張康隆 盧 翀 衛(wèi) 亮 張惠濤

(1.湖北工程職業(yè)學(xué)院電子信息學(xué)院， 435004， 黃石； 2.中國(guó)鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司標(biāo)準(zhǔn)計(jì)量研究所， 100081， 北京； 3.中車株洲電力機(jī)車有限公司， 412001， 株洲； 4.大功率交流傳動(dòng)電力機(jī)車系統(tǒng)集成國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 412001， 株洲； 5.石家莊學(xué)院計(jì)算機(jī)科學(xué)與工程學(xué)院， 050035， 石家莊∥第一作者， 講師)

城市軌道交通列車中間車廂車體的兩端沒有設(shè)置非載人區(qū)域，因而無(wú)法通過(guò)非載人區(qū)域的變形來(lái)提高列車整體的耐撞性能[1-2]。位于兩節(jié)車廂中間、用于連接和緩沖運(yùn)行沖擊的半永久車輛鉤緩裝置，是城市軌道交通列車在中低速碰撞場(chǎng)景下的主要吸能部件[3-6]。在列車的日常運(yùn)行中，具備吸能功能的半永久鉤緩裝置依靠橡膠、膠泥或汽液緩沖器的彈性變形來(lái)吸收、緩沖車輛的縱向沖擊。列車發(fā)生碰撞事故時(shí)，撞擊力一旦超過(guò)緩沖器變形的極限，擴(kuò)張式壓潰管將觸發(fā)塑性變形，吸收撞擊產(chǎn)生的沖擊能量，以達(dá)到保護(hù)車廂結(jié)構(gòu)、避免人員傷亡的功能[7-8]。

建立壓潰吸能的半永久鉤緩裝置有限元模型，成為城市軌道交通列車中間車廂整體耐撞性評(píng)估不可或缺的關(guān)鍵部分。本文在建立壓潰式鉤緩部件的有限元模型的基礎(chǔ)上，對(duì)壓潰式半永久鉤緩裝置在12.5 km/h速度撞擊工況中的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行仿真分析。

1 壓潰式半永久鉤緩裝置的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)

如圖1所示，典型的壓潰式半永久鉤緩裝置主要由牽引桿、導(dǎo)向桿、壓潰管、橡膠緩沖裝置、回轉(zhuǎn)機(jī)構(gòu)和安裝座等部件構(gòu)成。其中，橡膠緩沖裝置和擴(kuò)張式壓潰管承擔(dān)了吸收沖擊動(dòng)能的作用。

a) 壓潰變形前

b) 壓潰變形后圖1 壓潰式半永久鉤緩結(jié)構(gòu)示意圖

橡膠緩沖裝置通過(guò)1組3條橡膠緩沖環(huán)安裝于車鉤的基座內(nèi)。當(dāng)鉤緩裝置受到縱向沖擊力時(shí)，橡膠緩沖裝置首先產(chǎn)生彈性變形和摩擦，以消耗撞擊動(dòng)能。圖2為橡膠緩沖裝置的壓縮力隨位移的變化曲線，其最大壓縮位移為65 mm，此時(shí)受到的最大靜態(tài)壓縮力為600 kN，設(shè)計(jì)吸能容量約為12 kJ。

圖2 橡膠緩沖裝置壓縮力-壓縮位移曲線[7]Fig.2 Performance curve of rubber buffer device[7]

當(dāng)撞擊力超過(guò)650 kN且撞擊行程超過(guò)55 mm時(shí)，橡膠變形吸能結(jié)束，擴(kuò)張式壓潰管在導(dǎo)向桿的引導(dǎo)下發(fā)生擴(kuò)張式塑性變形，其最大壓縮位移為350 mm，此時(shí)的壓潰力保持在600 kN，設(shè)計(jì)吸能容量為210 kJ[9]。

因此，當(dāng)列車的中間車廂(質(zhì)量為40 t)以12.5 km/h的速度發(fā)生撞擊時(shí)，由兩組橡膠緩沖裝置和壓潰管構(gòu)成的1對(duì)半永久鉤緩裝置吸收的撞擊動(dòng)能可達(dá)到234 kJ。

2 壓潰式半永久鉤緩裝置有限元模型

根據(jù)半永久鉤緩裝置的功能結(jié)構(gòu)與三維模型，利用Hypermesh軟件對(duì)不同部位的構(gòu)件分別使用殼單元、實(shí)體單元和非線性彈簧單元建立有限元模型，如圖3所示。該壓潰式鉤緩裝置模型共包含7 843個(gè)殼單元，1 494個(gè)實(shí)體單元和96個(gè)梁?jiǎn)卧?，其中，最小網(wǎng)格尺寸為10 mm。

圖3 壓潰式半永久鉤緩有限元模型

將連接車鉤鉤身與安裝座的回轉(zhuǎn)軸承機(jī)構(gòu)簡(jiǎn)化為剛性的回轉(zhuǎn)鉸鏈連接，采用有限元軟件LS-DYNA中的關(guān)鍵字CONSTRAINED_JOINT_REVOLUTE進(jìn)行定義，以實(shí)現(xiàn)車鉤鉤身與安裝座之間的轉(zhuǎn)動(dòng)自由度。

安裝座及其附屬結(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)較厚、剛度較大，因此采用三維實(shí)體單元予以劃分，材料本構(gòu)模型使用MAT_ELASTIC彈性模型；牽引桿、導(dǎo)向桿和壓潰管的厚度較薄，在碰撞沖擊中將產(chǎn)生壓縮變形，因此采用殼單元予以劃分，材料本構(gòu)模型使用MAT_PLASTIC KINEMATIC塑性材料模型。車鉤各部位的材料型號(hào)與材料參數(shù)如表1所示。

表1 半永久車鉤的材料型號(hào)及其性能參數(shù)

承擔(dān)壓縮吸能的橡膠緩沖裝置，模擬時(shí)共計(jì)使用3組共48個(gè)彈簧單元，采用串聯(lián)和并聯(lián)的方式構(gòu)成1組近似于鳥籠的彈簧結(jié)構(gòu)。壓縮彈簧的材料模型采用MAT_GENERAL_NONLINEA_6DOF_DISCREYE_BEAM非線性離散梁?jiǎn)卧?。梁?jiǎn)卧膲嚎s特性則采用圖2的壓縮力-壓縮位移曲線。

3 半永久鉤緩裝置的碰撞響應(yīng)試驗(yàn)

碰撞場(chǎng)景采用EN 15227—2008《車體防撞性要求》附錄D.4中對(duì)于中間車廂耐撞性評(píng)估的場(chǎng)景，即1節(jié)中間車廂以12.5 km/h的速度撞擊固定的中間車廂。本文將中間車廂簡(jiǎn)化為40 t的質(zhì)量單元附著在安裝座的剛性面上，同時(shí)約束剛性面在垂直方向與水平方向的位移，模擬軌道約束的邊界條件，使用LS-DYNA非線性有限元軟件對(duì)鉤緩裝置的碰撞吸能響應(yīng)進(jìn)行仿真分析。在撞擊過(guò)程中，使用自動(dòng)單面接觸關(guān)鍵字定義鉤緩內(nèi)部各部件間的摩擦系數(shù)，設(shè)定動(dòng)摩擦系數(shù)為0.1，靜摩擦系數(shù)為0.3。

使用DELL工作站計(jì)算整個(gè)碰撞過(guò)程(歷時(shí)300 ms)中1節(jié)40 t車廂以12.5 km/h的初速度運(yùn)動(dòng)，鉤緩結(jié)構(gòu)的能量隨時(shí)間變化曲線如圖4所示。在碰撞發(fā)生時(shí)，整個(gè)碰撞模型具有的初始動(dòng)能為242 kJ 。碰撞吸能過(guò)程發(fā)生在0～210 ms，期間系統(tǒng)的動(dòng)能迅速下降(在213 ms時(shí)降至0.13 kJ)，鉤緩結(jié)構(gòu)的內(nèi)能迅速上升(在213 ms時(shí)達(dá)到最大值240 kJ)。沙漏能在碰撞結(jié)束時(shí)為1.06 kJ，占模型整體能量的0.4%，可見模型沒有出現(xiàn)明顯的沙漏狀態(tài)。

圖4 碰撞能量-時(shí)間變化曲線Fig.4 Variation curve of collision energy-time

整個(gè)撞擊過(guò)程中鉤緩裝置的等效應(yīng)力分布與結(jié)構(gòu)變形過(guò)程如圖5所示，撞擊力與時(shí)間、壓縮位移的曲線如圖6所示。

如圖5～6所示，通過(guò)對(duì)變形過(guò)程與撞擊力的變化分析，整個(gè)鉤緩裝置撞擊吸能過(guò)程可以分為3個(gè)階段：

1) 第1階段：撞擊發(fā)生后的第0～70 ms，橡膠緩沖裝置吸能。撞擊力從0開始迅速升高，并且到達(dá)第1個(gè)峰值715 kN，此階段車鉤的橡膠緩沖彈簧起主要的吸能作用。壓縮位移增大至130 mm左右時(shí)，兩端的橡膠緩沖裝置吸能達(dá)到極限，橡膠緩沖裝置失效。

圖5 撞擊過(guò)程中鉤緩裝置壓潰變形與等效應(yīng)力分布

a) 撞擊力-時(shí)間曲線

b) 撞擊力-壓縮位移曲線圖6 壓潰式半永久鉤緩在碰撞過(guò)程中撞擊力的變化

2) 第2階段：撞擊發(fā)生后的第55～170 ms，壓潰管變形吸能。橡膠緩沖裝置吸能結(jié)束后，壓潰管在導(dǎo)向管的引導(dǎo)下，膨脹壓潰吸能。當(dāng)壓縮位移處于100～460 mm階段時(shí)，通過(guò)調(diào)整壓潰管厚度控制壓潰力，使壓潰力保持在550 kN左右。此階段壓潰管局部區(qū)域達(dá)到了材料的抗拉極限，其等效應(yīng)力達(dá)到750 MPa后將發(fā)生壓潰斷裂。壓潰管的有限元模型在刪除達(dá)到抗拉極限的單元后，模擬壓潰管的斷裂過(guò)程如圖5 b)和圖5 c)所示。

3) 第3階段：撞擊發(fā)生后的第170～220 ms，牽引桿變形吸能。在壓潰管完成變形吸能后，牽引桿由于撞擊力的作用部分彎曲，進(jìn)一步吸收剩余動(dòng)能。牽引桿上的等效應(yīng)力達(dá)到800 MPa，作用點(diǎn)位于牽引桿與軸芯碰撞接觸位置。此時(shí)撞擊力達(dá)到整個(gè)碰撞過(guò)程的最大值(1 550 kN)。此后，隨著壓縮位移的增大，轉(zhuǎn)動(dòng)機(jī)構(gòu)與牽引桿之間發(fā)生偏轉(zhuǎn)，如圖5 d)所示。撞擊發(fā)生后的第220～300 ms，撞擊力下降到0，撞擊動(dòng)能被彎曲吸收，整個(gè)碰撞吸能過(guò)程結(jié)束。

4 結(jié)語(yǔ)

本文在分析半永久鉤緩裝置的功能結(jié)構(gòu)及其三維模型的基礎(chǔ)上，采用Hypermesh軟件對(duì)半永久鉤緩裝置不同部位的構(gòu)件，使用殼單元、實(shí)體單元和非線性彈簧單元，建立了具備壓潰吸能作用的半永久鉤緩裝置有限元模型?；贓N 15227—2008的城市軌道交通中間車廂耐撞性評(píng)估場(chǎng)景(即采用1節(jié)40 t的中間車廂以12.5 km/h撞擊固定的中間車廂)，使用數(shù)值仿真的方法模擬了壓潰式半永久鉤緩裝置在該撞擊工況中的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。研究結(jié)果表明：

1) 在列車的中低速碰撞過(guò)程中，具備壓潰吸能結(jié)構(gòu)的半永久鉤緩裝置能完全吸收整個(gè)撞擊過(guò)程中的動(dòng)能。

2) 橡膠緩沖機(jī)構(gòu)和壓潰管吸收了大部分的撞擊動(dòng)能，牽引桿部件的塑性變形也吸收了部分的撞擊動(dòng)能。

3) 在撞擊力的作用下，牽引桿與轉(zhuǎn)動(dòng)機(jī)構(gòu)之間產(chǎn)生偏轉(zhuǎn)。這種橫向擺動(dòng)對(duì)列車碰撞過(guò)程的蛇行、脫軌等現(xiàn)象的影響需作進(jìn)一步的討論和研究。