高廣軍，吳小偉，于堯

(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(zhǎng)沙 410075)

列車相撞導(dǎo)致乘員傷亡主要有2個(gè)原因。一是車輛結(jié)構(gòu)完整性被破壞，乘客生存空間減少[1]。二是乘客在慣性作用下與座椅、桌子等車輛內(nèi)飾的二次碰撞，而后者是造成乘員傷亡的直接原因[2]。大量的研究結(jié)果表明，通過(guò)提高列車車體和吸能部件的耐撞性能，能夠有效保證駕駛員和乘員的安全生存空間，防止乘員遭受因生存空間被擠壓導(dǎo)致傷亡[3-6]。并且，隨著被動(dòng)防護(hù)技術(shù)的發(fā)展，車輛被動(dòng)安全性研究逐漸轉(zhuǎn)向與乘員直接相關(guān)的二次碰撞研究。英國(guó)軌道列車安全和標(biāo)準(zhǔn)委員會(huì)[7]開展了多次沖擊試驗(yàn)，研究了列車車廂結(jié)構(gòu)的變形和乘員的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，在此基礎(chǔ)上制定了重要的車輛耐撞性標(biāo)準(zhǔn)GM/RT 2100。ESAT等[8]研究了列車固定式餐桌對(duì)孕婦體內(nèi)胎兒的影響，研究表明低、厚的桌板可能導(dǎo)致胎盤剝離的危險(xiǎn)，提出了適合孕婦的最佳桌板厚度和空間布置方式。2002年加州客貨列車相撞事故造成多名乘客受重傷，2名乘客死亡。PARENT等[9]對(duì)事故深入調(diào)查發(fā)現(xiàn)，2名乘客在碰撞發(fā)生瞬間都與固定式餐桌發(fā)生劇烈碰撞導(dǎo)致肋骨骨折，胸腹臟器挫傷和破裂等致命傷害而死亡。隨后動(dòng)力學(xué)仿真結(jié)果證明損傷的確遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過(guò)了耐受極限。MICHELLE等[10]研究了THOR假人與具有不同力學(xué)特性餐桌沖擊導(dǎo)致的胸腹部損傷，得到了使桌板具有良好防護(hù)性能的平臺(tái)力和吸能量結(jié)果。KAZUMA等[11]針對(duì)城軌車輛的縱向座椅進(jìn)行數(shù)值仿真分析，提出在長(zhǎng)凳中設(shè)置多個(gè)護(hù)欄、隔板的建議，以減少碰撞時(shí)乘員移動(dòng)的距離而減小損傷。YANG等[12]利用人體有限元模型研究了乘員與前座之間的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，提出一種自我保護(hù)的座姿，以減少碰撞發(fā)生時(shí)頭部、胸部、頸部和腿部的損傷，并優(yōu)化了最佳坐姿下的身體卷曲角度。綜上所述，關(guān)于列車內(nèi)飾耐撞性和乘員安全保護(hù)的研究多種多樣。但是現(xiàn)有的二次碰撞研究也主要集中在現(xiàn)有列車內(nèi)飾對(duì)乘員損傷的影響，但對(duì)于選用何種吸能方式和材料使內(nèi)飾具有良好耐撞性發(fā)揮防護(hù)作用缺乏研究。另外，我國(guó)尚在運(yùn)行的普速列車、基于25型客車改造的出口普速客車和部分動(dòng)車、餐車的客室環(huán)境是面對(duì)面座椅形式。發(fā)生撞擊事故時(shí)，餐桌既是限制乘客自由運(yùn)動(dòng)的積極因素，又是設(shè)計(jì)不當(dāng)就會(huì)在碰撞中使乘員胸腹部遭受嚴(yán)重?fù)p傷的消極因素，因此減輕后者的消極作用是非常有工程意義的。在此背景下，本文提出一種鋁蜂窩-蒙皮夾層結(jié)構(gòu)作為吸能結(jié)構(gòu)的列車餐桌設(shè)計(jì)，并對(duì)鋁蜂窩全尺寸模型進(jìn)行了驗(yàn)證。根據(jù)有關(guān)標(biāo)準(zhǔn)，采用數(shù)值仿真方法對(duì)餐桌進(jìn)行了承載強(qiáng)度和對(duì)被動(dòng)安全防護(hù)性能研究。

1 餐桌設(shè)計(jì)與蜂窩有限元模型驗(yàn)證

建立的客室有限元模型如圖1(a)所示。座椅為假人提供支撐，對(duì)餐桌的研究影響有限，因此將其簡(jiǎn)化為頭枕、靠背、坐墊和扶手等部分。依據(jù)相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)，座椅靠背之間的距離為1 650 mm，座椅的寬度為510 mm，座椅高度可讓乘客腿部垂直著地。吸能桌由框架，支撐腿和4塊鋁蜂窩芯蒙皮夾層結(jié)構(gòu)組成，桌子下表面和地板之間的距離是740 mm。如圖1(b)所示，蜂窩夾層結(jié)構(gòu)尺寸為550 mm×320 mm×80 mm。當(dāng)乘員撞擊壓縮蜂窩夾層結(jié)構(gòu)時(shí)，鋁蜂窩和蒙皮可以有序壓潰吸能。如圖1(c)所示，蜂窩的上下表面沿長(zhǎng)度方向開槽，槽截面尺寸為10 mm×4 mm，槽上方的蒙皮被輕壓以引導(dǎo)向槽內(nèi)折疊；同時(shí)，未開槽的蜂窩表面與蒙皮之間使用膠接。這樣的夾層結(jié)構(gòu)有效提高了純蜂窩的垂向抗剪切剛度，同時(shí)保證蒙皮對(duì)蜂窩的縱向剛度影響較小，在遭受沖擊時(shí)能有序壓潰吸能。

圖1 客室環(huán)境及蜂窩夾層結(jié)構(gòu)有限元模型Fig. 1 Finite element model of passenger compartment environment and honeycomb sandwich structure

1.1 全尺寸蜂窩模型的驗(yàn)證

數(shù)值模擬是分析蜂窩結(jié)構(gòu)力學(xué)性能的一種經(jīng)濟(jì)、高效、可靠的方法。胞元法、全尺寸法、擴(kuò)胞等效法和均勻化法是蜂窩結(jié)構(gòu)的常用表征方法。胞元法主要用于模擬少數(shù)胞元在面外方向的胞壁屈曲、折疊變形，因此面內(nèi)方向的網(wǎng)格要足夠多，所以要從胞元入手展開間接模擬。全尺寸法是建立完全尺寸的蜂窩結(jié)構(gòu)，保證足夠仿真精度的情況下減小網(wǎng)格規(guī)模，但是對(duì)工程應(yīng)用中大規(guī)格蜂窩結(jié)構(gòu)力學(xué)特性的研究有很大局限性。擴(kuò)胞等效法從蜂窩結(jié)構(gòu)的幾何層面入手，利用胞元的關(guān)鍵指標(biāo)和幾何關(guān)系進(jìn)行力學(xué)等效，如跨厚比等效。但是這種方法的局限性在于無(wú)法對(duì)蜂窩的彎曲、剪切、面內(nèi)變形和局部變形進(jìn)行模擬。均勻化方法是對(duì)蜂窩的進(jìn)行體等效，通過(guò)力學(xué)試驗(yàn)測(cè)得蜂窩結(jié)構(gòu)的全系列力學(xué)參數(shù)補(bǔ)充本構(gòu)模型。LS-DYNA中的蜂窩等效模型有26號(hào)材料和126號(hào)材料。本文要研究的是面內(nèi)局部壓縮變形的蜂窩結(jié)構(gòu)，所以宜選用全尺寸方法進(jìn)行建模分析。但是使用該方法首先需要驗(yàn)證網(wǎng)格收斂性。

1.2 蜂窩面內(nèi)準(zhǔn)靜態(tài)壓縮仿真驗(yàn)證

如圖2所示，蜂窩規(guī)格L×W×T為100 mm×100 mm×50 mm，胞元邊長(zhǎng)h=l=5 mm，胞元壁厚t=0.08 mm，θ=30°。蜂窩鋁基材為3003鋁。蜂窩有限元模型選用隨動(dòng)塑性材料模型，不考慮應(yīng)變率效應(yīng)，3003鋁材料參數(shù)如表1所示。為與實(shí)物試驗(yàn)場(chǎng)景一致，有限元模型中蜂窩上下為剛性平板，兩平板與蜂窩的接觸使用*AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE，使用靜動(dòng)摩擦因數(shù)分別為0.2和0.15。蜂窩的自接觸使用*AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE，對(duì)應(yīng)靜動(dòng)摩擦因數(shù)同上。

圖2 蜂窩準(zhǔn)靜態(tài)試驗(yàn)及有限元模型Fig. 2 Quasi-static test and finite element model of honeycomb

表1 3003鋁和膠合板材料參數(shù)[13]Table 1 Material parameters of Al3003 and plywood

為了評(píng)價(jià)網(wǎng)格的收斂性，蜂窩應(yīng)離散成不同網(wǎng)格大小進(jìn)行結(jié)果比對(duì)。由于蜂窩結(jié)構(gòu)的面外壓縮主要是胞壁在T方向上的屈曲和折疊變形，網(wǎng)格離散尺度因子越小，計(jì)算結(jié)果越收斂于實(shí)際值，研究結(jié)論表明面外壓縮的最佳離散因子值為0.125[14]，即T方向的網(wǎng)格尺寸為5 mm×0.125 mm。而對(duì)于面內(nèi)壓縮，主要變形為胞壁的屈曲和沿塑性鉸的轉(zhuǎn)動(dòng)，其離散尺度可以適當(dāng)放大。所以考慮離散因子分別為0.5，0.33和0.2，即蜂窩網(wǎng)格尺寸為2.5，1.67和1.00 mm。

實(shí)物試驗(yàn)和仿真的壓縮位移-力曲線結(jié)果如圖3(a)所示。對(duì)于試驗(yàn)結(jié)果，當(dāng)蜂窩壓縮量為10 mm左右時(shí)，壓縮力沒(méi)有出現(xiàn)初始峰值力。壓縮力在蜂窩被壓縮到70 mm之前逐漸增加，平臺(tái)力約為170 N。對(duì)于不同網(wǎng)格離散度的仿真結(jié)果，隨著網(wǎng)格尺寸的增大，初始峰值力越來(lái)越明顯，然后，壓縮力下降到一個(gè)緩慢增加的平臺(tái)區(qū)，平臺(tái)力水平也約為170 N。這其實(shí)也很容易解釋，胞壁上網(wǎng)格數(shù)量越少，胞壁在面內(nèi)方向上越難發(fā)生屈曲，導(dǎo)致峰值力隨著網(wǎng)格數(shù)量的減少而愈加明顯。待大部分內(nèi)壁發(fā)生屈曲后，內(nèi)壁變形變?yōu)檠胤涓C胞壁交界線(即塑性鉸)的轉(zhuǎn)動(dòng)直至與前一層堆疊，此時(shí)蜂窩變形受邊長(zhǎng)上網(wǎng)格數(shù)量的影響就減弱了，因此平臺(tái)段壓縮力與實(shí)物試驗(yàn)相差不大。圖3(b)為力位移曲線積分得到的能量-位移曲線，可以看到網(wǎng)格離散度為0.50時(shí)吸收能量較試驗(yàn)值多，離散度為0.33和0.25時(shí)與試驗(yàn)結(jié)果吻合情況較好。

圖3 蜂窩準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)與不同離散度仿真結(jié)果比較Fig. 3 Comparison of honeycomb quasi-static compression test and simulation results with different discrete factors

考慮力和能量情況，0.50離散度的結(jié)果表現(xiàn)出初始峰值力過(guò)大，壓實(shí)比明顯提前和能量明顯偏高，因此不宜選用；而0.33或0.25的離散度結(jié)果均與試驗(yàn)結(jié)果較好吻合。

1.3 蜂窩體面內(nèi)動(dòng)態(tài)沖擊驗(yàn)證

這里通過(guò)用落錘撞擊U型鋼板(模擬人胸部)引導(dǎo)蜂窩產(chǎn)生面內(nèi)局部壓縮的面內(nèi)動(dòng)態(tài)沖擊試驗(yàn)來(lái)驗(yàn)證蜂窩數(shù)值模型。蜂窩規(guī)格L×W×T為250 mm×650 mm×100 mm，胞 元 尺 寸h=l=5 mm，t=0.08 mm，θ=30°，使用3003鋁，考慮材料應(yīng)變率效應(yīng)，材料參數(shù)如表1所示。落錘重43 kg，離鋼板高0.8 m。使用全尺寸方法建立蜂窩有限元模型，試驗(yàn)場(chǎng)景與準(zhǔn)靜態(tài)試驗(yàn)相同，蜂窩網(wǎng)格大小分別為1.67 mm和1.00 mm。

圖4時(shí)間序列圖顯示了從0.41 s到0.49 s的蜂窩動(dòng)態(tài)沖擊試驗(yàn)和仿真變形情況，反映的蜂窩變形情況與試驗(yàn)對(duì)應(yīng)時(shí)間的變形情況基本一致，最后蜂窩縱向面內(nèi)壓縮程度和兩側(cè)翹起也基本一致。

圖4 蜂窩面內(nèi)動(dòng)態(tài)沖擊試驗(yàn)和仿真結(jié)果對(duì)比Fig. 4 Comparison of in-plane dynamic impact test and simulation results of honeycomb

如圖5(a)所示，撞擊開始時(shí)，試驗(yàn)、網(wǎng)格離散度為0.25仿真和網(wǎng)格離散度為0.33仿真結(jié)果分別出現(xiàn)了3 400，3 900和4 500 N的初始峰值力，這與準(zhǔn)靜態(tài)仿真的結(jié)果一致，網(wǎng)格越小初始峰值力越小，越接近試驗(yàn)值。平臺(tái)段，試驗(yàn)結(jié)果在2 000 N附近震蕩，隨著壓縮程度的加大，平臺(tái)力緩慢上升。仿真結(jié)果平臺(tái)力水平和趨勢(shì)都與試驗(yàn)大致相同，但平臺(tái)力的震蕩程度小于試驗(yàn)結(jié)果。從圖5(b)能量曲線可以得知仿真與試驗(yàn)?zāi)芰慷紡?線性增加至350 J左右，仿真能量結(jié)果都略高于試驗(yàn)?zāi)芰拷Y(jié)果。最終的蜂窩塑性變形能為350 J，落錘的重力勢(shì)能在撞擊過(guò)程中全部耗散，蜂窩壓縮比例約為65.6%。

圖5 蜂窩動(dòng)態(tài)沖擊試驗(yàn)與不同離散度仿真結(jié)果比較Fig. 5 Comparison of honeycomb dynamic impact test and simulation results with different discrete factors

表2比較了2種網(wǎng)格離散度下蜂窩結(jié)構(gòu)網(wǎng)格規(guī)模和計(jì)算時(shí)間，可以比較得胞元方向劃分3個(gè)與4個(gè)網(wǎng)格時(shí)，網(wǎng)格規(guī)模增加0.8倍，但計(jì)算時(shí)間增加了1.6倍，而這2種離散度下動(dòng)態(tài)沖擊仿真結(jié)果都與試驗(yàn)結(jié)果較好吻合，因此結(jié)合精度和計(jì)算效率，本文選擇離散度為0.33進(jìn)行下一步的仿真分析。

表2 不同網(wǎng)格離散度的蜂窩模型網(wǎng)格規(guī)模和計(jì)算時(shí)間Table 2 Honeycomb model size and computation time ofmodels with different mesh discrete factors

2 客車內(nèi)飾和乘員有限元模型

2.1 內(nèi)飾有限元模型

使用Hypermesh建立內(nèi)飾有限元模型。雙壁厚蜂窩的胞元尺寸為h(=l)×t=4 mm×0.08 mm，離散度0.33，網(wǎng)格大小為1.33 mm。蒙皮厚度0.16 mm，網(wǎng)格尺寸為2 mm。使用*CONTACT_ TIED_NODES_TO_SURFACE模擬蜂窩與蒙皮的黏接。黏接失效在這次的仿真中不予考慮，原因是蒙皮厚度和蜂窩壁厚都非常小，而由于黏接的膠瘤接觸面積較大、黏接劑黏性較強(qiáng)，在黏接失效之前蒙皮或蜂窩便已撕裂[13]。蜂窩基材和蒙皮均為3003鋁，使用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC材料卡片，材料參數(shù)如表1所示，考慮應(yīng)變率作用。蜂窩和蒙皮單獨(dú)定義*CONATCT_SINGLE_AUTOMATIC單面接觸。

框架使用厚度為4 mm的鋼材，材料卡片為*MAT_PLASTIC，材料參數(shù)如表1所示?？蚣軆啥伺c車體側(cè)墻、地板使用*CONSTRAINED_EXTRA_NODES。支撐腿和側(cè)墻使用*MAT_RIGID材料，限制除X方向(運(yùn)動(dòng)方向)平動(dòng)外所有自由度。泡沫纖維坐墊使用*MAT_LOW_DENSITY_FORM材料模型。內(nèi)飾單獨(dú)施加美國(guó)Volpe中心建議的三角形8g-250 ms減速波形作為列車碰撞時(shí)的減速度。

2.2 假人有限元模型與損傷評(píng)價(jià)

假人采用LSTC公司提供的標(biāo)準(zhǔn)50th半剛性坐姿假人模型，并由NASA驗(yàn)證了該假人模型具有良好的損傷預(yù)測(cè)能力[15]。使用*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFSCE定義假人與內(nèi)飾接觸，使用*CONTACT_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE定義假人自接觸，建立的有限元模型如圖1所示。

根據(jù)GM/RT 2100和APTA PR-CS-S-018-13的規(guī)定，在任意3 ms內(nèi)胸部合成加速度平均值A(chǔ)不得超過(guò)60g，胸部壓縮量THCC不得超過(guò)63 mm，綜合胸部指數(shù)(CTI)不得超過(guò)1.0。CTI計(jì)算如式(1)所示。Aint為90g，Dint為103 mm。

胸部的主要器官是由軟組織構(gòu)成的。生物力學(xué)研究表明，胸部速率敏感性變形主要引起軟組織損傷，黏性判據(jù)VC考慮了速度的影響。VC主要用于評(píng)價(jià)軟組織在高速?zèng)_擊下的損傷情況，可以較好地預(yù)測(cè)軟組織相關(guān)損傷。VC計(jì)算如式(2)。V(t)為瞬時(shí)胸部壓縮速度，m/s，D(t)為瞬時(shí)胸部壓縮量。

本文中使用的假人模型沒(méi)有腹部損傷輸出。因此，使用接觸力間接測(cè)量傷情。研究[15]得出結(jié)論，當(dāng)撞擊力小于2 250Ibf(10 kN)，所有胸部和腹部的損傷都在限制值范圍內(nèi)。因此，通過(guò)考慮假人與桌子之間的接觸力來(lái)評(píng)估腹部損傷，其極限值為10 kN。

頭部損傷準(zhǔn)則(HIC)是頭部最常用的損傷準(zhǔn)則。但是，HIC僅用于評(píng)價(jià)頭部線性運(yùn)動(dòng)導(dǎo)致的顱骨骨折和集中性腦損傷。而頭部在較大角加速度的作用下會(huì)使不同質(zhì)量的顱內(nèi)灰白質(zhì)之間產(chǎn)生剪應(yīng)力而造成神經(jīng)軸索斷裂和血管的損傷，又稱彌散性軸索損傷。因此只考慮HIC是不夠的，所以本文增加考慮頭部旋轉(zhuǎn)角加速度的損傷評(píng)價(jià)。Newman于1986年提出顱腦損傷通用加速度模型GAMBIT[16]，如式(5)所示。am為頭部線性運(yùn)動(dòng)合成加速度，g；αm為頭部合成角加速度，rad/s2。GAMBIT安全值應(yīng)小于1.0。

頸部損傷指標(biāo)(Nij)在任何時(shí)間均不得超過(guò)1.0，Nij的計(jì)算如公式(5)。

當(dāng)頸部處于受拉狀態(tài)時(shí)，F(xiàn)ZC為6 806 N；

當(dāng)頸部處于受壓狀態(tài)時(shí)，F(xiàn)ZC為6 160 N；.

當(dāng)頸部處于向前彎曲狀態(tài)時(shí)，MYC為310 Nm；

當(dāng)頸部處于向后伸展?fàn)顟B(tài)時(shí)，MYC為135 Nm。

另外，頸部軸向拉伸峰值力不應(yīng)超過(guò)4 170 N，軸向壓縮峰值力不應(yīng)超過(guò)4 000 N。

3 結(jié)果和討論

3.1 吸能桌承載性能校核

為了驗(yàn)證餐桌承載重物和正?？呐鰰r(shí)不會(huì)產(chǎn)生明顯的塑性變形，保證餐桌發(fā)揮被動(dòng)防護(hù)性能，有必要對(duì)餐桌進(jìn)行承載強(qiáng)度校核。根據(jù)GM/RT 2100標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定，1 000 N垂向均布載荷施加在上表面127 mm×127 mm矩形區(qū)域，1 500 N縱向均布載荷施加在后表面203 mm×80 mm矩形區(qū)域，桌子均不得產(chǎn)生明顯的永久變形。

本文校核了蜂窩胞元壁厚為0.09 mm，蒙皮厚度為0.18 mm的吸能桌承載后變形情況。如圖6(a)，施加垂向均布載荷后，餐桌產(chǎn)生了1.662 mm的塑性變形，相對(duì)桌面T方向厚度80 mm，變形比例2.1%，變形不明顯；如圖6(b)，施加縱向均布載荷后，餐桌產(chǎn)生了1.418 mm的塑性變形，相對(duì)桌面L方向長(zhǎng)度320 mm，變形比例0.44%，變形也不明顯。所以，胞元壁厚為0.09 mm或更大，蒙皮厚度為0.18 mm或更大的餐桌強(qiáng)度校核滿足標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定，因此可用于后文的餐桌被動(dòng)安全防護(hù)性能研究。

圖6 吸能桌桌承載強(qiáng)度仿真結(jié)果Fig. 6 Table bearing strength simulation results

3.2 吸能桌被動(dòng)安全防護(hù)性能驗(yàn)證

圖7展示了假人與現(xiàn)有木質(zhì)餐桌(材料參數(shù)如表1)和吸能桌撞擊時(shí)的姿態(tài)響應(yīng)情況，分別對(duì)應(yīng)為a假人和b假人。對(duì)于a假人，0.15 s時(shí)，胸部受到劇烈擠壓，0.20 s時(shí)，軀干呈C型繞接觸點(diǎn)逆時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)，0.25 s時(shí)，桌面反彈分離并與座椅發(fā)生3次碰撞，0.30 s時(shí)，頸部后向彎曲嚴(yán)重。因此，a假人在碰撞中胸部、腹部、頸部甚至脊柱可能受到致命損傷，這與調(diào)查[9]統(tǒng)計(jì)結(jié)果一致。對(duì)于b假人，0.15 s時(shí)，在餐桌蜂窩夾層結(jié)構(gòu)的吸能緩沖作用下姿態(tài)沒(méi)有發(fā)生較大的變化，0.20 s時(shí)，假人軀干發(fā)生C型彎曲，但是沒(méi)有發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，0.25 s時(shí)，軀干繞接觸點(diǎn)緩慢順時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)，0.30 s時(shí)，下肢著地，上半身在重力作用下趴向桌面?？偟膩?lái)看，a假人與b假人的運(yùn)動(dòng)姿態(tài)響應(yīng)差異明顯。前者在撞擊開始后胸部變形更快，更明顯，同時(shí)軀干迅速蜷曲。b假人則在蜂窩夾層結(jié)構(gòu)壓縮緩沖吸能防護(hù)作用下，一直保持向前運(yùn)動(dòng)，直至內(nèi)飾停止運(yùn)動(dòng)后腳掌著地，上肢匍匐在桌面上，避免了與其他內(nèi)飾發(fā)生多次碰撞。

圖7 假人撞擊現(xiàn)有餐桌和吸能桌的運(yùn)動(dòng)姿態(tài)對(duì)比Fig. 7 Comparison of motion diagram of dummy impact on existing dining table and energy absorption table

表3比較了現(xiàn)有餐桌和吸能餐桌對(duì)乘員造成的損傷情況。對(duì)于現(xiàn)有餐桌，除胸部加速度和頸部指標(biāo)外，其余指標(biāo)都顯著超過(guò)極限值；而對(duì)于吸能桌，除撞擊力超標(biāo)，其余損傷指標(biāo)傷害都在安全范圍內(nèi)。因此，采用可壓潰蜂窩夾層結(jié)構(gòu)吸能桌能有效地保護(hù)乘員在撞擊中免受嚴(yán)重傷害。

表3 假人與現(xiàn)有桌和吸能桌撞擊后損傷對(duì)比Table 3 Comparison of injury values of dummy impact on existing table and energy absorption table

3.3 餐桌防護(hù)性能的影響因素分析

在餐桌強(qiáng)度校核結(jié)果基礎(chǔ)上，考慮假人與不同的胞元厚度t1和蒙皮厚度t2的吸能桌撞擊后的胸部壓縮、接觸力和蜂窩夾層結(jié)構(gòu)變形情況，探究t1和t2這2個(gè)因素對(duì)吸能桌防護(hù)性能的影響。

3.3.1 蜂窩胞元壁厚影響分析

圖8表示蒙皮厚度t2為0.22 mm時(shí)，胞元厚度變化對(duì)撞擊力和假人胸部壓縮量的影響。對(duì)于圖8(a)撞擊力-時(shí)間曲線，可以看到由于蜂窩夾層結(jié)構(gòu)的有序逐級(jí)壓潰，撞擊力均出現(xiàn)了上下震蕩、多峰、峰值越來(lái)越大的規(guī)律，撞擊力水平隨著胞元厚度的增加而增加。胞元厚度為0.09 mm時(shí)蜂窩夾層結(jié)構(gòu)在撞擊結(jié)束前出現(xiàn)了相比于之前的峰值大得多的峰值，結(jié)合圖9蜂窩的變形情況，可以得知蜂窩夾層結(jié)構(gòu)進(jìn)入了壓實(shí)段導(dǎo)致撞擊力水平的激增，其他厚度的夾層結(jié)構(gòu)沒(méi)有壓實(shí)而出現(xiàn)出現(xiàn)撞擊力激增。但是，當(dāng)胞元厚度為0.12 mm時(shí)，撞擊力水平明顯提高，部分峰值也超過(guò)極限值10 000 N，證明假人腹部有可能遭受嚴(yán)重?fù)p傷，因此胞元厚度取值0.10 mm和0.11 mm較為適宜。對(duì)于圖8(b)胸部壓縮量曲線，可以明顯看到胞元厚度為0.09 mm時(shí)胸部壓縮量曲線也是出現(xiàn)了激增曲線段，對(duì)應(yīng)前面的分析是由于蜂窩夾層結(jié)構(gòu)壓實(shí)導(dǎo)致的。另外，撞擊開始至結(jié)構(gòu)還未壓實(shí)前，胸部壓縮量的增加速率隨著胞元厚度的增加而加快，除0.09 mm胞元厚度，峰值出現(xiàn)的時(shí)間隨著胞元厚度的增加而稍有提前。

圖8 假人與不同蜂窩壁厚的吸能桌撞擊時(shí)力與胸部壓縮量對(duì)比Fig. 8 Comparison of injury values between with energy absorption table of different honeycomb wall thickness impact with dummy

圖9 不同蜂窩壁厚的夾層結(jié)構(gòu)最終變形Fig. 9 Final deformation of sandwich structure with different honeycomb wall thickness

3.3.2 蒙皮厚度影響分析

圖10表示蜂窩胞元厚度t1為0.10 mm時(shí)，蒙皮厚度變化對(duì)撞擊力和胸部壓縮量的影響。對(duì)于圖10(a)撞擊力-時(shí)間曲線，同樣可以看到撞擊力也出現(xiàn)了上下震動(dòng)、多峰、峰值越來(lái)越大的規(guī)律，但是撞擊力水平隨著蒙皮厚度增加的提升并不明顯。從圖11所示夾層結(jié)構(gòu)的最終變形圖可以看出，蒙皮厚度為0.18 mm和0.20 mm時(shí)夾層結(jié)構(gòu)最終壓實(shí)，導(dǎo)致撞擊力在最后均突增至10 000 N左右。從圖10(b)胸部壓縮量-時(shí)間曲線可以看出，蒙皮厚度為0.18 mm和0.20 mm時(shí)，胸部壓縮量曲線均出現(xiàn)了激增段，最軟的結(jié)構(gòu)最終產(chǎn)生了最大的胸部壓縮量，分別達(dá)到了49.10 mm和45.54 mm。同樣，在夾層結(jié)構(gòu)均未壓實(shí)之前，胸部壓縮量的增加速率隨著蒙皮厚度的增加而增加。

圖10 假人與不同厚度蒙皮的吸能桌撞擊時(shí)力與胸部壓縮量對(duì)比Fig. 10 Comparison of injury values between with energy absorption table of different skin thickness impact with dummy

圖11 不同蒙皮壁厚的夾層結(jié)構(gòu)最終變形比較Fig. 11 Comparison of final deformation of sandwich structure with different skin wall thickness

3.4 乘員損傷指標(biāo)評(píng)價(jià)與優(yōu)化

對(duì)16組胞元厚度、蒙皮厚度參數(shù)組合的吸能桌對(duì)假人損傷指標(biāo)CTI，F(xiàn)和VC進(jìn)行評(píng)價(jià)。如表4所示，權(quán)重分別為1/3，1/3和1/30 000，最后計(jì)算總分。第1個(gè)組合和最后2個(gè)組合得分大于0.8分別代表夾層結(jié)構(gòu)過(guò)軟和過(guò)硬。(0.10 mm×0.22 mm)組合得分最低，防護(hù)效果最好。

表4 不同參數(shù)組合下假人的損傷指標(biāo)評(píng)估Table 4 Injury values evaluation under different parameter combinations

4 結(jié)論

1) 0.20和0.33網(wǎng)格離散度下，蜂窩準(zhǔn)靜態(tài)面內(nèi)壓縮仿真和動(dòng)態(tài)沖擊仿真均與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好。

2) 吸能桌承受垂縱向均布載荷后均產(chǎn)生了較小的永久變形，承載強(qiáng)度符合標(biāo)準(zhǔn)GM/RT 2100要求。

3) 本文設(shè)計(jì)的吸能桌在列車發(fā)生碰撞事故時(shí)能夠發(fā)揮蜂窩-蒙皮夾層結(jié)構(gòu)的緩沖、壓潰吸能作用，有效保護(hù)乘員身體各個(gè)部位免遭劇烈損傷。

4) 隨著蜂窩胞元壁厚和蒙皮厚度的增加，夾層結(jié)構(gòu)越來(lái)越硬，過(guò)早壓實(shí)的蜂窩夾層結(jié)構(gòu)和過(guò)硬蜂窩夾層結(jié)構(gòu)都會(huì)對(duì)乘員造成傷害。根據(jù)不同參數(shù)組合下的損傷評(píng)價(jià)結(jié)果，胞元壁厚為0.10 mm和蒙皮厚度為0.22 mm的蜂窩夾層結(jié)構(gòu)能夠使標(biāo)準(zhǔn)50th假人充分利用壓潰行程使假人胸部損傷保持最低水平。

本文的不足與后續(xù)研究方向：

1) 僅考慮50th假人的損傷情況，沒(méi)有考慮5th和95th假人的損傷情況，后續(xù)將繼續(xù)開展研究。

2) 本文假人與吸能桌的碰撞均為有限元仿真結(jié)果，缺少吸能桌實(shí)物與混Ⅲ假人的實(shí)物碰撞試驗(yàn)來(lái)驗(yàn)證吸能桌防護(hù)性能的有效性，后續(xù)考慮加入實(shí)物試驗(yàn)對(duì)仿真結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證與修正。