纸蜂窝夹层管的轴向跌落冲击缓冲吸能特性研究

韦 青 郭彦峰付云岗 吉美娟 韩旭香

（西安理工大学包装工程系，陕西西安，710048）

薄壁管状结构在轴向和斜向载荷作用下能够通过弹性和塑性屈曲、折叠变形和材料断裂等方式来抵抗外部冲击载荷并吸收耗散能量，这对冲击防护具有重要意义［1-3］。近年来，国内外学者基于对金属圆管和方管的研究成果，通过改变管横截面形状、增加管内隔板和折叠单元个数的方法，丰富了对新型吸能构件的设计方法、压缩变形模式和能量吸收性能的研究；相应成果表明，多边形管、非凸边形管、多胞管和夹层管在轴向压缩载荷作用下具有更好的变形模式和吸能特性。Ali等［4］对比研究了矩形、正五边形和十字型金属（铝、钢）管的折叠变形机制，并建立了分析模型预测试样的平均压溃力。Yokoya等［5］分析了正多边形（正四、六、八、十边形）薄壁铝管及多胞管；结果表明，正多边形管的多胞化方法有利于提高其轴向压缩性能和能量吸收能力。柳忠彬等［6］模拟分析了异截面同厚度和同截面异厚度薄壁管（锯齿管、圆形管、矩形管、方管）的轴向冲击响应发现，管横截面形状对薄壁管的比吸能有很大的影响。胡俊等［7］分析了方形、圆形、正多边形（正六、八边形）薄壁金属管和多胞管的轴向动态吸能特性，并结合多目标优化算法对吸能特性较好的八边形多胞管进行了参数优化，显著提高了其在相同压缩力峰值下的能量吸收效率。Xiang等［8］研究了正多边形（正三、四、六、八边形）管、钢质圆管、多胞方管的轴向压缩能量吸收能力发现，管横截面形状对试样关键性能指标有重要影响。Liu等［9］深入研究了铝质圆柱夹层多胞管、非凸截面管和多胞管的轴向压溃变形模式、吸能特性和结构优化问题，提出了薄壁管的多胞化和非凸化方法。同时，研究者为了提高薄壁管状结构的耐撞性能，还提出利用夹层管壁取代传统薄管壁的设计方法，如Zhang等［10］、Tang等［11］、Liu等［12］、Deng等［13］和Xiong等［14］分别研究了六棱柱夹层多胞管、圆柱夹层多胞管、星形夹芯多边形管、瓦楞夹层圆管（或圆柱壳）的轴向压缩和能量吸收性能；研究结果均表明，这种新型结构可以通过内外管壁与瓦楞芯层之间的相互作用，增强轴向抗冲击性能，是改善传统薄壁管的一种新思路和新方法。此外，利用管壁与蜂窝材料之间的相互作用和协同吸能的优势，可提高薄壁管的轴向压缩强度和吸能特性。Yin等［15］、Liu等［16］和Paz等［17］分别研究了铝蜂窝、玻璃纤维复合材料蜂窝填充铝圆管和多边形管、碳纤维增强材料方管的轴向耐撞性能，提出了蜂窝材料填充薄壁管状结构的理论与实验研究体系。

复合材料管也是一种非常重要的吸能构件，通常采用碳纤维、玻璃纤维增强复合材料管和增加横向裂纹带，从而提高管的能量吸收效果，其在军工和民用防护领域有重要应用价值。马岩等［18］研究了碳纤维增强环氧树脂复合材料（CFRP）圆-方异形管的准静态轴向压缩破坏模式和能量吸收性能发现，通过合理的编织角设计，可使复合材料内部更多的纤维发生断裂，从而提高纤维增强复合材料管件物的能量吸收性能。李善恩等［19］研究了玻璃纤维增强环氧树脂复合材料（GFRP）圆管、方管在低速冲击载荷作用下的抗冲击性能发现，GFRP圆管的动态切线模量较方管的大，同壁厚圆管的抗冲击性能较方管好；随壁厚的适当增加，方管的抗冲击性能也增加。康健芬等［20］研究了纸瓦楞夹层管的准静态轴向缓冲吸能特性，分析了管横截面形状、管边长和管长度对纸瓦楞夹层管压缩失效模式与缓冲吸能特性的影响规律。

金属蜂窝结构具有优良的比刚度和比强度、抗冲击性和缓冲防振能力［21-22］，但少有涉及纸蜂窝夹层管及其在轴向跌落冲击载荷作用下缓冲吸能评价的研究。本课题借鉴多边形管和瓦楞夹层管的设计思路，将纸蜂窝夹层作为多边形管的管壁，通过轴向静态和轴向跌落冲击动态压缩实验，研究正多边形纸蜂窝夹层管的缓冲吸能特性，分析结构参数（管方向、横截面边数、管长比）和加载参数（压缩速率、跌落冲击能量）对纸蜂窝夹层管缓冲吸能特性的影响规律。

表1 蜂窝纸板的基本参数Table 1 Basic parameters of honeycomb paperboard

1 实验

1.1 原料与仪器

原料：厚度为10 mm的蜂窝纸板，其基本参数如表1所示。胶黏剂，汉高粘合剂有限公司上海分公司。

DC2702516型电脑打样机，上海信奥科技有限公司；WS150Ш型恒温恒湿箱，上海树立仪器仪表有限公司；HT-2402电脑式伺服材料控制试验机，台湾弘达仪器股份设备公司；DY-3缓冲材料冲击试验机，西安捷盛电子技术有限责任公司。

图1 纸蜂窝夹层管的结构示意图Fig.1 Structureof paper honeycomb sandwich tube

1.2 试样结构

本课题所用试样的结构类型是纸蜂窝夹层管，其结构示意图如图1所示。其制作工艺为，对蜂窝纸板进行模切、压痕，并用白乳胶全搭接粘合制成管截面形状分别为正四、五、六边形的管。正六边形蜂窝胞元的边长为5.77 mm，由于蜂窝胞元的排列方式不同，可将纸蜂窝夹层管分为X向管和Y向管。选取不同管横截面边长（35、50 mm）、管长比（1.4、2.2、3.0）和管长度（49、77、105、70、110、150 mm）的试样，对比分析结构参数对纸蜂窝夹层管的轴向压缩变形与能量吸收性能的影响。其中，管长比是指纸蜂窝夹层管长度与管横截面边长之比，如管长比为3.0、管横截面边长50 mm，则管长度为150 mm。由2种跌落冲击高度（DH）（30、50 cm）和4种落锤质量（W）（7.0、9.125、11.275、14.55 kg）组成8种跌落冲 击 条 件，即DH1W1、DH1W2、DH1W3、DH1W4、DH2W1、DH2W2、DH2W3和DH2W4，所对应的冲击能量分别是20.6、26.8、33.1、42.8、34.3、44.7、55.2和71.3 J。试样编号为HT nd-l1/l2-DH/W，如“HT6X-50/70-30/11.275”表示，管边长（l1）为50 mm、管长度（l2）为70 mm的X方向（d）正六边形（n）纸蜂窝夹层管（HT）在跌落高度（DH）为30 cm和落锤质量（W）为11.275 kg条件下进行轴向跌落冲击动态压缩实验。静态试样编号用压缩速率V代替跌落冲击条件DH/W。

1.3 测试方法

实验之前，所有试样在温度20℃和相对湿度65%的条件下预处理24 h。参照GB/T 8168—2008、采用HT-2402电脑式伺服材料控制试验机进行轴向静态压缩实验，压板对试样的轴向压缩速率为12 mm/min，试样压缩量为85%。参照GB/T 8167—2008、采用DY-3落锤试验系统进行轴向跌落冲击动态压缩实验，方形金属落锤对试样施加轴向跌落冲击载荷，冲击动能可由跌落高度和落锤质量调节。

2 结果与讨论

2.1 轴向静态和轴向跌落冲击动态压缩变形特征

2.1.1 轴向静态压缩变形特征

根据纸蜂窝夹层管的轴向静态压缩应力-应变（σε）曲线和变形特征，将其压缩变形过程大致划分为线弹性区、塑性平台区、密实化区3个部分（见图2（a）实线部分）。由图2（a）可知，在初始阶段，应力随应变的增大呈线性上升趋势，试样处于线弹性状态。随着压缩时间的增加，压缩载荷逐渐增大，试样的压缩变形量也持续增加。随着应变的增加，应力略有下降，随后曲线进入塑性平台区；此时，试样应变逐渐增大而应力呈周期性波动，此阶段试样能够吸收大部分的外部能量。试样的压缩变形量继续增大直至试样发生密实化，这一过程的曲线为密实化区。试样的密实化是指应力在很短的应变范围内迅速提高，此时试样被完全压溃而丧失缓冲吸能作用。由图2还可知，在塑性平台区，X向纸蜂窝夹层管（以下简称X向管）的平缓峰和应力峰个数比Y向纸蜂窝夹层管（以下简称Y向管）的多，屈服强度比Y向管高14.8%，压溃强度比Y向管低7.0%，X向管在塑性平台区的应力和密实化区的应变变化与Y向管的基本一致。随着管长比的增大，试样静态压缩曲线的应力峰个数明显增加，而改变管横截面边数对管的应力-应变曲线并无显著影响。

纸蜂窝夹层管的轴向静态压缩变形过程（选取试样HT4X-50/150-12为例）如图3所示。由图3可知，在轴向静态压缩变形过程中，试样渐进屈曲变形模式明显。在压缩初期，试样顶端部分先出现小段褶皱；随着外部压缩载荷的持续增大，褶皱逐渐扩散至试样中间部分，管壁出现局部的逐层小褶皱；之后试样底端逐渐发生屈曲变形直至试样被完全压溃。

图2 纸蜂窝夹层管的轴向静态压缩变形曲线Fig.2 Axial static compression deformation curves of paper honeycomb sandwich tubes

结合图2可知，在试样屈曲变形之前的线弹性区，试样应力随应变的增大而迅速达到初始峰值。从开始屈曲到完全压溃的塑性平台区，试样所能承受的压力随压缩载荷的增大而达到最大值，侧壁整体将持续屈曲变形，伴随着蜂窝芯层出现剪切褶皱，直到压溃失效。由于试样侧壁上的褶皱是逐渐形成的，侧壁的蜂窝胞元沿面内的一个方向出现渐进屈曲；因此，试样的塑性平台区持续过程相对较长［23］。当试样被完全压溃时，其侧壁表面有褶皱堆积，试样内部转向密实化，且整个管也变成了侧壁被压实和缩短的管结构；因此，其静态压缩应力又开始急剧增大，这对应于轴向静态压缩应力-应变曲线的密实化阶段。

图3 纸蜂窝夹层管的轴向静态压缩变形Fig.3 Axial static compression deformation of paper honeycomb sandwich tube

2.1.2 轴向跌落冲击动态压缩变形特征

在相同的结构参数和跌落冲击能量下，正四、五、六边形纸蜂窝夹层管的跌落冲击响应波形都是半正弦波形状。Y向正四、五、六边形管的冲击持续时间τ比X向管分别提高0.2%～3.2%、0.2%～7.8%和3.8%～8.2%，而X向正四、五、六边形管的加速度峰值Gm比Y向管分别提高10.9%～30.4%、7.0%～19.8%和6.1%～14.5%，表2为部分试样的跌落冲击响应结果。

表2 部分试样的跌落冲击响应结果Table 2 Results of drop impact responsesof certain samples

相比于静态压缩过程，试样的轴向跌落冲击动态压缩（以下简称动态压缩）过程的时间极短，因此，试样的密实化程度不高；静态压缩时的应变大于动态压缩，且静态压缩的应力峰个数更多（见图2）。由图2可知，试样动态压缩的屈服强度较静态压缩提高了16.7%～27.3%，其塑性平台区波动较大且持续过程较短，静态压缩的塑性平台区持续时间比动态压缩提高了14.3%～100%。在试样的动态压缩过程中，蜂窝胞元内的空气会产生明显的压缩作用力，从而引起试样侧壁应力及峰值应力的提高。试样的动态压缩变形模式也是渐进屈曲变形。图4是管边长50 mm的正四、五、六边形管在跌落冲击条件DH1W3（跌落冲击高度30 cm，落锤质量11.275 kg）下的压缩变形情况。结合图2中虚线所示，试样在落锤作用下发生弹性变形并迅速达到初始峰值应力，随后试样开始屈服并逐渐出现屈曲和褶皱，随着侧壁被持续压缩，试样逐步压溃，最终出现密实化现象。

图4 纸蜂窝夹层管的动态压缩变形情况Fig.4 Axial drop impact compression deformation of paper honeycomb sandwich tubes

由于试样动态压缩过程持续的时间很短，对不同管长度和冲击能量的管，其变形也有所不同。图5为两种不同正四边形管的动态压缩变形示意图。由图5（a）可知，由于管的一部分并没有被压缩，故管还有一定的缓冲吸能效果；而图5（b）中，管被完全压溃而丧失缓冲能力。

图5 正四边形管的动态压缩变形Fig.5 Axial drop impact compression deformation of regular quadrilateral paper honeycomb sandwich tubes

试样HT4Y-35/77-50/7和HT4Y-35/77-30/11.275的动态压缩变形曲线如图6所示。由图6可知，动态压缩过程完成后，试样HT4Y-35/77-50/7被完全压溃，而试样HT4Y-35/77-30/11.275未被完全压溃。

图6 试样动态压缩变形曲线比较Fig.6 Comparison of axial drop impact compression deformation curves

总结分析试样的变形压溃发现，在压缩变形曲线的密实化区，应力急剧增大且应变超过83%时，试样即可视为被完全压溃。表3列出了所有被完全压溃的X向管、Y向管的结构参数和跌落冲击条件。由表3可知，造成管被完全压溃的因素较多，如管横截面边数、管边长、管长度、冲击能量等，但相同管长度的X向管、Y向管被完全压溃时的冲击能量基本相同。对于具有相同管长度的正四、五、六边形管，随着管横截面边数或管边长的增加，导致管横截面面积增大，从而管被完全压溃时所需的跌落冲击能量也增加。

表3 被完全压溃试样的结构参数和跌落冲击条件Table 3 Structure parameters and drop impact conditions of paper honeycomb sandwich tubes completely crushed

2.2 轴向缓冲吸能特性

2.2.1 静态缓冲吸能特性的影响

选用比吸能（SEA）、行程利用率（SE）、压缩力效率（CFE）和比总体效率（STE）评价试样的静态缓冲吸能特性；其中，比吸能表示单位质量试样所吸收的能量，行程利用率表示试样密实化之前的位移变形量（有效压缩距离）和试样厚度的比值，压缩力效率反映平均压溃载荷与初始峰值载荷的比值，而比总体效率是指单位管长度的比吸能与初始峰值载荷的比值。

表4是部分试样在轴向静态压缩条件下的缓冲吸能计算结果。对具有相同管横截面边长的试样，塑性平台区的应变随着管长度的增大而增加。由表4可知，随着管横截面边数的增加，行程利用率呈增大趋势（如试样e的行程利用率比试样a的提高了3.7%），而比吸能、压缩力效率和比总体效率都呈下降趋势。X向管的屈服应力（σb）、平均压溃应力（σy）和比吸能都大于Y向管（如试样c的屈服应力、平均压溃应力和比吸能分别比试样d的高31.9%、18.9%和7.4%），但Y向管的行程利用率、压缩力效率和比总体效率都优于X向管，如试样d的行程利用率、压缩力效率和比总体效率分别比试样c的高0.2%、17.1%和15.0%。

表4 部分试样轴向静态压缩缓冲吸能计算结果Table 4 Calculation of cushioning energy absorption under axial static compression of paper honeycomb sandwich tubes

2.2.2 结构参数对动态缓冲吸能特性的影响

2.2.2.1 管方向

管方向对试样动态压缩曲线的影响如图7所示。由图7可知，相比X向管，Y向管的初始峰值应力提高了10.0%～17.6%，如Y向管试样（曲线c）的初始峰值应力比X向管试样（曲线C）的提高了15.8%；Y向管的塑性平台区应变比X向管的提高0.2%～3.4%，如Y向管试样（曲线c）的塑性平台区应变比X向管试样（曲线C）的提高了0.5%；但初始峰值过大易导致试样结构在还没发挥缓冲吸能作用之前而被破坏，因此，需选择适宜管方向的纸蜂窝夹层管。

图7 管方向对试样动态压缩曲线的影响Fig.7 Comparison of axial drop impact compression curvesat different tubedirections

表5是X向管、Y向管的动态缓冲吸能计算结果。由表5可知，正四、五、六边形X向管的比吸能比Y向管分别提高3.2%～41.5%、3.6%～29.8%和10.4%～27.9%，X向正四、五、六边形管的比总体效率比Y向管分别提高5.1%～74.1%、7.6%～51.7%和15.8%～57.5%；Y向正四、五、六边形管的行程利用率比X向管 分 别 提 高8.0%～52.6%、7.6%～52.8%和5.0%～47.8%。造成这种差异的主要原因是，试样侧壁中正六边形蜂窝胞元在动态压缩过程中受力情况不同。在试样的动态压缩过程中，两种试样的侧壁分别沿着蜂窝胞元的X方向和Y方向承受面内压缩加载（见表6）。从表6可以看出，X向管、Y向管的轴向动态压缩变形模式明显不同，在相同冲击条件下，压缩X向管所需吸收的能量大于Y向管，因此，X向管的缓冲吸能效果优于Y向管。蜂窝纸板具有较强的面内压缩抵抗力，动态压缩变形过程中，可吸收较多的能量，使得蜂窝胞元发生渐进屈曲而形成周期性的褶皱［24-25］。

表5 不同管方向试样的动态缓冲吸能计算结果Table 5 Calculations of cushioning energy absorption of samples with different tube directions under axial drop impact compression

表6 纸蜂窝夹层管的变形模式Table 6 Deformation modes of paper honeycomb sandwich tubes

2.2.2.2 管长比

管长比对试样动态压缩曲线的影响如图8所示。由图8可知，在相同管方向、管横截面边长和跌落冲击能量的条件下，随着管长比的增大，试样的塑性平台区应变呈降低的趋势，但其初始峰值应力逐渐增大。

图9为不同管长比条件下试样的动态缓冲吸能特性对比。由图9可知，随着管长比的增大，试样的比吸能、行程利用率和比总体效率呈降低趋势；行程利用率与管长比的变化关系最明显，管长比越大，轴向压缩越不充分，有效压缩距离则越短，故行程利用率越小。随着管长比的增大，试样的压缩力效率呈先提高后降低的趋势。由于管长比增大，平均压溃载荷及初始峰值载荷均增大，但各自增大的程度不同，所以，各试样的压缩力效率提高幅度也有所不同。相比管长比1.4和3.0的试样，管长比2.2的试样压缩力效率更接近于“理想值”100%。相比管长比为3.0的正四、五、六边形X向管，管长比为1.4的对应试样的比吸能分别提高27.7%～139.9%、47.9%～82.2%和60.0%～169.7%，行程利用率分别提高50.4%～192.5%、55.2%～133.3%和64.0%～200.5%，比总体效率分别提高 150.8%～743.5%、 31.7%～328.9% 和 187.6%～752.4%；而相对应的Y向管，管长比为1.4的正四、五、六边形各试样比管长比为3.0的各试样的比吸能分别提高21.7%～173.9%、23.5%～67.4%和26.1%～137.7%，行程利用率分别提高39.6%～202.5%、23.4%～89.7%和31.6%～171.4%，比总体效率分别提高 221.5%～683.4%、 64.5%～246.8% 和 181.6%～673.6%。

图8 管长比对试样动态压缩曲线的影响Fig.8 Comparison of axial drop impact compression curvesat different tubelength ratios

2.2.2.3 管横截面边数

图10为不同管横截面边数试样的动态压缩曲线对比图。由图10可知，在管方向、管长比和跌落冲击能量相同的条件下，随着管横截面边数的增加，初始峰值应力逐渐增大且塑性平台区应变逐渐减小。

图9 不同管长比条件下试样动态缓冲吸能特性对比Fig.9 Cushioning energy absorption of samples with different tube length ratios under axial drop impact compression

表7为不同管横截面边数试样的动态缓冲吸能计算结果。由表7可知，随着管横截面边数的增加，各式样的比吸能、行程利用率和比总体效率都有明显的下降。X向正四边形管的比吸能、行程利用率和比总体效率比正五、六边形管的分别提高2.6%～46.0%、4.4%～101.3%、2.4%～60.8%和4.8%～93.0%、3.5%～187.4%、10.9%～294.1%。Y向正四边形管的比吸能、行程利用率、比总体效率比正五、六边形管的分别提高3.2%～77.8%、3.9%～57.6%、1.5%～65.5%和4.7%～112.3%、6.5%～182.2%、15.8%～247.1%。

图10 不同管横截面边数试样的动态压缩曲线对比Fig.10 Cushioningenergy absorption of sampleswith different tube cross-section sides under axial drop impact compression

2.2.3 跌落冲击能量对动态缓冲吸能特性的影响

图11是不同跌落冲击能量试样的动态压缩曲线对比图。由图11可知，在管方向、管横截面边长、管横截面边数和管长比相同的条件下，随着跌落冲击能量的增大，试样的塑性平台区应变呈增大趋势，且初始峰值应力逐渐增大。

表7 不同管横截面边数试样的动态缓冲吸能计算结果Table 7 Calculations of cushioning energy absorption of samples with different tube cross-section sides under axial drop impact compression

图12为不同跌落冲击能量下试样的动态缓冲吸能对比。由图12可知，随着跌落冲击能量的增大，试样的比吸能、行程利用率、比总体效率均呈升高趋势。但由于增加跌落冲击能量，平均压溃载荷及初始峰值载荷均会增大，且各自增大的程度有所不同，所以，压缩力效率和比总体效率的增大出现较大的波动。在跌落冲击能量为20.6 J时，试样HT4X-50/150的压缩力效率最接近于“理想值”100%。

图11 不同跌落冲击能量试样的动态压缩曲线对比Fig.11 Comparison of axial drop impact compression curvesfor sampleswith different drop impact energy

图13是试样HT4X-50/150在8种跌落冲击能量（20.6、26.8、33.1、34.3、42.8、44.7、55.2、71.3 J）下的压缩变形图。由图13可知，随着跌落冲击能量的增大，管被压溃的高度不断增加。以管横截面边长50 cm、管长比3.0的管为例，相对于跌落冲击能量为20.6 J，跌落冲击能量为71.3 J的条件下，正四、五、六边形X向管的比吸能分别提高283.1%、299.7%、310.2%，而相对应的Y向管比吸能分别提高262.1%、191.9%、238.1%；X向管的行程利用率分别提高173.3%、239.3%、240.3%，而相对应的Y向管分别提高178.4%、191.0%、128.2%；X向管的比总体效率分别提高170.0%、285.4%、341.9%，而相对应的Y向管分别提高231.2%、387.9%、241.4%。然而，在跌落冲击能量33.1、34.3 J和42.8、44.7 J之间，试样的比吸能出现了两个较小的波动。即在跌落冲击能量33.1 J（跌落冲击高度30 cm，跌落冲击质量11.275 kg）、34.3 J（跌落冲击高度50 cm，跌落冲击质量7.0 kg）和42.8 J（跌落冲击高度30 cm，跌落冲击质量14.55 kg）、44.7 J（跌落冲击高度50 cm，跌落冲击质量9.125 kg）的条件下，试样HT6X-50/150的比吸能依次为0.643、0.610、0.933和0.874 J/g，这是由于纸蜂窝夹层管是应变率敏感材料，应变率对其屈服应力影响较大。当跌落冲击能量相近时，试样在30 cm跌落冲击高度的比吸能都高于50 cm时的值，这表明在跌落冲击能量相等或相近的情况下，跌落冲击质量对管的轴向缓冲吸能的贡献效果比跌落冲击高度显著。

图12 不同跌落冲击能量条件下动态缓冲吸能特性对比Fig.12 Comparison of cushioningenergy absorption with different drop impact energy

3 结论

通过轴向静态和轴向跌落冲击动态压缩实验，研究了正多边形纸蜂窝夹层管的缓冲吸能特性，分析了管方向、管横截面边数、管长比和跌落冲击能量对纸蜂窝夹层管缓冲吸能特性的影响，主要结论如下。

（1）在轴向静态压缩条件下，纸蜂窝夹层管的渐进屈曲变形模式明显。正多边形X向管的屈服强度比正多边形Y向管的高14.8%，压溃强度比Y向管的低7.0%；正多边形X向管的塑性平台应力和密实化应变与正多边形Y向管基本一致。随着管横截面边数的增加，纸蜂窝夹层管的行程利用率呈增大趋势，而比吸能、压缩力效率、比总体效率都呈下降趋势。

（2）在轴向跌落冲击载荷作用下，纸蜂窝夹层管发生渐进屈曲变形。X向正四、五、六边形管的比吸能、比总体效率都优于Y向管，而Y向管的行程利用率则大于X向管。随着管长比的增大或管横截面边数的增加，纸蜂窝夹层管的比吸能、行程利用率、比总体效率都有明显的下降。

（3）随着跌落冲击能量的增大，纸蜂窝夹层管的比吸能、行程利用率、比总体效率整体呈增大趋势；在跌落冲击能量相等或相近的情况下，跌落冲击质量对纸蜂窝夹层管轴向缓冲吸能效果的贡献比跌落冲击高度显著。