(中車長春軌道客車股份有限公司 工程研究中心,長春 130062)

隨著軌道列車的發(fā)展,列車運(yùn)行速度越來越快,發(fā)生碰撞事故后將導(dǎo)致嚴(yán)重后果,因此列車安全防護(hù)技術(shù)至關(guān)重要.列車安全防護(hù)技術(shù)包括主動安全防護(hù)及被動安全防護(hù)[1],被動安全防護(hù)是指在事故發(fā)生后保護(hù)乘員生命財產(chǎn)的技術(shù)及措施.碰撞過程中,沖擊能量轉(zhuǎn)化為被動防護(hù)裝置的塑性變形能,從而保護(hù)乘員區(qū)不發(fā)生大變形,最大限度降低事故損傷程度.

防爬器作為被動防護(hù)裝置的一種,用以防止碰撞過程中相鄰車廂發(fā)生攀爬.防爬器主要由防爬部及吸能部兩部分組成,其中吸能部又包括蜂窩式、刨削式、脹管式等[2].蜂窩式吸能器具有質(zhì)量輕、強(qiáng)度高等優(yōu)點(diǎn)[3],受壓時將沖擊動能轉(zhuǎn)化為塑性變形能,從而起到緩沖吸能的作用.

本文根據(jù)某列車車端吸能需求,以蜂窩式吸能器為吸能元件對車端防爬器進(jìn)行設(shè)計,并通過仿真分析的方法驗證了設(shè)計方案的合理性及正確性,最終通過臺車沖擊實驗研究了所設(shè)計防爬器的耐撞性.

根據(jù)軌道列車標(biāo)準(zhǔn)EN 15227—2010[4]《鐵路車輛車體的防撞性要求》規(guī)定,車輛在發(fā)生撞擊時沖擊點(diǎn)上的初始垂直位移最大允許達(dá)到近40 mm.因此，對防爬器的仿真分析及臺車碰撞實驗包括兩部分內(nèi)容,即單個防爬器耐撞性研究及兩個防爬器垂向錯位40 mm耐撞性研究.

1 防爬器結(jié)構(gòu)設(shè)計

列車防爬器分為車端防爬器及車間防爬器,本文中防爬器為車端防爬器,其在車端的安裝如圖1所示.由圖可知,兩車發(fā)生碰撞時吸能部件被壓縮而發(fā)生塑性變形吸收能量,防爬齒相互嚙合防止列車發(fā)生攀爬.

圖1 防爬器安裝示意圖Fig.1 Installation instruction of anti-climber

碰撞過程中,防爬器需滿足表1中所示各參數(shù)要求.

表1 防爬器性能要求Tab.1 Performance requirements of anti-climber

在碰撞過程中,防爬器需承受較大垂向載荷,要求防爬器具有足夠抗彎剛度.蜂窩式吸能部件抗彎剛度極低,在承受偏載時極易發(fā)生失穩(wěn)而失去緩沖吸能功能.因此，在設(shè)計時考慮采用導(dǎo)向結(jié)構(gòu)以增加防爬器抗彎剛度;同時，保證蜂窩能有序可控變形.防爬器結(jié)構(gòu)如圖2所示.

圖2 防爬器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of anti-climber

2 防爬器耐撞性仿真分析

碰撞是一個非常復(fù)雜的瞬態(tài)動力學(xué)過程,涉及大變形及大應(yīng)變等幾何非線性、材料彈塑性變形的材料非線性以及以摩擦接觸為特征的接觸非線性[5],而LS-DYNA作為一款能很好地處理非線性問題的有限元分析軟件在此非常適用.

2.1 防爬器有限元模型

本文采用Workbench的顯示動力學(xué)模塊Explicit Dynamics(LS-DYNA Export)進(jìn)行前處理.為節(jié)省計算時間,將蜂窩等效為多孔泡沫材料,選取63號材料(*MAT_CRUSHABLE_FOAM)作為其材料模型.該材料模型為各向同性材料,多用于泡沫鋁的等效仿真分析[6-7],而蜂窩為正交各向異性材料.因此，在蜂窩等效仿真分析方面應(yīng)用較少.但當(dāng)蜂窩只承受軸向壓縮載荷,且其他方向不受外部結(jié)構(gòu)影響時,可采用此材料模型.圖3為蜂窩動態(tài)壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線以及基于此曲線簡化得到的蜂窩等效應(yīng)力-應(yīng)變曲線.導(dǎo)向結(jié)構(gòu)選用鋁合金6061,材料模型選用3號材料(*MAT_PLASTIC_KINEMATIC),其中彈性模量為69 GPa,泊松比為0.33,屈服強(qiáng)度為228 MPa,切線模量為0.69 GPa.

圖3 蜂窩應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.3 Dynamic compressive stress-strain curve of honeycomb

將整個防爬器定義為自動單面接觸(*CONTACT_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE),所有接觸面的動、靜摩擦系數(shù)均設(shè)為0.1.設(shè)置防爬器安裝端為固定約束,一質(zhì)量為15 t的剛性墻以4.2 m/s (15 km/h)的速度撞擊防爬器自由端,最終得出其變形形態(tài)、緩沖力-位移曲線及總吸能量.防爬器有限元模型如圖4所示.

圖4 防爬器有限元模型Fig.4 Finite element models of anti-climber

2.2 防爬器仿真結(jié)果分析

圖5和圖6分別為單個防爬器受撞擊時的變形過程及緩沖力-變形量曲線.由圖可知,防爬器變形穩(wěn)定,緩沖力較為平穩(wěn),峰值緩沖力為487 N,平均緩沖力約為463 kN,滿足設(shè)計要求.

圖5 單個防爬器碰撞變形過程(仿真)Fig.5 Deformation of single anti-climber collision (simulation)

圖6 單個防爬器碰撞緩沖力-位移曲線(仿真)Fig.6 Load-displacement curve of single anti-climber collision (simulation)

圖7和圖8分別為兩個防爬器垂向錯位40 mm對撞時的變形過程及緩沖力-位移曲線.由圖可知,防爬器在垂向方向上未發(fā)生較大彎曲變形,緩沖力較為平穩(wěn),峰值緩沖力為552 kN,平均緩沖力為401 kN,滿足設(shè)計要求.

圖7 兩個防爬器偏置對撞變形過程(仿真)Fig.7 Deformation of two anti-climbers offset collision (simulation)

3 防爬器耐撞性實驗驗證

3.1 防爬器臺車碰撞實驗

防爬器臺車碰撞實驗在中南大學(xué)軌道交通安全教育部重點(diǎn)實驗室進(jìn)行.在單個防爬器耐撞性實驗中,將防爬器固定在質(zhì)量為15 t的實驗臺車上以4.2 m/s(15 km/h)的速度撞擊固定剛性墻;在兩個防爬器垂向錯位40 mm對撞實驗中,將一防爬器固定在剛性墻上,另一防爬器固定在實驗臺車上,以4.2 m/s(15 km/h)的速度對撞.實驗過程中通過高速攝影、測力傳感器等設(shè)備采集碰撞過程中的速度、位移、緩沖力等數(shù)據(jù).實驗設(shè)備現(xiàn)場布置如圖9所示.

圖8 兩個防爬器偏置對撞緩沖力-位移曲線(仿真)Fig.8 Load-displacement curve of two anti-climbers offset collision (simulation)

圖9 臺車沖擊實驗設(shè)備布置示意圖Fig.9 Schematic diagram of sled impact test equipment

3.2 防爬器臺車碰撞實驗結(jié)果分析

每種實驗工況分別進(jìn)行兩次重復(fù)性實驗.實驗得到緩沖力-位移曲線如圖10所示,與仿真結(jié)果對比如圖11所示.由圖可知:在兩種工況下,仿真分析中平均緩沖力仿真曲線均比實驗曲線平穩(wěn),這是因為仿真中所采用的蜂窩模型為理想型,緩沖力曲線的波動主要由導(dǎo)向結(jié)構(gòu)間的摩擦及擠壓造成,因此波動較小;而實驗中緩沖力曲線的波動不僅與導(dǎo)向結(jié)構(gòu)間的摩擦有關(guān),還與蜂窩動態(tài)碰撞波動有關(guān),因此波動較大.但總體來說,仿真結(jié)果與實驗結(jié)果吻合度較高,說明了仿真方法的正確性.實驗前后試驗件如圖12所示,實驗結(jié)果如表2所示.

圖10 防爬器碰撞緩沖力-位移曲線(實驗)Fig.10 Load-displacement curve of anti-climber collision (experiment)

圖11 仿真與實驗緩沖力-位移對比Fig.11 Comparison of simulation and experimental load-displacement curves

圖12 臺車碰撞實驗前后Fig.12 Anti-climbers before and after sled collision test

表2 實驗結(jié)果Tab.2 Experimental results

由表2可知,兩種工況下,除緩沖行程及總吸能量外,其他各項性能參數(shù)均滿足要求.但在實驗中為保護(hù)實驗裝置,所設(shè)置臺車沖擊動能小于防爬器所能吸收的能量,因此，蜂窩并未壓實,實驗所得緩沖行程及吸能量小于設(shè)計要求,但根據(jù)實驗得到力曲線及蜂窩剩余未壓縮量，可計算得到防爬器吸能量滿足設(shè)計要求.由圖10中曲線可知,偏置對撞工況下的峰值力大于單個防爬器碰撞的峰值力,這是由于在偏置對撞工況下垂向載荷較大,在碰撞開始的瞬間,導(dǎo)向結(jié)構(gòu)之間相互擠壓,摩擦也隨之增大,導(dǎo)致峰值力較大.隨著沖擊過程的進(jìn)行,導(dǎo)向結(jié)構(gòu)間重疊區(qū)域增加,防爬器整體抗彎剛度增加,因此，由于垂向載荷引起的軸向緩沖力增加也開始降低,說明增加導(dǎo)向結(jié)構(gòu)間重疊區(qū)域,即增加防爬器抗彎剛度,可有效降低峰值緩沖力.由圖11可知,臺車碰撞實驗后,防爬器導(dǎo)向結(jié)構(gòu)未發(fā)生損壞、彎曲等較大變形,說明垂向抗彎能力較強(qiáng).

4 結(jié)論

(1) 在蜂窩只承受軸向載荷,其他方向不受影響的情況下,采用63號材料(*MAT_CRUSHABLE_FOAM)進(jìn)行蜂窩的仿真分析是可行的.

(2) 利用Workbench軟件及LS-DYNA軟件對所設(shè)計防爬器進(jìn)行有限元仿真分析,得到單個防爬器碰撞及2個防爬器偏置對撞兩種工況下防爬器的峰值緩沖力、平均緩沖力、緩沖行程、總吸能量,各項性能參數(shù)均滿足技術(shù)要求.

(3) 針對兩種工況進(jìn)行臺車沖擊實驗,實驗結(jié)果與仿真分析結(jié)果吻合度較高,證明將蜂窩材料等效為泡沫材料這一仿真分析方法的可靠性,為蜂窩材料的仿真研究提供指導(dǎo).

(4) 在偏置對撞工況下,峰值緩沖力大小與防爬器整體抗彎剛度有關(guān),增加抗彎剛度可有效降低峰值緩沖力.

參考文獻(xiàn):

[1] 岳偉玲,王喜順,羅昌杰,等.圓孔拉刀式吸能器吸能特性的研究[J].機(jī)械設(shè)計與制造,2014(7):27-30.

YUE W L,WANG X S,LUO C J,et al.Round broaching energy absorption characteristics of energy-absorbing device[J].Machinery Design & Manufacture,2014(7):27-30.

[2] MILHO J F,AMBRASIO J A C,PEREIRA M F O S.A multibody methodology for the design of anti-climber devices for train crashworthiness simulation[J].International Journal of Crashworthiness,2000,7(1):7-20.

[3] WANG Z,TIAN H,LU Z,et al.High-speed axial impact of aluminum honeycomb:experiments and simulations[J].Composites Part B Engineering,2014,56(1):1-8.

[4] Railway applications-crashworthiness requirements for railway vehicle bodies：EN 15227[S].2010.

[5] 呂和詳,蔣和洋.非線性有限元[M].北京:化學(xué)工業(yè)出版社,1992.

Lü H X,JIANG H Y.Nonlinear finite element method[M].Beijing:Chemical Industry Press,1992.

[6] 張博一,趙威,王理,等.泡沫鋁子彈高速撞擊下鋁基復(fù)合泡沫夾層板的動態(tài)響應(yīng)[J].爆炸與沖擊,2017,37(4):600-610.

ZHANG B Y,ZHAO W,WANG L,et al.Dynamic response of aluminum matrix syntactic foams sandwich panel subjected to foamed aluminum projectile impact loading[J].Explosion and Shock Waves,2017,37(4):600-610.

[7] 顧文彬,徐景林,劉建青,等.多層泡沫鋁夾芯板的抗爆性能[J].含能材料,2017,25(3):240-247.

GU W B,XU J L,LIU J Q,et al.Blast-resistance performances of multilayers aluminum foam sandwich panels[J].Chinese Journal of Energetic Materials,2017,25(3):240-247.