文 | 秋風
編輯 | 秋風
仿生是根據自然界中生物體的結構、材料和系統進行的設計，屬於涉及多個學科的跨學科研究。
而對於自然界中的生物，它們為了能夠經受住外來災害的侵襲，適應嚴苛的自然環境，在數億萬年的生長過程中往往會進化出最優秀和最合理的生物結構。
由前面對仙人掌宏觀仿生結構的探究可知，其能量吸收能力要明顯好於常見的薄壁管件，並且折角數目為 6、弧度半徑 R=6 的 60°折角仿生管耐撞性能最好。
然而，生物結構的力學特性不僅與宏觀結構相關，而且與內部的微觀結構也聯繫密切。
一、仙人掌結構微觀仿生設計與耐撞性對比探究
本節以弧度半徑R=6的 60°折角 6 角仿生管的結構參數為基礎，對巨人柱仙人掌進行微觀結構的仿生探究。
通過對巨人柱仙人掌結構的微觀觀測與分析，設計了微觀仿生結構。為了降低加工成本及加工難度，對仿生管進行了不同仿生單元的簡化設計。
對巨人柱仙人掌宏、微觀仿生結構進行了耐撞性對比探究，並從中找出最優的結構設計。
（一）仙人掌結構微觀觀測分析
巨人柱仙人掌結構所具有的優異力學性能，不僅與宏觀結構的波紋形折角有關，而且也受其內部微觀結構的影響。
對巨人柱仙人掌微觀結構的分析，可以為仿生提供更好的設計思路，獲得具有更佳耐撞性能的結構。
本節通過對仙人掌肉質莖的觀察，如圖4.1所示。發現其微觀結構分別由 A 木質部、 B 維管束、C 薄壁組織和 D皮層組織構成的外壁組成。
木質部由木纖維、導管、管胞等結構組成，而其中具有較大硬度的木纖維，是一種木質化的次生壁，其含量的高低，決定了生物體結構抵抗載荷的能力。
由於巨人柱仙人掌主要生長在沙漠之中，具有很強的耐旱能力，維管束在巨人柱仙人掌結構中有著廣泛分布，其橫、縱向結構如圖 4.2 所示。
在構成上，維管束主要由大量的多纖維束構成，具有很高的抗拉強度，使得巨人柱仙人掌結構具有很好的承載能力和抗衝擊能力。
在結構上，維管束內部和外部都分布著大量的維管束鞘和纖維股，而這些纖維股通常具有較大的截面面積，從而使得巨人柱仙人掌結構的耐撞性在一定程度上得到提高。
由於維管束之間的薄壁組織具有強度低、質地疏鬆的特性，從而可以有效緩衝和耗散外部的衝擊力。
薄壁組織和維管束兩種結構複合在一起，具有較好的彈性，強化了結構的耐衝擊性能。
皮層組織中不規則的分布著未分化的維管束，這種 維管束是由大量沒有篩管和導管的纖維股構成，最終形成了巨人柱仙人掌結構的外壁。
通過以上觀測分析可知，巨人柱仙人掌微觀結構可以概括為三部分：木質部，維管束及周圍的薄壁組織和皮層組織構成的外壁。
這三種結構的配合使得巨人柱仙人掌結構不僅可以承受自身的載荷，還可以抵抗外部載荷的衝擊。
基於觀測和分析的巨人柱仙人掌的微觀結構，後續將對先前的宏觀仿生結構進行微觀仿生設計，並展開微觀仿生結構的耐撞性探究。
（二）仙人掌結構的微觀仿生設計
巨人柱仙人掌微觀結構中，A 木質部、B 維管束及周圍的 C 薄壁組織和 D皮層組織構成的外壁是決定其力學性能的三種重要結構，要重點對這三種結構進行仿生設計。
在進行微觀仿生設計時，將木質部仿生設計成圓管狀，即仿生內管A；由於薄壁組織具有連接維管束和緩衝載荷的作用，而維管束又是一 種細長的管狀結構。
將維管束及周圍的薄壁組織仿生設計成小圓管以及連接板，即仿生單元 B、C；將巨人柱仙人掌的皮層組織構成的外壁仿生設計成圓形管，即仿生外管 D。
基於前面巨人柱仙人掌的宏觀仿生結構，最終 得到的微觀仿生設計如圖 4.3 所示。
（三）不同仿生結構的微觀仿生管
由前面分析可知，巨人柱仙人掌結構所具有的優異力學性能，不僅與宏觀結構的波紋形折角有關，而且也受其內部微觀結構的影響。
為了方便結構的加工，以及減少生產成本，本節對巨人柱仙人掌初始仿生管進行了結構簡化，簡化後的幾種仿生管截面如圖 4.4（a）所示。
為了後續研究的方便，分別對仿生結構進行了命名，微觀初始仿生（Micro Bionic）管命名為 Mi-B0。
如圖 4.4（b）所示，之前的宏觀仿生（Macro Bionic）管命名為 Ma-B，如圖 4.4（c），而簡化後的微觀仿生管分別命為 Mi-B1、Mi-B2、Mi-B3。
宏觀結構尺寸保持先前不變，微觀尺寸中，木質部仿生管D2=20mm，維管束仿生管d=5mm。
薄壁組織仿生板w=12mm，皮層組織仿生外管D1=43mm，仿生結構的總高度保持L=200mm不變。
（四）仙人掌宏、微觀仿生管的耐撞性對比探究
為了探究上述所設計的微觀仿生結構及其簡化結構的耐撞性，在保證質量相同的條件下，分別對宏觀仿生管、微觀初始仿生管以及簡化後的微觀仿生管進行了模擬對比分析。
圖 4.5 為宏、微觀仿生管的SEA，從圖中可以看出，所有微觀仿生管的比吸能 SEA 都高於宏觀仿生管，最大高出 15.7%，這說明，微觀結構可以顯著提 高仿生設計的吸能性。
在所設計的微觀仿生結構中，初始仿生管 Mi-B0比吸能 SEA 最大，為 25.4kJ/kg，簡化後的微觀仿生管 Mi-B3 最小，為 23.1kJ/kg。
二者相差 10.0%，原因在於 Mi-B3 簡化掉了結構中的維管束仿生管和皮層組織仿生外管，而維管束在巨人柱仙人掌結構中又大量的分布。
皮層組織又是其外部保護結構，這兩種結構很好的加強了其自身的力學性能，因此，Mi-B3 的吸能性要差於其它幾種結構。
Mi-B1、Mi-B2分別簡化了皮層組織仿生外管和維管束仿生管，它們的 SEA 比 Mi-B0 分別低 2.7%和 7.2%。
可見，在微觀結構的設計中，維管束仿生管可以更好的提高結構的吸能性。
圖 4.6 為宏、微觀仿生管在 140mm 位移下的變形模式圖。由圖可得，微觀仿生結構的變形模式較宏觀仿生結構有更多的摺疊層數及更規整的變形。
這是因為微觀結構中多了木質部仿生管，維管束仿生管和薄壁組織仿生板，以及皮層組織仿生外管兩種或幾種結構，這些內部微觀仿生結構使得變形更加的穩定，摺疊也更加的規則。
在微觀結構設計中，Mi-B0變形模式最好，Mi-B3最差，這說明維管束仿生管和皮層組織仿生外管對變形模式具有顯著影響，這也驗證了 Mi-B0具有較高 SEA 這一現象。
圖 4.7 為宏、微觀仿生結構 PCF。從圖中可以看出，在質量相同的條件下，各結構的 PCF 基本相等。
而宏、微觀仿生結構的 CLE 如圖 4.8 所示， 由圖可得，微觀仿生結構的CLE 要整體高於宏觀仿生結構，最大高出 16.7%，可見，微觀結構仿生設計可以顯著提高 CLE 的值。
另一方面，通過微觀初始結 構與簡化結構之間對比分析可得，初始仿生結構 Mi-B0 的 CLE 要高於其它各簡化結構。
這說明巨人柱仙人掌內部各微觀仿生結構之間的配合，可以有效提高 CLE，Mi-B0 的 CLE 最大，比簡化的仿生結構 Mi-B3 大 9.4%。
二、仙人掌微觀初始仿生管的各種工況探究
通過上節對巨人柱仙人掌宏、微觀仿生結構的耐撞性對比分析可知，初始微觀仿生管 Mi-B0 具有較好綜合的耐撞性能，本節對 Mi-B0 展開更深入的探究分析。
由於碰撞發生時往往會伴有不同的衝擊角度和速度，對微觀初始仿生結構 Mi-B0 進行不同衝擊角度的耐撞性探究，探究了衝擊速度對耐撞性的影響。
為了更加全面的對 Mi-B0 進行耐撞性分析和評價，最後對其進行了多工況探究。
（一）微觀初始仿生管不同衝擊角度下的耐撞性探究
車輛在發生交通事故時，通常會有不同碰撞角度，而在汽車安全測試時，也會考慮偏置碰撞試驗。
Mi-B0 在作為吸能部件時，要進行不同角度的耐撞性探究，圖 4.9 為 Mi-B0 在撞擊角度α=0°， 7°，12°，17°下的示意圖。
為了探究撞擊角度對吸能性的影響，圖 4.10 描繪了 Mi-B0 在不同撞擊角度下的 SEA。
由圖可知，當α=0°時，Mi-B0 的 SEA 最大，為 24.6 kJ/kg，是 22°撞擊條件下的 5.6 倍，隨著衝擊角度的增加，比吸能 SEA 逐漸降低。
這是因為隨著撞擊角度的增大，仿生管的受力面積逐漸減小，能夠參與吸能的部分也減少，因此導致了 SEA 的下降。
在 17°和 22°的撞擊角度下，SEA迅速減小，從其變形模式圖 4.11（a）、（b）中可以看出。
兩撞擊角度下，Mi-B0仿生管的底部產生了塑性鉸，使得結構整體發生了彎曲，從而導致比吸能SEA迅速下降。
圖 4.12 為 Mi-B0 在不同撞擊角度下的 PCF，Mi-B0 在相同的衝擊速度下，其 PCF 隨著撞擊角度的增加逐漸減小。
原因也在於撞擊角度的增加使得撞擊面積減小，從而導致PCF的下降。當α=0°時，Mi-B0 受到軸向的正面衝擊，其接觸面積和所受到的撞擊力都最大，因此PCF最高，為33.7KN。
PCF在 0°到 7°之間降幅最大，為 32.2%。接下來，隨著撞擊角度的增加PCF下降變緩，22°時，PCF 最低為 17.3KN。
由以上分析可知，Mi-B0結構的SEA和PCF隨著衝擊角度的增加而下降，並且撞擊角度為 17°時下降最為明顯。
（二）微觀初始仿生管不同衝擊速度下的耐撞性探究
車輛發生碰撞時，除了會有不同的碰撞角度，也還會有不同的碰撞速度。一般可將不同速度的撞擊分為三個層次：低速碰撞，中速碰撞和高速碰撞。
低速碰撞一般是指市區內發生的交通事故，中速碰撞則是發生在速度較快的公路上，而高速碰撞通常是行駛在高速公路上車輛發生的事故。
為了研究在不同的撞擊速度下 Mi-B0 的耐撞性，本節在α=7°時，探究了 Mi-B0在不同速度低速 V=10m/s、中速 V=20m/s、高速 V=30m/s下的耐撞性能。
圖 4.13 為 Mi-B0 在不同撞擊速度下的SEA。從圖中可以看出，隨著撞擊速度的增加，Mi-B0的比吸能SEA逐漸增加，而V=10m/s時SEA最小，為17.1kJ/kg，。
V=30m/s 時SEA最大，為 19.1kJ/kg，二者 SEA 相差 11.7%，這說明，撞擊速度較大時，Mi-B0仿生管在變形過程中，由於管壁的相互擠壓會產生較大的動能及慣性。
從而使得結構在相同參數條件下，發生更多、更規整的變形模式，從而吸收較多的碰撞能。為了更深入的解釋上面的現象，圖 4.14 為 Mi-B0 在不同撞擊速度下的變形模式。
從圖中可以看出，Mi-B0 結構的變形模式為非對稱變形，這是因為碰撞發生在α=7°的條件下，從而導致了左右摺疊層數的不同。
隨著衝擊速度的增加，V=10m/s 的條件下左右摺疊層數都為5，V=20m/s 時，左側的有5個摺疊，右側有6個摺疊，當 V=30m/s 時，左側摺疊數同樣為5，而右側摺疊數為 7。
由此可知，隨著撞擊速度的增加，Mi-B0 的摺疊數目也會增加，從而說明了高速條件下，可以吸收更多的能量。
圖 4.15為 Mi-B0 結構在不同撞擊速度下的峰值力圖，由圖可得，隨著衝擊速度的增加，峰值力 PCF 也隨著增加。
當V=30m/s時，PCF最大為27.9KN，比V=10m/s和V=20m/s時的PCF分別大22.4%和 17.3%，這是因為，衝擊速度越大，作用在仿生管結構上的初始能量就越多，從而導致了PCF的增大。
通過以上分析可知，Mi-B0 結構在不同撞擊速度下，其 SEA 和 PCF 都隨著撞擊速度的增加而增大。
（三）微觀初始仿生管多工況下的耐撞性探究
為了更加深入、全面的分析初始微觀仿生結構 Mi-B0 在不同衝擊角度與速度下的耐撞性，本節對其進行了多工況下的耐撞性探究。
表4.1為Mi-B0在多工況條件下的SEA，從表中可以看出，相同衝擊速度下，隨著衝擊角度的增加，SEA 逐漸減小，這是因為衝擊角度的增加，減小了撞擊面積，導致能量吸收減少。
在相同衝擊角度下，隨著衝擊速度的增加，SEA逐漸增大。
這是因為衝擊速度增加導致了初始碰撞能量的增加，當撞擊發生時，使得結構在相同的時間內，產生更多的摺疊和更規整的變形，從而使得能量吸收更多。
還可以發現，衝擊角度對SEA的影響遠大於衝擊速度，特別是當角度α=17°時， 其 SEA 迅速下降。
這主要是因為，衝擊角度的增加會使結構 Mi-B0 發生彎曲，從而導致不完全碰撞，這可以從圖 4.16 Mi-B0 在α=17°條件下的不同撞擊速度變形模式中可以看出。
在 V=10m/s 的條件下，其變形模式已經發生了整體屈曲，其SEA最小，當 V=30m/s 時，其屈曲程度要小於低速和中速撞擊的情況，因此，其SEA較大。
圖4.17為Mi-B0在多工況下的PCF，從圖中可以得出，一方面，隨著衝擊角度的增加，其 PCF下降，在α=0°的衝擊角度下，PCF值最大，是最小PCF的2倍。
這是因為此時是正面撞擊，接觸面積最大，從而使得其 PCF 較高。
由圖還可以看出，衝擊角度對 PCF 的影響明顯大於衝擊速度，而衝擊角度α的不同，PCF下降的幅度也不一樣。
比如α從 0°到 7°的 PCF下降幅度要明顯大於 17°到 22°的下降幅度。另一方面，隨著衝擊速度的增加，其PCF逐漸增加，不同衝擊速度之間PCF最大相差 30.7%。
這是由結構的初始衝擊能量 決定的，衝擊速度越大，初始衝擊能量也越大，其PCF 也最大。
並且高速衝擊 V=30m/s 時的 PCF 的增幅要大於 V=20m/s，這說明，PCF對高速衝擊更為敏感。
通過以上分析可知，Mi-B0結構在多工況條件下，其PCF和SEA都隨著衝擊角度的增加而減小，隨著衝擊速度的增加而增加，並且衝擊角度對耐撞性的影響要明顯大於衝擊速度。
三、本章小結
本章對巨人柱仙人掌結構進行了微觀觀測分析，根據微觀結構分別對木質部設計了仿生內管，維管束和薄壁組織設計了仿生單元，以及皮層組織設計了仿生外管。
並將這些內部微觀仿生結構應用到先前所設計的宏觀仿生結構中。
因考慮到仿生結構管的加工難度及成本，對所設計的巨人柱仙人掌初始仿生管 Mi-B0 進行了簡化，並設計成了 Mi-B1、Mi-B2、Mi-B3 幾種結構形式。
並對所設計的各微觀仿生管和宏觀仿生管進行了耐撞性對比分析，發現微觀仿生管的耐撞性全部優於宏觀仿生管，並且初始微觀仿生管 Mi-B0 的耐撞性最好。
對巨人柱仙人掌微觀初始仿生結構的耐撞性進行了不同衝擊角度、速度以及多工況的探究。
結果顯示撞擊角度的增大，使得 Mi-B0 結構的SEA和PCF都下降，但其SEA和PCF都隨著撞擊速度的增大而增大。
通過多工況條件下的耐撞性探究，發現Mi-B0結構的SEA、PCF受衝擊角度的影響明顯大於 衝擊速度。
通過以上分析可知，巨人柱仙人掌微觀初始仿生管Mi-B0的耐撞性要好於宏觀仿生結構，並且，Mi-B0在各工況條件下也具有較好的表現。
參考文獻
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