敖建安，趙國輝，周俊先，陳秉智

(1.中車大連機(jī)車車輛有限公司，遼寧 大連 116028;2.大連交通大學(xué) 機(jī)車車輛工程學(xué)院，遼寧 大連 116028)*

側(cè)翻是指車輛在行駛過程中車體繞其行駛方向坐標(biāo)翻轉(zhuǎn)，導(dǎo)致車體側(cè)面與地面發(fā)生碰撞的運(yùn)動(dòng).側(cè)翻事故一般都發(fā)生在明線行駛車輛上，雖然地鐵車輛通常在隧道中行駛，不易發(fā)生側(cè)翻傾覆，但是當(dāng)列車運(yùn)營維護(hù)人員工作出現(xiàn)失誤時(shí)，同樣會(huì)導(dǎo)致側(cè)翻事故發(fā)生.因此，地鐵車的側(cè)翻碰撞研究依然具有非常重要的現(xiàn)實(shí)意義.

目前鐵路車輛前端吸能結(jié)構(gòu)的正面碰撞研究已經(jīng)相當(dāng)成熟［1-4］，但是車體側(cè)翻碰撞研究還處于起步階段.側(cè)翻碰撞研究主要集中在客車領(lǐng)域，已經(jīng)有相當(dāng)完善的標(biāo)準(zhǔn)法規(guī)，如ECE R66法規(guī)［5］.在軌道車輛領(lǐng)域目前沒有任何側(cè)翻耐撞性的相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)，因此國內(nèi)外學(xué)者主要通過參考ECE R66汽車側(cè)翻標(biāo)準(zhǔn)作為邊界條件進(jìn)行仿真分析.Riazi等人通過側(cè)翻實(shí)驗(yàn)和有限元仿真結(jié)果進(jìn)行對比來研究鐵路客車的側(cè)翻耐撞性能，結(jié)果表明頂棚橫梁能夠提高車輛在側(cè)翻過程中能量吸收效率［6］.Baykasoglu等人依據(jù)ECE R66標(biāo)準(zhǔn)采用單倍和兩倍角速度下兩種不同的碰撞邊界條件對鐵路車輛車體進(jìn)行側(cè)翻仿真分析，根據(jù)車體內(nèi)乘員生存空間的完整性和車體結(jié)構(gòu)的變形情況來判斷車體的側(cè)翻耐撞性能是否符合標(biāo)準(zhǔn)要求［7］.西南交通大學(xué)劉豐嘉采用LS-TaSC軟件對正面碰撞和側(cè)翻碰撞兩種工況下的機(jī)車車輛端部結(jié)構(gòu)進(jìn)行了耐撞性和剛度的拓?fù)鋬?yōu)化，結(jié)果表明:與原結(jié)構(gòu)相比，優(yōu)化后的結(jié)構(gòu)在側(cè)翻碰撞和正面碰撞兩種工況下的耐撞性能均有不同程度的提高［8］.

本文首先建立某地鐵車Tc車體結(jié)構(gòu)有限元模型，計(jì)算車體側(cè)翻碰撞時(shí)的初始條件，采用碰撞仿真軟件LS-DYNA對車體進(jìn)行仿真分析，并通過車體內(nèi)生存空間是否完整判斷車體的側(cè)翻耐撞性是否符合標(biāo)準(zhǔn)要求;然后對發(fā)生塑性變形較大的薄弱結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)，提高車體的側(cè)翻耐撞性能，達(dá)到提高車輛被動(dòng)安全性的目的.

1 乘員生存空間

ECE R66客車側(cè)翻標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定車內(nèi)乘員生存空間是一個(gè)高度為750 mm的等腰梯形，梯形下端距離車體波紋地板的垂直高度為500 mm，距離側(cè)墻立柱的水平距離為150 mm;梯形上端距離下端的水平距離為250 mm，生存空間上端與下端的垂直高度為750 mm［9］，如圖1所示.

圖1 乘客生存空間示意圖

2 車體側(cè)翻碰撞仿真分析

2.1 車體有限元模型

該地鐵車Tc車體主要由底架模塊、側(cè)墻模塊、端墻模塊、頂棚模塊以及司機(jī)室模塊組成.車體上的大部分結(jié)構(gòu)為板殼結(jié)構(gòu)，因此在建模時(shí)選擇用殼單元模擬.由于在車輛側(cè)翻碰撞中整個(gè)車體長度的結(jié)構(gòu)都會(huì)接觸地面，因此對整車網(wǎng)格統(tǒng)一對整車劃分20 mm尺寸的網(wǎng)格單元.模型的單元總數(shù)為1 488 153，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為1 580 414;車體有限元模型如圖2所示.

圖2 車體有限元模型

2.2 車體觸地角速度設(shè)定

依據(jù)ECE R66客車側(cè)翻標(biāo)準(zhǔn)，將車體側(cè)翻碰撞場景設(shè)計(jì)為在側(cè)翻平臺(tái)以靜止?fàn)顟B(tài)繞著旋轉(zhuǎn)軸旋轉(zhuǎn)并撞擊在800 mm高度落差的水平地面上.在臨界側(cè)翻位置即車廂的重心位置達(dá)到最高點(diǎn)時(shí)，車廂旋轉(zhuǎn)角速度不超過5°/s(轉(zhuǎn)化為弧度0.087 5 rad/s)，此后車體因自身重力而繼續(xù)側(cè)翻.在此過程中車體重心下降高度ΔH=973 mm.車輛側(cè)翻過程如圖3所示.由于側(cè)翻碰撞過程中，列車的動(dòng)能與勢能總和不變，所以車體在臨界側(cè)翻位置的動(dòng)能與勢能之和與車體接觸地面時(shí)動(dòng)能與勢能之和相等:

式中，I為車體的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量;ΔH為車體從臨界側(cè)翻位置至車體接觸地面時(shí)重心下降高度;M為車體的總質(zhì)量;ω2為車體接觸地面時(shí)的角速度;ω1為車體在臨界側(cè)翻位置時(shí)角速度取值為0.0875rad/s.

在車體側(cè)翻過程中，任意設(shè)一個(gè)角速度ω2，將有限元模型導(dǎo)入到LS-DYNA中進(jìn)行計(jì)算，得系統(tǒng)初始能量為E，而

因此可得車體的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量為:

聯(lián)立式(1)～(3)得車體觸地角速度為:

圖3 車體側(cè)翻過程示意圖

2.3 仿真結(jié)果及分析

列車車體在發(fā)生側(cè)翻碰撞時(shí)，由于車體與地面的碰撞而導(dǎo)致車體結(jié)構(gòu)變形吸能，其內(nèi)能不斷升高，動(dòng)能不斷降低.同時(shí)由于車體重心位置不斷下降，重力在此過程中做正功，使得系統(tǒng)的總能量不斷升高.如圖4所示，在側(cè)翻碰撞過程中車體共吸收內(nèi)能量0.28 MJ，系統(tǒng)沙漏能最大值為0.011 MJ，沙漏能占內(nèi)能比值最大為3.9%，小于5%，因此判斷仿真結(jié)果是有效可靠的.

圖4 車體側(cè)翻碰撞能量變化曲線

車體在側(cè)翻碰撞過程中骨架結(jié)構(gòu)是否侵入乘員生存空間是評價(jià)車體是否符合側(cè)翻安全法規(guī)的重要標(biāo)準(zhǔn).為了能夠準(zhǔn)確表達(dá)出側(cè)墻骨架結(jié)構(gòu)侵入到生存空間的具體量，在生存空間上邊緣和下邊緣、側(cè)墻立柱上選取四個(gè)點(diǎn)作為測量點(diǎn)，以測量生存空間與側(cè)墻骨架結(jié)構(gòu)的距離變化，如圖5所示.乘員生存空間與側(cè)墻骨架結(jié)構(gòu)測點(diǎn)的距離如圖6所示.當(dāng)側(cè)墻骨架上下測點(diǎn)與生存空間上下測點(diǎn)相對距離小于0時(shí)，說明車體結(jié)構(gòu)變形侵入了生存空間.

由圖6可以看到，車體側(cè)墻立柱的上下測點(diǎn)與生存空間上下測點(diǎn)的相對距離總體趨勢為在第250 ms以前慢慢減小，以后又慢慢增大，說明車體在側(cè)翻碰撞過程中生存空間與車體結(jié)構(gòu)的間距逐漸減小，在車體變形量達(dá)到最大時(shí)，發(fā)生回彈變形，兩者間距又逐漸增大.其中，生存空間的下部與側(cè)墻骨架的最短距離為36 mm，比未碰撞前減小了107 mm;上部與側(cè)墻骨架距離最小值為-66 mm，這說明在整個(gè)側(cè)翻碰撞過程中側(cè)墻骨架侵入了車內(nèi)乘員生存空間，且侵入量為66 mm.因此判定該車車體在側(cè)翻碰撞中不符合安全法規(guī)ECE R66的要求，需要對此結(jié)構(gòu)加以改進(jìn).

圖5 生存空間測點(diǎn)布置示意圖

圖6 生存空間與側(cè)墻立柱相對距離曲線

3 車體結(jié)構(gòu)改進(jìn)及分析

3.1 車體薄弱部位分析

圖7 車體塑性應(yīng)變圖

車體在側(cè)翻碰撞過程中，二位端端部結(jié)構(gòu)相較于車體中部和司機(jī)室結(jié)構(gòu)發(fā)生了較大變形，因此重點(diǎn)關(guān)注二位端結(jié)構(gòu)變形情況.從圖7中可以看出車體發(fā)生較大塑性變形的區(qū)域主要包括:①車體二位端頂棚彎梁;②端墻防撞柱頂端;③端墻防撞柱根部.該部位在側(cè)翻過程中受到軸向和法向載荷的作用發(fā)生彎曲變形，為了避免乘員生存空間受到入侵，車體骨架變形應(yīng)盡可能的小，即提高車身骨架的抗變形能力，以使得乘員生存空間不被侵入.

3.2 結(jié)構(gòu)改進(jìn)方法

目前主要采用兩種方法提高結(jié)構(gòu)抗彎能力:一是采用彈性模量更高的材料;二是改變部件的截面，增大其抗彎截面模量.結(jié)合實(shí)際情況，由于改變材料的成本更高，所以本次改進(jìn)采用更加經(jīng)濟(jì)的第二種方式.本次改進(jìn)的方法是:

(1)將兩根二位端+頂棚彎梁由1 mm厚乙型梁改為2 mm厚帽型梁;

(2)將端墻防撞柱和端墻門上橫梁由帽型梁改為同厚度的矩形梁.

3.3 改進(jìn)后結(jié)果分析

以相同的邊界條件對改進(jìn)結(jié)構(gòu)后的模型進(jìn)行碰撞仿真分析.通過對比改進(jìn)前后的車體結(jié)構(gòu)內(nèi)能吸收量，如圖8所示，可以發(fā)現(xiàn):

(1)改進(jìn)后的模型由于剛度更加協(xié)調(diào)，使得碰撞開始發(fā)生后，更多的結(jié)構(gòu)參與變形吸能，吸能速率明顯高于優(yōu)化前結(jié)構(gòu);

(2)改進(jìn)后車體結(jié)構(gòu)模型由于剛度得到提高，使得車體在側(cè)翻碰撞中的最大吸能量小于原結(jié)構(gòu).

圖8 結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后車體能量吸收對比圖

分別測量生存空間上部和下部與車體內(nèi)部結(jié)構(gòu)的相對距離，如圖9所示.可以看到，下部的最短相對距離為80 mm，比優(yōu)化前的最短距離提升了44 mm;優(yōu)化后上部最短相對距離為71 mm，沒有侵入到乘員生存空間，比優(yōu)化前相對距離提升了137 mm.這表明改進(jìn)后的車體結(jié)構(gòu)在側(cè)翻碰撞中的被動(dòng)安全性得到明顯的提升.

圖9 結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后生存空間距離對比圖

4 結(jié)論

本文參照ECE R66客車側(cè)翻碰撞標(biāo)準(zhǔn)對車體結(jié)構(gòu)進(jìn)行側(cè)翻碰撞分析，通過對車體結(jié)構(gòu)變形、能量變化以及生存空間侵入量的分析，發(fā)現(xiàn)車體側(cè)墻骨架結(jié)構(gòu)侵入乘員生存空間的侵入量高達(dá)66 mm，未滿足安全標(biāo)準(zhǔn).改進(jìn)發(fā)生較大塑性形變的薄弱結(jié)構(gòu)后，與原結(jié)構(gòu)相比，改進(jìn)結(jié)構(gòu)具有更高的吸能速率，且剛度更高.因此改進(jìn)后結(jié)構(gòu)未侵入乘員生存空間，車體的側(cè)翻被動(dòng)安全性能得到顯著提高.

可以看出地鐵列車側(cè)翻碰撞過程中主要發(fā)生塑性變形的部位是二位端頂棚彎梁和端墻防撞柱等，且變形是由于在與地面接觸過程時(shí)受到彎矩影響導(dǎo)致.因此在車體設(shè)計(jì)過程中，這兩個(gè)部位應(yīng)使用抗彎截面模量較高的結(jié)構(gòu)以提高其抗彎能力以保護(hù)乘員的生命安全.

本文仍有一些問題需要完善，比如在側(cè)翻碰撞中沒有考慮到乘員與車體結(jié)構(gòu)二次碰撞時(shí)乘員的損傷情況，僅僅以車體結(jié)構(gòu)是否侵入乘員生存空間往往不足以保證乘員的安全性［10］.本文的側(cè)翻碰撞分析及結(jié)構(gòu)改進(jìn)對今后的鐵路車輛設(shè)計(jì)有一定的借鑒意義.