姜士鴻，金輝，孫文躍

(中車長春軌道客車股份有限公司 國家軌道客車工程研究中心，吉林 長春 130062)*

車鉤是列車與列車之間相互連掛，傳遞牽引力、制動力并緩和縱向沖擊力的重要部件.在正常運行過程中，車鉤發(fā)揮了重要的緩沖吸能作用，保證了列車運行平穩(wěn)性和乘客舒適性.車鉤也是列車車體耐撞性的重要組成部分，是保護車體不受損傷和乘客安全的重要組成部分［1-2］.在列車發(fā)生低速碰撞時，主要通過車鉤的緩沖單元和塑性單元進行吸能;當列車發(fā)生較高速度的碰撞時，除了車鉤吸收能量外，防爬吸能器也需要參與進來［3-5］.為了保證防爬吸能器的正常嚙合和正常工作，在車鉤達到一定壓縮行程后需要通過過載保護裝置或者剪斷裝置自行剪斷，從而避免對防爬吸能器產(chǎn)生干擾［6-7］.目前車鉤剪斷裝置的設(shè)計并沒有統(tǒng)一的標準，主要有鼓型套筒式、螺栓內(nèi)拉斷式、螺栓內(nèi)剪切式、剪切板等多種形式.鼓形套筒式在車鉤安裝時需安裝導(dǎo)軌，且鼓形套筒需要專用工具施加一定的預(yù)緊力，對維修人員要求高.如果安裝不到位，會導(dǎo)致預(yù)緊力誤差大，影響車鉤過載保護時的觸發(fā)力.螺栓內(nèi)拉斷式只能承受來自沿軸向的力.剪切板和螺栓內(nèi)剪切式同樣可實現(xiàn)車鉤剪斷功能，但是由于材料和尺寸偏差，往往不能保證剪切板和剪切螺栓的兩側(cè)同時剪斷，這就造成了車鉤在剪斷時的滯后現(xiàn)象［8-10］.本文提出了一種基于位移控制的可實現(xiàn)車鉤碰撞精確解鎖裝置，通過結(jié)構(gòu)上的受力滯后性控制剪切銷在車鉤運動到一定距離時完成剪斷，實現(xiàn)基于位移控制車鉤碰撞精確解鎖.為車鉤系統(tǒng)的設(shè)計提供了參考.

1 車鉤碰撞精確解鎖裝置

1.1 結(jié)構(gòu)組成

基于位移控制的可實現(xiàn)車鉤碰撞精確解鎖裝置主要由車鉤安裝板、阻擋塊、受力銷、后退支座、剪切銷和安裝座六部分組裝，如圖1所示.

圖1 車鉤解鎖裝置示意圖

其中，車鉤安裝板用來與車鉤法蘭連接，傳遞車鉤作用力;阻擋塊將來自車鉤安裝板的壓力傳遞至受力銷，并在車鉤位移達到設(shè)計值時轉(zhuǎn)動，從而實現(xiàn)解鎖功能;受力銷將來自阻擋塊的壓力傳遞至安裝座，并與阻擋塊組成旋轉(zhuǎn)副，共同實現(xiàn)解鎖功能;后退支座用來保證在車鉤位移未達到設(shè)計值時阻擋塊無法發(fā)送轉(zhuǎn)動，從而保證車鉤力的可靠傳遞;剪切銷用來保證后退支座免誤觸發(fā)，保證整個解鎖結(jié)構(gòu)的可靠運行;安裝座與車體連接，在車鉤受壓時將緩沖力傳遞至車體，在車鉤受拉時起到阻擋的作用.

1.2 工作原理

(1)解鎖前:當兩列列車發(fā)生碰撞時，列車端部的車鉤首先發(fā)生嚙合.在碰撞力的作用下車鉤壓潰管后退變形吸能，碰撞力傳遞路徑:壓潰管-車鉤法蘭-車鉤安裝板——阻擋塊-受力銷-安裝座-車體.解鎖前除壓潰管發(fā)生變形外其余結(jié)構(gòu)未開始動作，如圖2所示.

圖2 解鎖前裝置示意圖

(2)解鎖時:當壓潰管變形到一定程度，即車鉤位移達到設(shè)計值時，壓潰管錐頭沖擊后退支座上的套筒，在套筒的作用下后退支座與車體之間的剪切銷剪斷，后退支座失去約束從而向后方運動，如圖3所示.

(3)解鎖后:后退支座后退到一定距離后，阻擋塊由于缺少后退支座的阻擋在車鉤安裝板的擠壓下發(fā)生轉(zhuǎn)動，車鉤安裝板向后運動從而實現(xiàn)解鎖，如圖4所示.

圖3 解鎖時裝置示意圖

圖4 解鎖后裝置示意圖

當車鉤受拉時，拉力通過車鉤法蘭傳遞至車鉤安裝板，車鉤安裝板通過安裝座將拉力傳遞車體.

2 車鉤精確解鎖裝置設(shè)計

2.1 車鉤精確解鎖裝置關(guān)鍵參數(shù)確定

基于位移控制的可實現(xiàn)車鉤碰撞精確解鎖裝置參數(shù)眾多，其中受力銷直徑d1、剪切銷直徑d2以及阻擋塊角度α尤為關(guān)鍵.本文以某列車為例，頭鉤壓潰管壓潰力為1 500 kN.其中:

(1)受力銷直徑d1不宜太大或太小:直徑太小會導(dǎo)致受力銷剪切承載力不足，在車鉤正常工作過程中受力銷有被剪斷的風險，直徑太大則不利于輕量化設(shè)計.受力銷采用熱處理過的40Cr材料，剪切強度可按照500 MPa進行設(shè)計，受力銷采用35 mm的直徑，4個剪切面共計可承受1 923kN的剪切力，安全系數(shù)為1.28;

(2)剪切銷直徑d2不宜太大或太小:直徑太小會導(dǎo)致裝置可靠度降低，觸發(fā)結(jié)構(gòu)在受到外力干擾時容易對解鎖機構(gòu)誤觸發(fā)，直徑太大則導(dǎo)致觸發(fā)力太大，解鎖裝置存在無法解鎖的風險.剪切銷采用304不銹鋼材料，剪切強度可按照200 MPa進行設(shè)計，受力銷采用10 mm的直徑，4個剪切銷需要觸發(fā)力達到63 kN，足以避免解鎖機構(gòu)誤觸發(fā);

(3)阻擋塊角度α不宜太大或太小:角度太大會導(dǎo)致阻擋塊在解鎖前受到的橫向(沿壓潰管壓縮方向為縱向)分力太大且車鉤安裝板與阻擋塊接觸面較小.當橫向分力較大時會導(dǎo)致橫向變形增大，從而存在車鉤安裝板與阻擋塊脫離的風險;角度太小會導(dǎo)致車鉤安裝板與阻擋塊接觸面較大，在解鎖過程中無法迅速分離.本文將在2.3節(jié)分別對阻擋塊角度 α 為 30°、45°、60°和 75°時進行動態(tài)仿真分析，從解鎖時間和橫向變形兩個維度確定較優(yōu)的角度，不同角度阻擋塊如圖5所示.

圖5 不同角度阻擋塊示意圖

2.2 解鎖裝置解鎖過程有限元分析

采用有限元軟件LS-DYNA對阻擋塊角度為75°的解鎖裝置進行模擬計算，解鎖裝置模型如圖1所示，對車鉤進行適當?shù)暮喕?，有限元模型如圖6所示.在本有限元模型中，所有可相對滑動的接觸面采用自動單面接觸(*CONTACT_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE)模擬，摩擦系數(shù)設(shè)置為0.15.材料本構(gòu)模型均采用*MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY.其中，車鉤設(shè)置為剛體，車鉤安裝板、阻擋塊、后退支座和安裝座采用45#，受力銷及剪切銷分別采用40Cr及304不銹鋼.剪切銷設(shè)置失效應(yīng)變?yōu)?.1%.材料參數(shù)見表1.

圖6 解鎖裝置有限元模型

表1 材料力學性能

圖7為解鎖裝置在解鎖前、解鎖時及解鎖后三個時刻的仿真結(jié)果:

圖7 解鎖裝置解鎖過程

從圖7中可以看出，解鎖裝置順利解鎖.通過查看各零部件應(yīng)力狀態(tài)發(fā)現(xiàn)除剪切螺栓外所有零部件均未進入屈服.

提取車體受到的縱向力和橫向變形時程曲線，如圖8所示，從圖中可以得到以下結(jié)論:

(1)壓潰管變形時存在壓縮峰值力，在初始時刻峰值力達到了1 890 kN;

(2)在0.145 s左右剪切螺栓被剪斷，車體受到最大為1 900 kN的縱向力.在0.180s左右，車鉤與車體完全分離，解鎖時間為35 ms左右;

(3)在車鉤穩(wěn)定吸能過程中，車體橫向變形為0.92 mm.

2.3 阻擋塊角度α對解鎖過程影響分析

阻擋塊角度α是車鉤精確解鎖裝置關(guān)鍵參數(shù)之一，可從解鎖時間和橫向變形兩個維度確定較優(yōu)角度.通過2.2節(jié)可知當阻擋塊角度α為75°時，解鎖時間為35 ms，車體橫向變形為0.92 mm.采用同樣的仿真方法分別對阻擋塊角度為30°、45°、60°時進行動態(tài)仿真分析，計算結(jié)果如表2所示.

表2 阻擋塊角度α對解鎖過程影響

通過表2可知，當阻擋塊角度為75°時，車體橫向變形最大，且隨著阻擋塊角度的變小車體橫向變形變小;當阻擋塊角度為75°時，解鎖時間最短，且隨著阻擋塊角度的變小解鎖時間變長.可見在確定阻擋塊角度時需要權(quán)衡解鎖時間和車體橫向變形的重要性.

3 偏載工況下車鉤解鎖裝置力學特性

軌道交通車體耐撞性規(guī)范EN15227規(guī)定了列車碰撞場景.在相同列車對撞工況中均假設(shè)列車處于一條直線，而實際在真實碰撞工況中存在水平方向的錯位對撞.為了驗證本文中的解鎖裝置在偏載工況下的解鎖性能，在車鉤端部施加50mm的偏心荷載.如圖9所示.

圖9 偏載情況下有限元模型

圖10 為解鎖時刻有限元仿真結(jié)果，通過計算結(jié)果可知，在偏心荷載的作用下，解鎖裝置兩側(cè)依然可以同步解鎖，解鎖性能對偏心荷載敏感性較低.

圖10 偏心荷載工況下解鎖時刻

圖11 為車體兩側(cè)支反力時程曲線，通過曲線可以看出在偏心荷載作用下，兩側(cè)受力不均但是荷載曲線趨勢相近，也證明了在受力不均的情況下本解鎖裝置依然可以可靠解鎖.

圖11 偏心荷載工況下車體受力

4 車鉤精確解鎖裝置試驗驗證

4.1 試驗?zāi)康?/h3>

即使通過有限元的方式驗證了車鉤精確解鎖裝置的可行性，仍然有必要通過試驗的方法進行進一步的驗證，以發(fā)現(xiàn)仿真中未考慮的因素.

4.2 試驗設(shè)計

按照第1.2節(jié)的工作原理以及第2.1節(jié)中的設(shè)計方法，同時考慮試驗儀器的量程，本文設(shè)計了車鉤精確解鎖裝置的縮比試件.縮比試件實物如圖12所示.

圖12 車鉤精確解鎖裝置縮比試件

采用防爬齒代替車鉤鉤頭，壓潰管緩沖力為300 kN，受力銷、剪切銷等零件按照第2.1節(jié)方法進行設(shè)計，阻擋塊角度α設(shè)計為75°.

4.3 試驗方法

使用落錘試驗機對車鉤解鎖裝置縮比試件進行沖擊試驗，在縮比試件底部裝有傳感器采集沖擊力變化過程.將車鉤解鎖裝置縮比試件固定在落錘正下方，落錘升高到一定高度后落下.

為了防止縮比試件解鎖后后退支座對傳感器產(chǎn)生剛性沖擊，在縮比樣件正下方放置了一塊吸能蜂窩.

4.4 試驗結(jié)果

圖13為車鉤精確解鎖裝置縮比試件試驗結(jié)束后的狀態(tài)，從圖中可以看出解鎖裝置順利解鎖，吸能蜂窩被多余的動能壓縮變形.在真實碰撞中多余的能量則由防爬吸能器吸收.圖14為試驗后被剪斷的剪切銷，其在沖擊力的作用下順利剪斷.

圖13 落錘試驗后縮比試件

圖14 剪斷后的剪切銷

圖15 為傳感器采集到的沖擊力時程曲線，從曲線中可知在碰撞初始時刻壓潰管產(chǎn)生了較大的峰值，緊接著壓潰管發(fā)生了穩(wěn)定的變形;在0.016 s時后退支座滑出阻擋塊，解鎖裝置解鎖;由于壓潰管未完全吸收初始動能，且在重力的作用下車鉤安裝板、后退支座等結(jié)構(gòu)繼續(xù)后退，此時傳感器受力為0;在0.026 s時，后退支座與吸能蜂窩接觸，吸能蜂窩吸收多余的碰撞能量;在0.04 s碰撞結(jié)束.

圖15 沖擊力時程曲線

通過圖13～圖15可知:剪切銷在落錘的沖擊力作用下成功剪斷;解鎖裝置縮比試件順利解鎖;解鎖裝置縮比件零部件均未發(fā)生不可恢復(fù)變形;解鎖裝置按照設(shè)計的工作原理進行工作.

4.5 仿真與試驗對比

圖16 解鎖裝置落錘試驗仿真結(jié)果

采用與2.2節(jié)相同的建模技術(shù)建立解鎖裝置試驗件的有限元模型，施加與落錘試驗相同的荷載及邊界條件.圖16為解鎖裝置試驗件落錘沖擊仿真結(jié)果.通過與圖13對比可發(fā)現(xiàn)，仿真最終形態(tài)與試驗后試件形態(tài)一致.

提取有限元模型的支反力，將仿真結(jié)果與圖15中的實測數(shù)據(jù)進行對比，對比結(jié)果如圖17所示.

通過圖17可知，由仿真得到的沖擊力時程曲線與試驗結(jié)果趨勢一致.壓潰管峰值力仿真與試驗有一定誤差，達到了23%.壓潰管平穩(wěn)段壓潰力以及蜂窩平穩(wěn)段壓潰力誤差小于8%.有限元模型具有較高的精度.

5 結(jié)論

本文提出了一種基于位移控制的可實現(xiàn)車鉤碰撞精確解鎖裝置.通過對該裝置進行有限元仿真和試驗得出以下結(jié)論:

(1)在理想工況下，該解鎖裝置在工作過程中可以順利解鎖，整個解鎖裝置處于彈性范圍內(nèi)，除剪切螺栓外所有零部件均未發(fā)生屈服;

(2)在偏載工況下，該解鎖裝置依然可以可靠解鎖，由此可見對偏心荷載的不敏感;

(3)通過試驗的方法對工作原理和設(shè)計方法進行進一步驗證，結(jié)果顯示解鎖裝置縮比件順利解鎖，裝置除剪切銷外未發(fā)生不可恢復(fù)變形，沖擊力曲線符合預(yù)期設(shè)想;

(4)可通過有限元仿真的方法對車鉤解鎖裝置進行設(shè)計，該方法具備較高的精度.