劉莉，高寧，許喆，高峰，張相寧，李佳霖，馮推銀，于堯，高廣軍

(1.中車唐山機(jī)車車輛有限公司 技術(shù)研究中心，河北 唐山063035；2.中南大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院 軌道交通安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長沙410075)

碰撞事故是汽車、船舶、火車等運(yùn)輸工具都需要共同預(yù)防的事故類型，各類運(yùn)輸工具的碰撞安全性課題一直以來都是社會關(guān)注的焦點(diǎn)，也一直是學(xué)者的研究熱點(diǎn)[1]。盡管現(xiàn)代軌道車輛安全保障技術(shù)已經(jīng)有了很大提升，但碰撞事故仍然無法完全避免，近年來，軌道車輛碰撞事故在世界各國時有發(fā)生[2]。根據(jù)歷年來世界鐵路事故統(tǒng)計數(shù)據(jù)，造成重大人員傷亡的事故中，由于列車碰撞所造成的事故所占比例高達(dá)56%。城軌列車碰撞被動安全防護(hù)技術(shù)中重要部分是設(shè)計一款適應(yīng)車體結(jié)構(gòu)的吸能結(jié)構(gòu)，在發(fā)生碰撞事故時，吸能結(jié)構(gòu)會通過塑性變形吸收碰撞所產(chǎn)生的能量[3]。研發(fā)和改良列車吸能結(jié)構(gòu)，對提高軌道車輛碰撞安全性有著重要的作用。軌道車輛吸能結(jié)構(gòu)可以大致分為2種類型，一種為底架薄壁梁吸能結(jié)構(gòu)，在未發(fā)生碰撞事故時，該類結(jié)構(gòu)能夠作為底架承載結(jié)構(gòu)承擔(dān)車體重量，傳遞縱向力；發(fā)生碰撞事故時，能夠有效耗散由于碰撞產(chǎn)生的能量[4]。第2種類型為附加式吸能結(jié)構(gòu)，該類結(jié)構(gòu)安置在車體端部，發(fā)生碰撞時，該種吸能結(jié)構(gòu)通過有序壓潰變形來吸收碰撞能量[5]。金屬薄壁結(jié)構(gòu)廣泛應(yīng)用于吸能結(jié)構(gòu)中，該類結(jié)構(gòu)有多種類型，如圓管、方管、多邊形管、填充蜂窩鋁或泡沫鋁的薄壁結(jié)構(gòu)，對應(yīng)的吸能模式也各不相同，如壓潰、膨脹、縮頸、翻轉(zhuǎn)、撕裂以及各種組合式等[6?8]。SUN等[9]提出了一種蜂窩壓潰式吸能結(jié)構(gòu)，并通過實(shí)驗(yàn)手段驗(yàn)證了該結(jié)構(gòu)有效性。LI等10]研究了一種收縮式吸能結(jié)構(gòu)，在收縮套的約束下，圓管產(chǎn)生徑向收縮塑性變形，吸收沖擊動能。GUAN等[11]提出了一種切削式吸能結(jié)構(gòu)，金屬材料在切具的作用下，發(fā)生斷裂吸收沖擊動能。除此之外，LIU等[12]提出了一種鋼板彎曲式吸能結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)利用金屬薄板在沖壓過程中發(fā)生彎曲?拉直的塑性變形，不斷吸收沖擊動能，并通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。以上吸能結(jié)構(gòu)均可作為附加式吸能結(jié)構(gòu)安裝在列車端部，對于安裝空間要求較高。對于城軌車輛來說，該類車型端部空間狹小，且由于車鉤安裝座的限制，極大的制約了附加式吸能結(jié)構(gòu)有效變形空間，從而造成城軌車輛耐撞性能不符合要求。對于上述情況，采用底架薄壁梁吸能結(jié)構(gòu)可有效解決以上難題。XU等[13]針對于底架式薄壁梁吸能結(jié)構(gòu)，提出了一種漸進(jìn)梯度式底架吸能結(jié)構(gòu)，結(jié)構(gòu)在碰撞過程中實(shí)現(xiàn)逐級屈曲吸能，并通過方針和實(shí)驗(yàn)手段，對結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計。在城軌車輛的吸能結(jié)構(gòu)設(shè)計中，一般將載客區(qū)域結(jié)構(gòu)的承載能力設(shè)計高于車體端部可變形區(qū)域，目的是為了確保在碰撞過程中塑性變形僅局限于預(yù)先設(shè)定的可控變形區(qū)內(nèi)。同時，在車輛端部可變形區(qū)域前部安裝防爬裝置，可抑制列車出現(xiàn)爬車情況，使吸能結(jié)構(gòu)能夠更充分的發(fā)生塑性變形。車體能量吸收結(jié)構(gòu)的設(shè)計通常采用壓潰式吸能結(jié)構(gòu)。本文根據(jù)城軌車輛的結(jié)構(gòu)形式，將設(shè)計約束定位典型地鐵頭車車體司機(jī)室安裝接口，設(shè)計了一種司機(jī)室底架式薄壁吸能結(jié)構(gòu)，在列車正常運(yùn)行中起承載作用，在發(fā)生碰撞時，吸能結(jié)構(gòu)產(chǎn)生塑性變形耗散沖擊動能。本文的承載式吸能結(jié)構(gòu)采用了帶隔板薄壁管結(jié)構(gòu)，研究了此類司機(jī)室承載式吸能結(jié)構(gòu)的耐撞性能。第1部分提出了司機(jī)室底架承載式薄壁吸能結(jié)構(gòu)的幾何模型和本構(gòu)模型，并給出了模型各個組成部分的設(shè)計參數(shù)與連接方式；第2部分對薄壁吸能結(jié)構(gòu)進(jìn)行了動態(tài)沖擊試驗(yàn)，研究了該種結(jié)構(gòu)的耐撞性能；第3部分對吸能結(jié)構(gòu)的有限元模型以及耐撞性試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對比分析，并根據(jù)結(jié)論給出建設(shè)性意見。

1 結(jié)構(gòu)幾何模型

圖1 為本文設(shè)計的城軌車輛底架承載吸能結(jié)構(gòu)，其主體結(jié)構(gòu)主要分為5部分：1—司機(jī)室骨架；2—支撐梁；3—邊梁；4—吸能結(jié)構(gòu)；5—防爬齒結(jié)構(gòu)。司機(jī)室的骨架結(jié)構(gòu)由材料為鋁合金梁構(gòu)成。邊梁結(jié)構(gòu)由材料為鋁合金薄壁鋁板材彎曲而成，截面厚度為6 mm，尺寸為108 mm*165 mm。在結(jié)構(gòu)端部設(shè)置防爬齒，防爬齒結(jié)構(gòu)如圖2所示，結(jié)構(gòu)的材料為鋁合金，尺寸為170 mm×1 000 mm×40 mm。本文的防爬齒設(shè)計成左右兩端錯開分布態(tài)勢，右側(cè)上下兩端分別設(shè)置防爬齒，左側(cè)中間一端設(shè)置防爬齒，防爬齒結(jié)構(gòu)通過螺栓連接或者焊接與底架前端盾體進(jìn)行連接?？赏瑫r起到自動對心、上下防爬、左右防偏的作用[14]。

圖1 吸能裝置示意圖Fig.1 Scheme of the energy absorber

圖2 防爬結(jié)構(gòu)Fig.2 Scheme of Anti-climb structure

薄壁梁吸能結(jié)構(gòu)能夠通過不同類型的薄壁管梁結(jié)構(gòu)排列組合設(shè)計，成為一種擁有優(yōu)良耐撞性能的承載式吸能結(jié)構(gòu)。本文底架中間區(qū)域均勻分布了3個吸能結(jié)構(gòu)，總的結(jié)構(gòu)長度為650 mm。吸能結(jié)構(gòu)主要由4部分組成：薄壁方管、隔板、端板以及誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)。其中薄壁方管通過2塊對稱的U型板結(jié)構(gòu)焊接相連，厚度設(shè)為3 mm，4個倒角半徑為15 mm，整體長度為650 mm，前端端面截面尺寸為200 mm*150 mm，隔板厚度為3 mm。為了方便能夠與隔板焊接，在方管四面均開有長條孔，長度為對應(yīng)方管截面邊長的1/2。方管兩端焊接有2塊厚度為10 mm的端板。方管的內(nèi)部安裝了十字形隔板，主要目的是約束方管的屈曲變形以及加強(qiáng)吸能結(jié)構(gòu)剛度，從而吸收更多的沖擊動能。

漸進(jìn)變形模式是吸能結(jié)構(gòu)最理想的變形模式，碰撞發(fā)生后結(jié)構(gòu)首先在沖擊端附近產(chǎn)生褶皺，在相鄰隔板之間會發(fā)生屈曲褶皺，并隨著碰撞的進(jìn)行沿途的管壁依次發(fā)生變形，直至能量耗散完畢或結(jié)構(gòu)被完全壓實(shí)。在碰撞初期，為了誘導(dǎo)吸能結(jié)構(gòu)能夠有序變形，在薄壁方管外側(cè)設(shè)計了誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)，如圖3所示。在方管非焊接面引入一個長度為150 mm，寬度為20 mm，深度為5 mm的凹形沖壓槽，以降低該面的初始強(qiáng)度。在碰撞發(fā)生時，通過凹形區(qū)域率先變形，并誘導(dǎo)整個結(jié)構(gòu)發(fā)生有序的屈曲變形。前部端梁內(nèi)部設(shè)置有縱向支撐板，以增強(qiáng)端部受沖擊區(qū)域結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，如圖3所示。

圖3 吸能結(jié)構(gòu)內(nèi)部組成Fig.3 Internal composition of energy absorbing structure

2 結(jié)構(gòu)沖擊實(shí)驗(yàn)

為了驗(yàn)證所本文設(shè)計的城軌列車承載式司機(jī)室結(jié)構(gòu)變形的穩(wěn)定性和協(xié)調(diào)性，以及城軌列車端部吸能結(jié)構(gòu)耐撞性是否滿足設(shè)計要求，在中南大學(xué)高速列車研究中心碰撞臺對該結(jié)構(gòu)進(jìn)行了臺車沖擊試驗(yàn)。沖擊試驗(yàn)撞擊的工況設(shè)定為配重臺車在空氣炮驅(qū)動下，以6.5 m/s的速度撞擊靜止剛性墻，試驗(yàn)整體有限元模型和實(shí)物如圖4所示。通過沖擊試驗(yàn)，得到了該結(jié)構(gòu)碰撞動態(tài)響應(yīng)的數(shù)據(jù)。通過端板螺栓連接將司機(jī)室組件固定于試驗(yàn)臺車端部。具體試驗(yàn)工況如下：臺車與吸能結(jié)構(gòu)總質(zhì)量為27 t。以預(yù)定速度等級進(jìn)行碰撞試驗(yàn)，測試數(shù)據(jù)為：速度、加速度、變形量、吸能量和變形模式等。

試驗(yàn)臺車整體的有限元模型和實(shí)物三視圖如圖4。

表1 碰撞試驗(yàn)工況Table 1 Impact test conditions

圖4 試驗(yàn)臺車整體有限元模型Fig.4 Test the overall finite element model

在完成試驗(yàn)后，對試件位移隨時間、撞擊力隨時間的變化規(guī)律、能量耗散情況以及變形破壞情況進(jìn)行了詳細(xì)的對比分析。在本次試驗(yàn)中，運(yùn)用了2臺高速攝影設(shè)備分別從側(cè)面和頂部對試件撞擊剛性墻的過程進(jìn)行了拍攝。吸能結(jié)構(gòu)是否產(chǎn)生穩(wěn)定有序變形是結(jié)構(gòu)耐撞性的一項(xiàng)重要評價指標(biāo)。高速攝影以拍攝頻率為3 000幀/s的超高幀速率捕捉吸能結(jié)構(gòu)變形模式，所拍攝的吸能結(jié)構(gòu)俯視和側(cè)視變形結(jié)果如圖5所示。

圖5 整體實(shí)物圖Fig.5 Overall physical map

從圖5中可以看出，司機(jī)室在撞擊剛性墻的一瞬間，屈曲變形率先在吸能結(jié)構(gòu)誘導(dǎo)槽附近產(chǎn)生，如圖所示，隨著司機(jī)室撞擊的不斷進(jìn)行，吸能結(jié)構(gòu)隨之產(chǎn)生有序穩(wěn)定的屈曲變形，隨后司機(jī)室骨架前端梁與剛性墻接觸，向下產(chǎn)生折彎，當(dāng)撞擊進(jìn)行得更深入時，司機(jī)室的骨架豎梁與剛性墻接觸，此時司機(jī)室U型斜撐梁強(qiáng)度較弱率先發(fā)生扭轉(zhuǎn)，保障了司機(jī)室骨架在不發(fā)生失穩(wěn)的前提下整體向后移。隨著撞擊的繼續(xù)，運(yùn)動臺車動能逐漸被吸收，撞擊速度逐步降為0，撞擊結(jié)束。之后由于碰撞壓縮產(chǎn)生試件彈性勢能進(jìn)行釋放，臺車產(chǎn)生了一定程度的回退。底架整體結(jié)構(gòu)屈曲變形率也先在誘導(dǎo)槽附近產(chǎn)生，并以遠(yuǎn)離撞擊端方向依次發(fā)生漸進(jìn)屈曲，整個變形模式與設(shè)計變形一致。結(jié)構(gòu)整體保持了較好的穩(wěn)定性，沒有發(fā)生失穩(wěn)的情況，邊梁結(jié)構(gòu)的彎曲變形沒有產(chǎn)生明顯撕裂。帶隔板薄壁方管結(jié)構(gòu)一共產(chǎn)生了4級屈曲褶皺，褶皺的位置均產(chǎn)生在相鄰隔板之間，并產(chǎn)生了有序穩(wěn)定的壓潰變形。

由于城軌列車司機(jī)室撞擊面的尺寸過大，無法直接通過布置測力面板獲得撞擊力，因此本文通過在臺車上加裝了加速度傳感器，撞擊力-位移曲線可以通過加速度曲線積分?jǐn)M合得到，如圖6所示。由于在撞擊過程中，加速度傳感器受到臺車結(jié)構(gòu)振動影響較大，導(dǎo)致加速度曲線波動較大，因此擬合得到的撞擊力曲線也較為明顯。同時由于加速度傳感器觸發(fā)過程中有一定的滯后性，因此在撞擊初期，加速度并未產(chǎn)生明顯的峰值力，導(dǎo)致積分后得到的撞擊力在撞擊初期未出現(xiàn)峰值。通過觀察，能夠明顯的看到4個大的波峰，撞擊過程平均撞擊力為1 448 kN，最大峰值力約為2 007 kN。所吸收的能量為撞擊力曲線與橫坐標(biāo)軸圍成區(qū)域的面積，可得出結(jié)構(gòu)吸能量為538 kJ。

圖6 撞擊力?時間及吸能量?位移曲線Fig.6 Impact force-time and energy absorption-displacement curve

3 有限元模型

本文的數(shù)值仿真采用的是顯式動力有限元AN‐SYS/LS-DYNA，所設(shè)計有限元模型的準(zhǔn)確性，對分析結(jié)果的精度有著決定性作用，故需要建立一個有效性可靠的有限元模型。

Lagrangian算法是最通用的顯示有限元，適用于計算連續(xù)質(zhì)量單元的運(yùn)動[15]。在顯式有限元算法中假設(shè)當(dāng)前時步為第n步，有如下運(yùn)動方程：

式中：M為結(jié)構(gòu)的質(zhì)量矩陣；C為結(jié)構(gòu)的阻尼矩陣；K為結(jié)構(gòu)的剛度矩陣；Fextn為外界作用力矢量；an為時步n時的加速度；vn為時步n時的速度；dn為時步n時的位移；上述方程可被改寫成Man=內(nèi)部作用力(如：沙漏力)矢量。在時域應(yīng)用中心差分法得：

因此在整個時域范圍內(nèi)，可由上述積分遞推公式求得各個離散時間點(diǎn)處的位移速度和加速度這種求解過程被稱為顯式積分算法。在對城軌列車防撞擊司機(jī)室有限元碰撞分析時，按照1:1建立撞擊模型。碰撞過程中，軌道由于臺車的限制僅可以沿軸向運(yùn)動，對應(yīng)的，在有限元仿真中約束臺車底部車輪的自由度，使系統(tǒng)僅能沿軸向運(yùn)動，司機(jī)室通過焊點(diǎn)連接方式安裝在臺車前端。臺車的尺寸設(shè)置為長10 m，寬3.3 m，高4.3 m，臺車有限元模型如圖7所示。

臺車結(jié)構(gòu)采用四節(jié)點(diǎn)薄殼單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，鑒于臺車結(jié)構(gòu)不參與吸能，為了減少計算時間，將臺車模型網(wǎng)格離散得相對較稀疏，網(wǎng)格單元尺寸為120 mm×120 mm。剛性墻的尺寸為寬5 m，高5.5 m，厚300 mm，采用八節(jié)點(diǎn)實(shí)體網(wǎng)格進(jìn)行劃分，網(wǎng)格大小為100 mm×100 mm×100 mm。墻上裝有一對防爬齒，各參數(shù)與司機(jī)室防爬齒一致。底架也是采用殼單元進(jìn)行模擬。由于薄壁方管作為主吸能結(jié)構(gòu)，此處的網(wǎng)格離散應(yīng)相對較密集，網(wǎng)格單元尺寸為4 mm，底架邊梁結(jié)構(gòu)單元尺寸為8 mm，圖7為車體底架承載式吸能結(jié)構(gòu)有限元模型。有限元模型的接觸類型均采用自動單面接觸(Contact_Automatic_single_surface)算法來進(jìn)行模擬分析，設(shè)置動摩擦因數(shù)為0.1，靜摩擦因數(shù)為0.5。根據(jù)司機(jī)室所采用的模型，該模型的屈服應(yīng)力可由下面公式得到：

圖7 臺車有限元模型Fig.7 Trolley finite element model

式中：σ0表示初始屈服應(yīng)力；ε?表示應(yīng)變率；C，p表示應(yīng)變率參數(shù)；表示有效塑性應(yīng)變；Ep=其中：E為彈性模量，Et為塑性變形切線模量，β是硬化系數(shù)(β=1硬化為各向同性，β=0硬化為隨動硬化)，本文選用β=0.3。在沖擊過程中，薄壁管梁結(jié)構(gòu)屈曲變形過程既涉及到了材料的壓縮又涉及到了材料的拉伸。在材料試驗(yàn)中，一般對于塑性好的材料要用拉伸判斷，對于脆性大的材料最好用壓縮試驗(yàn)來測量，相比壓縮試驗(yàn)，材料拉伸試驗(yàn)對儀器精度要求低、試驗(yàn)簡單。對于不銹鋼材料以及5系鋁合金材料均屬于塑性良好材料，在拉伸試驗(yàn)過程中，可更好地記錄應(yīng)力-應(yīng)變曲線。為了獲取應(yīng)力應(yīng)變曲線，參照《GB 228—2002金屬室溫拉伸實(shí)驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)》對5083鋁合金以及304不銹鋼材料進(jìn)行材料拉伸試驗(yàn)，材料拉伸試驗(yàn)場景以及2種材料真實(shí)應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖8所示，其中材料拉伸試驗(yàn)機(jī)拉伸速度為1 mm/min，引伸計標(biāo)距為100 mm。

圖8 材料拉伸試驗(yàn)Fig.8 Material tensile test

仿真工況為一輛前端裝本文所設(shè)計城軌列車防撞擊司機(jī)室的臺車以6.5 m/s的速度撞擊剛性墻。吸能結(jié)構(gòu)為不銹鋼薄壁方管，臺車與司機(jī)室總質(zhì)量為27.7 t。司機(jī)室整體有限元仿真變形序列應(yīng)力云圖如圖9所示。

圖9 撞擊力?時間曲線Fig.9 Impact force-time curve

通過圖6撞擊力—時間曲線可以看出，最大峰值力為1 973 kN，出現(xiàn)的時間為試件與剛性墻剛接觸發(fā)生剛性碰撞的時刻。從曲線可以看出，除了撞擊峰值力之外，撞擊力基本上都以1 450 kN為均值在上下波動，曲線上一共產(chǎn)生了4個屈曲褶皺，每一個完整波峰波谷都對應(yīng)著薄壁方管的一次屈曲變形。撞擊初期，由于臺車速度較快，結(jié)構(gòu)的變形也較為迅速，撞擊力起伏變化明顯。隨著撞擊的進(jìn)行，由于吸能結(jié)構(gòu)發(fā)生塑性變形，沖擊動能逐漸被耗散，結(jié)構(gòu)變形與撞擊力也逐漸變緩和。主吸能結(jié)構(gòu)是司機(jī)室前端的帶隔板薄壁方管，薄壁方管有限元模型仿真變形序列應(yīng)力云圖如圖10所示。該結(jié)構(gòu)的吸能量大小直接決定了整個底架承載式吸能結(jié)構(gòu)的吸能能力。薄壁方管的屈曲變形模式是材料與結(jié)構(gòu)選取的首要考慮因素之一。通過觀察可以發(fā)現(xiàn)，在撞擊過程中屈曲變形率先在誘導(dǎo)槽附近產(chǎn)生，并以遠(yuǎn)離撞擊端方向依次發(fā)生漸進(jìn)屈曲，變形過程與預(yù)期變形一致。結(jié)構(gòu)整體未出現(xiàn)失穩(wěn)的情況，并且屈曲變形較為規(guī)整，吸能結(jié)構(gòu)均產(chǎn)生了對稱的變形模式，整個碰撞過程發(fā)生四級完整屈曲變形，通過分析最終分仿真結(jié)果可得：結(jié)構(gòu)整體最終變形量為408.5 mm，整個撞擊過程的總吸能量為523.7 kJ。

圖10 4 mm不銹鋼s30408材料薄壁方管仿真結(jié)果Fig.10 Simulation results of 4 mm stainless steel s30408 thin-walled square tube

4 有限元仿真和試驗(yàn)對比

從沖擊實(shí)驗(yàn)和數(shù)值仿真得到組件吸能結(jié)構(gòu)撞擊力響應(yīng)的結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，沖擊試驗(yàn)有限元與仿真結(jié)果的各項(xiàng)性能指標(biāo)基本一致。由于加速度傳感器觸發(fā)過程中有一定的滯后性，因此在撞擊初期，試驗(yàn)得出的撞擊力未出現(xiàn)峰值。實(shí)驗(yàn)和仿真得到結(jié)構(gòu)沖擊初始峰值力分別為1 973 kN和2 007 kN，相對誤差為1.7%。實(shí)驗(yàn)和仿真的最終壓縮位移分別為404.8 mm和408.5 mm，相對誤差為0.9%。實(shí)驗(yàn)和仿真平均撞擊力值分別為1 450 kN和1 448 kN，相對誤差為0.14%。在沖擊結(jié)束后可知，實(shí)驗(yàn)和仿真的最終吸能量值分別為538 kJ和523.7 kJ，相對誤差為2.20%。

當(dāng)結(jié)構(gòu)的沖擊動能耗散為0時，臺車整體反彈遠(yuǎn)離剛性墻。圖11為實(shí)驗(yàn)和仿真得到的吸能結(jié)構(gòu)最終變形模式對比，可以得出，在撞擊結(jié)束后試驗(yàn)與仿真的變形模式基本一致，整個司機(jī)室結(jié)構(gòu)保持完整，沒有發(fā)生明顯的撕裂變形。薄壁方管吸能結(jié)構(gòu)在變形模式、壓縮位移、褶皺形狀及位置基本一致，均產(chǎn)生對稱的屈曲變形。通過對分析比可以得到，沖擊試驗(yàn)得到的結(jié)構(gòu)變形非常穩(wěn)定，3個吸能結(jié)構(gòu)極限變形基本相同，結(jié)構(gòu)沖擊試驗(yàn)與有限元仿真結(jié)果基本一致，試驗(yàn)和仿真的誤差始終在10%范圍以內(nèi)。對于大部件級沖擊試驗(yàn)來講，本文建立的有限元模型具有較高的精度，可以準(zhǔn)確模擬實(shí)際撞擊工況結(jié)構(gòu)的沖擊動態(tài)響應(yīng)。因此該有限元模型可用于后續(xù)吸能結(jié)構(gòu)耐撞性進(jìn)一步優(yōu)化研究，為了節(jié)約試驗(yàn)成本，日后可通過仿真手段代替試驗(yàn)研究，進(jìn)一步探究各個沖擊工況下的動態(tài)響應(yīng)。

圖11 實(shí)驗(yàn)和仿真變形模式對比Fig.11 Comparison of experimental and simulated deformation modes

5 結(jié)論

1)司機(jī)室在撞擊剛性墻瞬間，底架吸能結(jié)構(gòu)誘導(dǎo)槽附近率先發(fā)生屈曲變形，結(jié)構(gòu)整體發(fā)生有序的屈曲變形，隨著撞擊的進(jìn)行，司機(jī)室底架邊梁發(fā)生扭轉(zhuǎn)變形來保障司機(jī)室骨架整體后移而不發(fā)生失穩(wěn)。底架整體結(jié)構(gòu)以遠(yuǎn)離撞擊端方向依次發(fā)生漸進(jìn)屈曲，結(jié)構(gòu)在整個過程始終未產(chǎn)生明顯撕裂。帶隔板薄壁方管吸能結(jié)構(gòu)共產(chǎn)生四級屈曲褶皺，且褶皺產(chǎn)生位置均發(fā)生在相鄰隔板之間。整個變形模式與預(yù)期一致，結(jié)構(gòu)具有符合預(yù)期的變形模式及抗失穩(wěn)能力。

2)通過觀察曲線可以發(fā)現(xiàn)圖中存在4個完整的波峰波谷，分別對應(yīng)四級屈曲褶皺，試驗(yàn)撞擊過程中的平臺力為1 448 kN，最大峰值力約為2 007 kN，吸收總能量為550.6 kJ。有限元仿真得到的撞擊平臺力為1 450 kN，吸收總能量為550.6 kJ。

3)仿真與試驗(yàn)的結(jié)果在撞擊結(jié)束后的變形模式、撞擊力、吸能量、變形模式、壓縮位移、褶皺形狀及位置等方面基本一致，二者各項(xiàng)指標(biāo)誤差始終在10%范圍以內(nèi)，有限驗(yàn)證了本文所設(shè)計有限元模型的高精度，為了節(jié)約試驗(yàn)成本，日后可通過仿真手段代替試驗(yàn)研究，進(jìn)一步探究各個沖擊工況下的動態(tài)響應(yīng)，為該吸能結(jié)構(gòu)進(jìn)一步進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計提供理論基礎(chǔ)。