摘要： 為了提高軌道車輛的耐碰撞性，利用金屬薄壁結(jié)構(gòu)軸向切削和壓縮過程吸收能量的原理，設(shè)計(jì)了一種新型車輛端部專用吸能裝置；采用顯式有限元軟件LSDYNA建立了吸能裝置吸能過程的等效三維有限元模型，并對(duì)吸能過程進(jìn)行數(shù)值模擬；分析了切削深度、刀具前角和切屑圓心角等參數(shù)對(duì)吸能裝置吸能性能的影響.研究結(jié)果表明，新型吸能裝置吸收的能量、界面力與切削深度、切屑圓心角成正比，與刀具前角成反比，受切削深度的影響較?。恍滦臀苎b置的沖程效率可達(dá)100%，壓縮力效率和總效率可達(dá)70%以上，高于現(xiàn)有吸能裝置.

關(guān)鍵詞： 軌道車輛；切削和壓縮；專用吸能裝置；顯式有限元

中圖分類號(hào)： U266.2； TP391.1文獻(xiàn)標(biāo)志碼： ANew Special EnergyAbsorbing Component at

Vehicle End of Rail VehiclesLEI Cheng1，2，XIAO Shoune1，LUO Shihui1

（1. Traction Power State Key Laboratory， Southwest Jiaotong University， Chengdu 610031， China； 2. Vehicle Engineering Department， Zhengzhou Railway Vocational Technical College， Zhengzhou 450052， China）

Abstract：In order to improve the crashworthiness of rail vehicles， a new special energyabsorbing component at vehicle end was designed according to the energyabsorbing principle of axial cutting and compression process of thinwalled metal structure. An equivalent threedimensional finite element model for the absorbing process of energyabsorbing component was established using the explicit finite element software LSDYNA， based on which a numerical simulation of the energyabsorbing process was made. The influences of cutting depth， tool rake angle， and chip central angle on the performance of the energyabsorbing component were analyzed. The results show that the energy absorption and interface force of the energyabsorbing component was proportional to the cutting depth and chip central angle， and inversely proportional to the tool rake angle， but was little affected by cutting depth. The stroke efficiency of the new energyabsorbing component can arrive at 100%， and its compression efficiency and gross efficiency can reach more than 70%， all higher than those of the existing energyabsorbing component.

Key words：rail vehicles； cutting and compression； special energyabsorbing component； explicit finite element

運(yùn)動(dòng)的軌道車輛，特別是客運(yùn)車輛，在發(fā)生意外碰撞或脫軌傾覆等重大事故時(shí)，如果巨大的動(dòng)能不能在瞬間消散，將會(huì)導(dǎo)致人員傷亡和財(cái)產(chǎn)損失.為了確保在碰撞發(fā)生時(shí)，減緩事故對(duì)乘員區(qū)域的不利影響，必須提高軌道車輛的耐碰撞性能.

英國在20世紀(jì)90年代，通過耐碰撞機(jī)車車輛的設(shè)計(jì)、制造和試驗(yàn)，證明了采用多級(jí)能量吸收系統(tǒng)能夠明顯提高列車碰撞事故中車體結(jié)構(gòu)的安全性[1].因此，現(xiàn)代軌道車輛主要采用多級(jí)能量吸收系統(tǒng)吸收撞擊能量，作為其中最重要的組成部分，車端專用吸能裝置的性能直接決定了軌道車輛的耐碰撞性.美國、德國、日本和韓國等國家對(duì)列車碰撞過程中的吸能進(jìn)行了大量的研究[25].

我國對(duì)軌道車輛碰撞問題的研究始于20世紀(jì)90年代中期，雖然起步較晚，但對(duì)列車端部的專用吸能裝置進(jìn)行了大量的研究.文獻(xiàn)[69]將金屬切削加工技術(shù)應(yīng)用到軌道車輛的被動(dòng)安全防護(hù)上，對(duì)金屬切削吸能在軌道車輛上的應(yīng)用，以及金屬切削吸能過程的吸能特性進(jìn)行了相關(guān)研究，但只是對(duì)這種吸能方式進(jìn)行了基礎(chǔ)研究，對(duì)采用這種吸能原理的吸能裝置也只進(jìn)行了可行性研究.

本文利用金屬薄壁結(jié)構(gòu)軸向切削和壓縮作為吸能原理，設(shè)計(jì)一種新型車端專用吸能裝置.基于顯式有限元理論，對(duì)新型吸能裝置的吸能過程進(jìn)行數(shù)值模擬，研究切削參數(shù)對(duì)新型吸能裝置吸能性能的影響，并與現(xiàn)有吸能裝置進(jìn)行比較.西南交通大學(xué)學(xué)報(bào)第48卷第4期雷成等：軌道車輛新型車端專用吸能裝置1軌道車輛新型車端專用吸能裝置新型專用吸能裝置的結(jié)構(gòu)原理如圖1所示.圖1中，吸能裝置由安裝在車體底架上的切削刀具、剛性塊以及吸能管組成.吸能裝置固定在車體底架緩沖梁上，碰撞事故發(fā)生時(shí)，車鉤緩沖裝置吸收一定的動(dòng)能后與底架脫離.然后，吸能裝置發(fā)生作用，刀具切削吸能管，切屑層金屬在刀具刃口和前后刀面的推擠、摩擦作用下，發(fā)生剪切滑移變形和摩擦變形[10]，形成切屑耗散撞擊能量.切削一定行程后，吸能管已被切削的部分與剛性塊接觸，產(chǎn)生塑性變形，進(jìn)一步吸收撞擊能量，從而達(dá)到大量耗散列車動(dòng)能的目的.

列車端部的專用吸能裝置主要在列車發(fā)生中度碰撞（沖擊速度在18～36 km/h之間）時(shí)發(fā)生作用，吸收撞擊能量[11].新型吸能裝置中的導(dǎo)向管機(jī)構(gòu)能夠傳遞碰撞過程中導(dǎo)致的附加彎矩，使吸能裝置在列車發(fā)生中度碰撞時(shí)，保證各個(gè)刀具受載均勻，吸能管具有穩(wěn)定的變形形式.此外，在安裝空間允許的條件下，還可以采用多級(jí)能量吸收結(jié)構(gòu)，圖2為新型吸能裝置二級(jí)吸能結(jié)構(gòu)的示意.

圖1新型專用吸能裝置結(jié)構(gòu)原理

Fig.1Structural principle diagram of the new special

energyabsorbing component

圖2新型專用吸能裝置二級(jí)吸能結(jié)構(gòu)示意

Fig.2Sketch of the new special energyabsorbing component

with a twostage structure

2吸能裝置三維有限元模型的建立隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)與有限元理論的發(fā)展，有限元法已經(jīng)成為研究金屬薄壁結(jié)構(gòu)切削和壓縮吸能過程的有效手段.本文采用非線性顯式有限元軟件LSDYNA模擬新型吸能裝置的吸能過程.

假設(shè)刀具在切削過程中不發(fā)生變形，采用硬質(zhì)合金，用剛體模擬，剛性塊也用剛體模擬.刀具為圓弧形，以恒定的速度切削吸能管，已被切削的不等壁厚吸能管一端固定，另一端被剛性塊以與切削速度相同的速度壓縮.

本文對(duì)壁厚6 mm、內(nèi)徑100 mm、長(zhǎng)200 mm的4340鋼吸能管、8個(gè)刀具，以不同切削深度、切屑圓心角、刀具前角的吸能裝置的吸能過程進(jìn)行了模擬.其中刀具前角為10°、切屑圓心角10°、切削深度3 mm、切削壓縮速度為10 m/s，新型吸能裝置吸能過程的等效三維有限元模型如圖3所示.

2.1吸能管材料本構(gòu)模型本文采用JohnsonCook[12]本構(gòu)模型模擬吸能管材料，該模型在溫度從室溫到材料熔點(diǎn)溫度范圍內(nèi)都是有效的，三項(xiàng)乘積分別反映了應(yīng)變硬化、應(yīng)變率硬化和溫度軟化對(duì)材料流動(dòng)應(yīng)力的影響，特別適合用于模擬高應(yīng)變率下的金屬材料.

圖3吸能裝置吸能過程的等效三維有限元模型

Fig.3Equivalent threedimensional

finite element model for

the energy absorption process

該模型使用的等效流動(dòng)應(yīng)力為

=（σy+Bn）（1+Cln ）×

1-θ-θroomθmelt-θroomm，（1）

式中：

θ、θroom和θmelt分別為變形溫度、室溫（取20 ℃ ）和材料熔點(diǎn)；

σy為材料的屈服應(yīng)力；

B為應(yīng)變硬化常數(shù)；

C、n、m為材料特性系數(shù)，可通過材料試驗(yàn)或切削試驗(yàn)方法獲取.

4340鋼吸能管的JohnsonCook模型材料參數(shù)如表1所示.

表14340鋼的材料參數(shù)[1213]

Tab.1Material parameters of 4340 steel[1213]

材料參數(shù)數(shù)值密度/（kg·m-3）7 830彈性模量/GPa208泊松比0.3σy/ MPa792B/ MPa510C0.014n0.260m1.030

2.2切屑與母體材料分離準(zhǔn)則新型吸能裝置的切削吸能過程是一個(gè)切屑與母體材料不斷產(chǎn)生分離的過程，切屑分離準(zhǔn)則的確定對(duì)于成功實(shí)現(xiàn)切削吸能過程的數(shù)值模擬至關(guān)重要.

Johnson和Cook提出將應(yīng)變率、應(yīng)變、溫度和壓力都考慮進(jìn)去的剪切失效準(zhǔn)則.這個(gè)準(zhǔn)則與實(shí)驗(yàn)相結(jié)合，特別適用于金屬高應(yīng)變率變形[14].

JohnsonCook剪切失效模型是基于單元積分點(diǎn)處等效塑性應(yīng)變的值，當(dāng)失效參數(shù)D的值超過1時(shí)，假定失效發(fā)生.失效參數(shù)定義為[15]

D=∑Δplf，pl，（2）

式中：

Δpl為等效塑性應(yīng)變?cè)隽浚?/p>

f，pl為失效應(yīng)變，定義

f，pl=d1+d2expd3pq1+d4lnεplε0×

1+d5θ-θroomθmelt-θroom，（3）

式中：

d1～d5為在變形溫度或低于變形溫度情況下的失效參數(shù).

4340鋼吸能管JohnsonCook剪切失效模型中d1～d5的值如表2所示.

表2吸能管JohnsonCook模型中的失效參數(shù)[1516]

Tab.2JohnsonCook failure law parameters

of energyabsorbing tube[1516]

失效參數(shù)d1d2d3d4d5比值0.0503.440-2.1200.0020.610

本文應(yīng)用Johnson和Cook提出的材料失效準(zhǔn)則并結(jié)合失效單元?jiǎng)h除的方法，實(shí)現(xiàn)了切屑與母體材料的分離.3吸能裝置的數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)圖3中所建立的新型吸能裝置的等效三維有限元模型進(jìn)行數(shù)值模擬.切削吸能過程中， 7 ms時(shí)的最大剪應(yīng)力云圖如圖4所示.

從圖4可以看出，當(dāng)剪應(yīng)力引起的應(yīng)力達(dá)到吸能管材料的屈服極限后，切削層金屬發(fā)生滑移，與母體材料分離，產(chǎn)生塑性變形，然后，沿前刀面流出.在流出的過程中，受摩擦力作用再次發(fā)生滑移變形，最后形成切屑，在這個(gè)過程中吸收能量.

壓縮吸能過程中，12.5 ms時(shí)的等效應(yīng)力云圖如圖5所示.

從圖5可以看出，在剛性塊以恒定的速度壓縮不等壁厚吸能管的過程中，吸能管產(chǎn)生“手風(fēng)琴”式的塑性變形，吸收能量.

圖4切削吸能7 ms時(shí)的最大剪應(yīng)力云圖

Fig.4The maximum shear stress nephogram of

cutting energy absorption at 7 ms

圖5壓縮吸能12.5 ms時(shí)的等效應(yīng)力云圖

Fig.5The vonMises stress nephogram of

compressive energy absorption at 12.5 ms

4各參數(shù)對(duì)吸能裝置吸能性能的影響新型吸能裝置的吸能性能與刀具前角、切屑圓心角和切削深度密切相關(guān).4.1刀具前角當(dāng)切屑圓心角為30°、切削深度為3 mm、切削壓縮速度為10 m/s時(shí)，刀具前角對(duì)吸能裝置界面力峰值和吸能的影響如表3所示.

表3刀具前角對(duì)界面力峰值和吸能的影響

Tab.3Influence of tool rake angle on

the peak interface force and energy absorption

刀具前角/（°）界面力峰值/kN吸能/kJ54 458726.15104 058623.51203 438512.72

從表3可以看出，刀具前角越小，吸能裝置吸收的能量越大，界面力峰值越大.4.2切屑圓心角當(dāng)?shù)毒咔敖菫?0°、切削深度為3 mm、切削壓縮速度為10 m/s時(shí)，切屑圓心角對(duì)吸能裝置界面力峰值和吸能的影響如表4所示.

表4切屑圓心角對(duì)界面力峰值和吸能的影響

Tab.4Influence of chip central angle on

the peak interface force and energy absorption

切屑圓心角/（°）界面力峰值/kN吸能/kJ102 799380.4203 370511.5304 058623.5

從表4可以看出，切屑圓心角越大，吸能裝置吸收的能量越大，界面力峰值越大.4.3切削深度當(dāng)?shù)毒咔敖菫?0°、切屑圓心角為10°、切削壓縮速度為10 m/s時(shí)，切削深度對(duì)吸能裝置界面力峰值和吸能的影響如表5所示.

表5切削深度對(duì)界面力峰值和吸能的影響

Tab.5Influence of cutting depth on

the peak interface force and energy absorption

切削深度/mm界面力峰值/kN吸能/kJ2.02 700380.42.52 748381.53.02 799382.1

從表5可以看出，切削深度越大，吸能裝置吸收的能量和界面力峰值也越大，但總體增加不多，影響不明顯.

綜上所述，吸能裝置吸收的能量和界面力與切削深度和切屑圓心角成正比，與刀具前角成反比，但受切削深度的影響不大.5與現(xiàn)有吸能裝置性能的比較5.1吸能裝置載荷位移曲線新型吸能裝置吸收的能量和界面力與切削深度和切屑圓心角成正比，與刀具前角成反比.選取參數(shù)不同的新型吸能裝置，在同等條件下，與現(xiàn)有吸能裝置的載荷位移曲線進(jìn)行比較.新型吸能裝置A、B、C的刀具前角和切削深度均為10°和3 mm，切屑圓心角分別為10°、20°和30°.3種新型吸能裝置和現(xiàn)有吸能裝置的載荷位移曲線的對(duì)比分別如圖6～8所示.

文獻(xiàn)[17]指出，吸能裝置要盡可能多的吸收能量，其力沖程特性需近似為四邊形.

從圖6～8可以看出， 3種新型吸能裝置的切削吸能過程的載荷位移曲線近似四邊形，是理想的能量吸收方式.

從圖中還可以看出，現(xiàn)有吸能裝置的第一個(gè)界面力峰值出現(xiàn)在5.3 ms，新型吸能裝置A、B、C首先進(jìn)行的切削吸能過程的第一個(gè)界面力峰值分別出現(xiàn)在17.5、17.5和14.0 ms，說明新型吸能裝置的切削吸能過程對(duì)界面力峰值出現(xiàn)時(shí)間的調(diào)控能力更強(qiáng).

圖6新型吸能裝置A與現(xiàn)有吸能裝置的對(duì)比

Fig.6Comparison between the new energyabsorbing

component A and the existing energyabsorbing device圖7新型吸能裝置B與現(xiàn)有吸能裝置的對(duì)比

Fig.7Comparison between the new energyabsorbing

component B and the existing energyabsorbing device圖8新型吸能裝置C與現(xiàn)有吸能裝置的對(duì)比

Fig.8Comparison between the new energyabsorbing

component C and the existing energyabsorbing device

另外， 3個(gè)新型吸能裝置的壓縮吸能過程中的界面力峰值均比現(xiàn)有吸能裝置對(duì)應(yīng)的界面力峰值小.并且隨著切屑圓心角的增大，薄壁吸能管被切削部分（不等壁厚吸能管）越容易被壓縮，界面力峰值和平均值也隨之越小.新型吸能裝置在有效行程內(nèi)，界面力波動(dòng)相對(duì)較小，所有這些都有利于實(shí)現(xiàn)吸能裝置在整個(gè)作用過程中勻減速吸能過程的實(shí)現(xiàn).5.2吸能裝置吸能性能評(píng)價(jià)指標(biāo)能量吸收裝置性能的優(yōu)劣可以通過各種指標(biāo)進(jìn)行評(píng)價(jià)，選取參數(shù)不同的兩個(gè)新型吸能裝置，與同等條件下的現(xiàn)有吸能裝置的性能進(jìn)行比較.新型吸能裝置D的刀具前角、切屑圓心角和切削深度分別為10°、10°和2 mm.新型吸能裝置E的刀具前角、切屑圓心角和切削深度分別為5°、30°和3 mm.新型吸能裝置與現(xiàn)有吸能裝置吸能性能的評(píng)價(jià)指標(biāo)的對(duì)比如表6所示.

表6吸能裝置吸能性能的評(píng)價(jià)指標(biāo)對(duì)比

Tab.6Comparison of evaluation indexes of

energy absorption performance

among energyabsorbing components

指標(biāo)新型吸能裝置DE現(xiàn)有吸

能裝置吸能/kJ380.4726.2261.0比吸能/（J·g-1）62.83120.0043.11載荷峰值/kN2 7004 4581 865平均載荷/kN1 9023 6311 305壓縮力效率/%70.581.4570沖程效率/%10010070總效率/%70.581.4549.00

從表6可以看出，在切削吸能過程中，不考慮以熱能形式耗散掉的能量，新型吸能裝置的吸能、比吸能都比現(xiàn)有吸能裝置大，特別是新型吸能裝置E.

另外，新型吸能裝置的沖程效率可達(dá)100%，表明充分利用了吸能元件，并且作用行程長(zhǎng).相同容量下，與現(xiàn)有吸能裝置相比，新型吸能裝置質(zhì)量輕、體積小，受安裝空間的限制小.

從表6可以得到，新型吸能裝置D和E的壓縮力效率都比現(xiàn)有吸能裝置的高.由新型吸能裝置E 的評(píng)價(jià)指標(biāo)可以看出，隨著刀具前角的減小，以及切屑圓心角和切削深度的增大，新型吸能裝置的壓縮力效率也進(jìn)一步增大，明顯高于現(xiàn)有吸能裝置.壓縮力效率越低，說明在碰撞發(fā)生時(shí)載荷峰值越大，對(duì)列車的司乘人員帶來的沖擊就越大，提高壓縮力效率可以改善吸能裝置的耐碰撞性能，同時(shí)降低了碰撞對(duì)司乘人員的沖擊.

對(duì)于代表能量吸收的整體性能指標(biāo)，新型吸能裝置的總效率要明顯高于現(xiàn)有吸能裝置.

新型吸能裝置的載荷峰值和平均載荷稍大，這是由切削吸能的本質(zhì)所決定的.切削過程是吸能管材料的塑性變形和材料破裂過程.因此，比依靠單一塑性變形的吸能過程產(chǎn)生的界面力大，但也只需將傳遞到乘員區(qū)的載荷控制在允許的范圍內(nèi).另外，由表6還可以得到，刀具前角越小，切屑圓心角和切削深度越大，新型吸能裝置的各項(xiàng)評(píng)價(jià)指標(biāo)越理想.

此外，新型吸能裝置還可以采用多級(jí)設(shè)置，利于按設(shè)計(jì)要求控制碰撞過程中的界面力和減小速度.改變新型吸能裝置的特性和容量，不需要對(duì)結(jié)構(gòu)作大的變動(dòng)，只需要改變刀具的數(shù)量，更換不同前角、切屑圓心角和切削深度的刀具就能實(shí)現(xiàn)，新型吸能裝置的可控性、適應(yīng)性和靈活性較好.6結(jié)束語（1） 新型車端專用吸能裝置吸收的能量和界面力與切削深度、切屑圓心角成正比，與刀具前角成反比，受切削深度的影響不大.

（2） 與現(xiàn)有車端專用吸能裝置相比，新型吸能裝置的沖程效率可達(dá)100%，壓縮力效率和總效率可達(dá)70%以上，均高于現(xiàn)有吸能裝置，適用性和靈活性更好，應(yīng)用前景廣泛.

（3） 就吸能裝置的吸能能力而言，金屬材料塑性大變形和變形之后材料破裂的吸能方式優(yōu)于金屬材料僅發(fā)生塑性大變形的吸能方式.參考文獻(xiàn)：[1]LEWIS J H. Validation of measures to improve vehicle safety in railway collisions[C]∥International Mechanical Engineering Congress and Exposition. San Francisco： ASME， 1995： 1734.

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（中文編輯：秦瑜英文編輯：蘭俊思）

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