劉 晉，羅 超，馮 亮，丁國柱，劉娟娟

（唐山軌道客車有限責任公司 產(chǎn)品研發(fā)中心，河北唐山064000）

隨著我國城市化進程的加速，軌道交通在城市交通運輸中的重要性也日益突出，軌道車輛的安全性能，尤其是突發(fā)事故下的被動防護性能越來越受到人們的關(guān)注。因此，軌道車輛的耐撞性能成為了一個重點研究課題。研究表明［1］，列車的碰撞能量主要集中在頭車部分，而耐撞擊結(jié)構(gòu)實際上是一種在碰撞事故中吸收能量產(chǎn)生局部變形的結(jié)構(gòu)，如果僅因為較小部分結(jié)構(gòu)的損壞而將整個車體廢棄顯然是經(jīng)濟上的巨大損失，然而這種結(jié)構(gòu)性破壞的修復又是十分困難和復雜的，因此，設(shè)計一種即能充分吸能變形而又方便維修的模塊化吸能結(jié)構(gòu)成為一種迫切的需求。本文提出了一種可更換的模塊化吸能結(jié)構(gòu)，分析比較了這種模塊化吸能結(jié)構(gòu)的單元梁柱在不同厚度、不同誘導結(jié)構(gòu)時的吸能特性，實現(xiàn)了吸能結(jié)構(gòu)在充分吸能的過程中可控有序地發(fā)生塑性變形，以最大程度地減少維修成本，提高車輛使用壽命。

1 模塊化誘導式吸能結(jié)構(gòu)設(shè)計

1.1 模塊化吸能結(jié)構(gòu)設(shè)計

模塊化吸能結(jié)構(gòu)設(shè)計的目標是在車體結(jié)構(gòu)模塊的基礎(chǔ)上設(shè)計出一種可拆卸的吸能結(jié)構(gòu)單元模塊，該模塊與車體通過螺栓或其他可拆卸的方式連接以保證連接強度。模塊由采用耐撞擊車體設(shè)計技術(shù)而開發(fā)的特殊吸能結(jié)構(gòu)單元梁組成。其工作方式是［2］當車輛發(fā)生撞車事故時由吸能結(jié)構(gòu)模塊產(chǎn)生大塑性變形吸收大部分能量，以確保乘客區(qū)車體無塑性變形，從而確保乘員安全。碰撞發(fā)生后的維修過程中，只需將產(chǎn)生破壞變形的吸能結(jié)構(gòu)模塊更換，不需要對其他部位進行維修，從而可以極大地減小事故車輛的修理工作量，并降低修復成本。

模塊化吸能結(jié)構(gòu)由前端部的防爬裝置、兩側(cè)的連接邊梁以及中部誘導式吸能單元梁組成，單元梁的一側(cè)設(shè)有安裝連接用的法蘭結(jié)構(gòu)，見圖1。這種模塊設(shè)計重點是誘導式吸能單元梁的設(shè)計方案，整個吸能模塊碰撞性能的優(yōu)劣取決于單元梁的設(shè)計，在軌道車輛中可根據(jù)邊界條件選擇最合適的吸能單元梁方案，從而得到適用的吸能結(jié)構(gòu)模塊設(shè)計方案。

圖1 模塊化吸能結(jié)構(gòu)

模塊化吸能結(jié)構(gòu)的邊界條件必需滿足車輛總體對其提出的頂層指標要求，主要包括以下3點：

（1）吸能模塊的幾何尺寸及其在碰撞方向上允許的壓潰變形行程。此項應根據(jù)車輛幾何尺寸以及總體布置來確定，且壓潰變形的行程區(qū)間應為非人員駐留區(qū)域，并盡可能不安裝關(guān)鍵性設(shè)備。

（2）吸能模塊塑性變形的觸發(fā)撞擊力。此項應根據(jù)車體在撞擊時不發(fā)生塑性變形所能承受的最大縱向力確定。一般情況下將車體處于靜態(tài)時吸能結(jié)構(gòu)模塊安裝位置處所能承受的最大縱向力乘以一個經(jīng)驗系數(shù)作為觸發(fā)撞擊力。

（3）吸能模塊全部壓潰變形后的吸能總量。其數(shù)值為車輛總體多級碰撞吸能設(shè)計所需分配的目標值。數(shù)值過高，在壓潰行程與碰撞力極限值確定后其吸能總量就已經(jīng)有了一個理論的極限值，若大于此理論極限值，則是不可能實現(xiàn)的；數(shù)值過低，則無法最大程度的耗散列車碰撞時產(chǎn)生的能量，必然造成能量傳遞，破壞客室區(qū)域結(jié)構(gòu)。

1.2 誘導式吸能單元梁的方案設(shè)計

模塊化吸能結(jié)構(gòu)主要的吸能元件是吸能單元梁，通過合理地選擇單元梁的截面、板厚，并在合適位置增加誘導結(jié)構(gòu)可獲得較為理想的碰撞特性［3］。

在開發(fā)過程中共設(shè)計了3種誘導式吸能單元梁：（1）兩側(cè)開大圓形誘導孔的鋁方直管，如圖2（a）；（2）兩側(cè)開長圓孔、上下開小圓形誘導孔的鋁方直管，且增加誘導孔數(shù)量，如圖2（b）；（3）內(nèi)部設(shè)置誘導部件的鋁方錐管，如圖2（c）。為了分析材料壁厚對吸能單元梁吸能特性的影響，又將每種方案的吸能單元梁的壁厚分別設(shè)計成3，4，5mm。

圖2 不同方案吸能單元梁模型

2 計算結(jié)果與分析

2.1 誘導式單元梁的有限元模型建立

采用法國ESI公司的PAM-Crash碰撞模擬軟件對上述方案進行分析［4］。主要建模流程如下：（1）使用美國SDRC公司的I-DEAS軟件創(chuàng)建用于結(jié)構(gòu)耐撞性分析的幾何模型，并導出iges格式文件；（2）將幾何模型導入HyperMesh處理器中進行有限元網(wǎng)格剖分，并輸出PC格式文件；（3）將有限元模型導入到PAM-Crash中進行結(jié)構(gòu)耐撞性分析。其中，在有限元網(wǎng)格劃分時盡量采用較小的單元尺寸，小的單元尺寸比較容易捕捉到碰撞中產(chǎn)生的小“褶皺”，模擬的結(jié)果也更加精細，大的單元尺寸剛性較強，模擬的變形量相對較小［5］。

碰撞計算時將方管的一端約束，另一端施加質(zhì)量為8.8t的剛性塊以25km／h的速度撞擊，撞擊時間為80 ms。

2.2 誘導式吸能單元梁碰撞計算分析

圖3～圖5是壁厚分別為方案1、方案2、方案3不同壁厚尺寸的吸能單元梁塑性變形隨撞擊時間變化趨勢圖。從圖中可以看出無論是3mm，還是4mm或者5 mm的吸能單元梁的4個側(cè)壁均發(fā)生了屈曲，沿著單元梁的長度方向形成了多個塑性鉸，兩個塑性鉸之間的左右側(cè)壁均向方管中心方向屈曲，而上下側(cè)壁則朝向遠離軸線的方向屈曲，即左右側(cè)壁和上下側(cè)壁的屈曲方向完全相反。依據(jù)彈性理論［6］，方形截面的薄管承受軸向壓力時，其4個側(cè)壁同時發(fā)生屈曲，在每個側(cè)壁上的屈曲區(qū)域近似為正方形，一對側(cè)壁向外屈曲，另一對側(cè)壁向內(nèi)屈曲。若在初始屈曲之后繼續(xù)加載，這種屈曲將發(fā)展為一對向外的折曲，一對向內(nèi)的折曲，且由一端向另一端以傳播的方式不斷發(fā)展。這與有限元計算結(jié)果是完全相符合的。從圖3中還可看出每一個褶皺凸點基本都發(fā)生在誘導孔上，3mm的單元梁形成了幾乎完全對稱的褶皺疊縮變形，而5mm的單元梁在50ms時開始出現(xiàn)了偏離軸向?qū)ΨQ的褶皺屈曲。分析認為這是由于前階段的褶皺疊縮造成局部區(qū)域強度差變大，且材料壁厚較大金屬流動性較差，在軸向力的作用下，屈曲首先沿著強度差值最大的地方發(fā)生，所以形成了這種偏離軸向的褶皺。此種形式的褶皺不利于能量的吸收，可以采取減薄壁厚或優(yōu)化誘導孔來實現(xiàn)其規(guī)整有序地塑性變形。

圖4為方案2不同壁厚吸能單元梁的塑性變形圖。從中可以看出各種壁厚下的吸能單元梁的褶皺基本都是沿著軸線對稱分布，吸能單元梁基本被全部壓潰，壓縮量已被全部消耗，但是由于增加誘導孔較多，導致其整體剛度下降，塑性變形褶皺從單元梁的兩端開始進行，這對于吸能模塊的整體變形控制是不利的。從這個圖中也反映了長圓孔更有利于控制褶皺按照軸向?qū)ΨQ的方向發(fā)展。

圖5是方案3在3，4，5mm的壁厚時塑性變形隨時間變化圖。從圖3中可以看出，吸能單元梁在誘導部件的作用下嚴格地按照軸線對稱的方式褶皺疊縮變形，而4，5mm厚度的單元梁也未被全部壓潰，依然保留有壓縮空間，說明其能吸收更多的能量。對比圖3～圖5可以發(fā)現(xiàn)3mm的吸能單元梁塑性變形狀態(tài)雖然較好，但是基本都被壓潰，說明吸能結(jié)構(gòu)中材料的壁厚會直接影響其吸能多少，較薄的結(jié)構(gòu)雖然可以得到較理想的塑性變形，但是會影響最終的吸能效果，從圖中還可以發(fā)現(xiàn)，誘導孔的數(shù)量、形式會直接影響到單元梁塑性變形效果，長圓孔更利于塑性變形沿軸線方向進行。

圖3 方案1吸能單元梁不同時間階段撞擊塑性變形圖

圖4 方案2吸能單元梁不同時間階段撞擊塑性變形圖

圖6和圖7分別為方案1，2，3不同壁厚吸能單元梁的撞擊力隨時間變化曲線和在撞擊過程中單元梁發(fā)生塑性變形時吸收的能量隨時間變化曲線。從圖6可以看到，在10ms內(nèi)方案1，2，3吸能單元梁的碰撞力值近似線性增加，說明了在這段時間內(nèi)吸能單元梁在沖擊能量的作用下開始勻加速地塑性變形，隨著塑性變形的加深，加速度開始下降，其縱向承載力變小，當撞擊力下降到最低點時第一個塑性褶皺在吸能單元梁的最薄弱處即誘導孔處完全形成，這在5mm的壁厚單元梁中表現(xiàn)的最為明顯。而在較薄壁厚的單元梁尤其是3mm單元梁中，由于其抵抗塑性變形的能力較弱，加速度的變化較平緩，所以其撞擊力波動范圍較小。

從圖6中還可看出，同種方案中5mm壁厚的單元梁的碰撞力均大于3，4mm的單元梁，這說明壁厚越厚，阻止塑性變形能力越強，碰撞力的加速度越高，碰撞力也就越大?？v向?qū)Ρ确桨?，2，3的碰撞力變化圖發(fā)現(xiàn)方案1的碰撞力峰值最大，方案2與方案1均為長方形薄壁吸能梁，方案2采用了垂直于塑性褶皺方向的長圓誘導孔且增加了其數(shù)量，說明誘導孔的數(shù)量、形式是影響碰撞力峰值的重要因素，垂直于碰撞力方向的長圓誘導孔不僅可以降低碰撞力，而且還有利于塑性褶皺沿軸向?qū)ΨQ地疊縮變形。而方案3的碰撞力變化幅度小于方案1和方案2，且其第一個塑性褶皺形成的時間長達30ms，說明梯形結(jié)構(gòu)的吸能單元梁抵抗塑性變形能力更強，同時也能吸收更多的能量，這和圖7吸能曲線的變化是一致的。

圖5 方案3吸能單元梁不同時間階段撞擊塑性變形圖

圖6 各方案吸能單元梁撞擊力隨時間變化曲線

表1 各方案吸能單元梁的碰撞力峰值 kN

從表2中可以看出方案1和方案2的吸收能量值幾乎是一致的，說明吸能單元梁的壁厚和形式?jīng)Q定了其吸收能量的多少，吸能單元梁的壁厚越厚吸收的能量越多。此外還表明吸能單元梁上的誘導孔形式和數(shù)量改變并不能影響其吸收能量的多少，但是可以降低其碰撞力的峰值，并緩和碰撞力的波動范圍（如表1所示）。而方案3的吸收能量值高于方案1，2，這說明在相同的工況條件下，梯形結(jié)構(gòu)的吸能單元梁能夠吸收更多的撞擊能量，同時采用內(nèi)部誘導結(jié)構(gòu)能夠進一步降低碰撞力的峰值，見表1所示。

從圖3～圖5塑性褶皺變形圖上又可以發(fā)現(xiàn)誘導孔的形式及數(shù)量會直接影響吸能單元梁的塑性變形形態(tài)，所以在吸能結(jié)構(gòu)的設(shè)計過程中，可采取增加壁厚和使用梯形斷面吸能單元梁的方式增加其吸收的能量，并通過優(yōu)化誘導結(jié)構(gòu)的形式來影響其塑性變形形態(tài)和碰撞力峰值，從而滿足列車在碰撞中所要求的吸能與變形之間的關(guān)系。

表2 各方案吸能單元梁的吸收能量值 kJ

圖7 吸能單元梁撞擊過程中吸收能量隨時間變化曲線

3 結(jié)論

從上述計算結(jié)果分析可以得出以下結(jié)論：

（1）在相同的工況條件下，吸能結(jié)構(gòu)的壁厚直接影響其吸收能量的多少，壁厚越厚其吸收的能量越多，壁厚越薄吸收的能量較少。

（2）相同壁厚、形式的吸能結(jié)構(gòu)其誘導孔的數(shù)量與形式不會影響其吸收能量的多少；相同壁厚條件下，梯形斷面形式的吸能結(jié)構(gòu)能夠吸收更多的能量。

（3）誘導結(jié)構(gòu)的數(shù)量和形式直接影響吸能結(jié)構(gòu)塑性變形的具體形態(tài)，并能夠降低其撞擊力峰值、緩和撞擊力波動范圍。

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