-directional corrugated lattice structure, BBCLS)在冲击荷载作用下的力学性能和吸能特性。
方法首先采用ANSYS/LSDYNA有限元分析软件建立了其在冲击荷载作用下的有限元数值模型，并基于已有的试验结果与数值模拟结果进行了对比，验证了该模型的有效性。在此基础上，研究了不同冲击速度对BBCLS的应力分布、变形模式、承载能力以及能量吸收特性的影响，并与传统体心立方点阵结构(BCC)进行了对比。此外，系统探究了冲击速度及振幅、波纹数、胞壁厚度等微结构几何参数对BBCLS抗冲击特性的影响规律。
结果①数值模拟得到的压缩荷载作用下BBCLS整体变形模式与试验结果基本一致；同时从BBCLS力-位移曲线的试验和模拟对比结果，可以看出数值模拟结果变化趋势与试验结果吻合较好，其中初始峰值力与试验结果误差较小，为1.88%~4.38%，这也验证了数值模拟的可靠性。②BBCLS的动态吸能性能要优于其准静态压缩，这主要由于BBCLS的变形模式与冲击速度密切相关，随着冲击速度增加，惯性效应逐渐增强，更多胞元均匀协调地参与变形，使BBCLS抗压溃能力更强，同时更早到达密实阶段。此外，通过对BBCLS在不同冲击速度下冲击端及固定端名义应力-应变曲线的分析可知，BBCLS可以降低传递到被保护件的应力值，从而有效地保护结构不被破坏。冲击速度对于BBCLS平台应力有显著影响，冲击速度越大，冲击端平台应力越大，BBCLS受到冲击时吸能效果更好。与平台应力的变化相同，密实化应变与冲击速度的变化呈线性增大关系。然而，不同冲击速度作用下BBCLS的密实化应变相差不大(10m/s与200m/s冲击时仅差0.068)。这表明冲击速度对于BBCLS密实应变没有影响，而密实应变主要受结构内部胞元的影响。此外，不同冲击载荷下BBCLS均呈现出比准静态载荷下更优异的能量吸收能力，说明BBCLS更加适用于冲击载荷下的能量吸收。③通过与冲击荷载作用下传统的BCC对比发现，BBCLS表现出了优越的吸收能量特性，BBCLS的能量吸收总量与比能量吸收均为BCC型的5倍左右，显著优于BCC，且极大的缓解了BCC点阵结构节点处应力集中问题，这是由于BBCLS为曲面型结构，胞元之间由连续且光滑的表面过渡和连接，有效增加了结构实体部分应力分布的面积，使得应力可以迅速均匀地分布到结构内部，并且由于BBCLS内部存在孔隙，使得结构充分发挥出减震抗冲击性能。④随着冲击速度的提高，增大振幅、波纹数、胞壁厚度等微结构几何参数均使结构在受到冲击载荷时应力分布均匀，有效增加了冲击端的平台应力。此外，微结构几何参数的改变对结构比吸能以及综合比吸能有显著影响。
结论①与准静态压缩荷载变形模式不同，BBCLS在冲击载荷作用下的冲击过程可分为三种模式：低速冲击荷载下的均匀变形模式；中速冲击荷载下的过渡变形模式；高速冲击荷载下的动态变形模式。随着冲击速度的增大，BBCLS的初始应力峰值、平台应力和密实应变越大，能量吸收能力越强。②BBCLS在冲击荷载作用下的承载能力、吸能总量及比吸能均明显优于传统的BCC点阵结构，BBCLS不仅改善了传统BCC点阵结构在节点处应力集中的问题，且在承载能力与能量吸收性能方面表现出明显的优势。③随着冲击速度的增大，相同振幅的BBCLS冲击端平台应力会随着冲击速度提升而增大，且速度越高增幅越明显。④由于波纹数的增大，BBCLS的承载能力、刚度和吸能性均大幅度提高，BBCLS在相同冲击速度下的平台应力逐渐升高，波纹数为8时结构的平台应力最大。当波纹数为8时，冲击速度达到100m/s，相比于波纹数为5，冲击速度为10m/s结构在应变达到0.6的SEA提高201.36%。⑤随着胞壁厚度和冲击速度的增大，BBCLS的比吸能明显增大。其中胞壁厚度对BBCLS比吸能的增大作用更为显著。在一定程度上增大胞壁厚度可使结构冲击变形更加均匀，能够有效地提高BBCLS在不同冲击载荷作用下的吸能能力。在实际应用中，需要综合考虑结构轻量化设计不可盲目增大相对密度以达到更强的承载效果。
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点阵结构具有良好抗冲击能力和能量吸收能力，在工程领域具有广泛的应用前景。尽管目前有关点阵结构的制备、设计和力学性能等方面取得了一定的研究进展，但是研究人员仍在不断探索结构更加复杂、抗冲击性能更加优越的点阵结构。近年来，仿生结构因在能量吸收能力上表现出比传统结构更加优异的性能，引起国内外学者广泛关注。其中，受雀尾螳螂虾螯抗冲击区域微观结构启发而提出的仿生双正弦波纹点阵结构(Bio-inspired bi-directional corrugated lattice structure，BBCLS)，在静态压缩性能和吸能方面展现出独特的优势。但是，目前对于其在冲击载荷下的变形失效机理尚不清楚。为了探究BBCLS的抗冲击性能，本文采用ANSYS/LSDYNA有限元分析软件建立了其在冲击荷载作用下的有限元数值模型，并基于已有的试验结果与数值模拟结果进行了对比，验证了该模型的有效性。在此基础上，研究了不同冲击速度对BBCLS的应力分布、变形模式、承载能力以及能量吸收特性的影响，并与传统体心立方点阵结构(BCC)进行了对比。同时利用该数值模型进一步分析了振幅、波纹数和胞壁厚度等微结构几何参数对BBCLS抗冲击性能的影响。研究结果表明：BBCLS在冲击荷载作用下的承载能力、吸能总量及比能量均明显优于传统的BCC点阵结构。BBCLS的冲击动力学响应主要与冲击速度和微结构几何参数有关。在低速冲击时，BBCLS呈现整体变形模式；中高速冲击时，结构向局部变形模式转换。随着冲击速度的提高，增大振幅、波纹数、胞壁厚度均使结构在受到冲击载荷时应力分布均匀，有效增加了冲击端的平台应力。研究结果为研究仿生点阵结构的冲击变形失效和吸能效果提供了力学依据。
BBCLS有限元模型
不同冲击速度下的BBCLS在典型应变水平下的变形图
计量
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