王崇明 ,周 磊 ,鄧 銳 ,朱 濤 ,李宗治 ,肖守訥

(1.中車南京浦鎮(zhèn)車輛有限公司,江蘇 南京 210031;2.西南交通大學(xué) 軌道交通運(yùn)載系統(tǒng)全國重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,四川 成都 610031)

隨著技術(shù)與裝備的不斷突破與創(chuàng)新,軌道列車在交通運(yùn)輸領(lǐng)域的重要性不斷提升,不論是高速鐵路,還是城市地鐵、輕軌,都已成為主流的出行方式。然而,由于特殊原因,列車碰撞事故時(shí)有發(fā)生[1-2],這對列車的耐撞性研究提出了更高的要求。

軌道車輛的耐撞性研究主要從數(shù)值模擬和試驗(yàn)研究兩個(gè)角度出發(fā),但是受限于試驗(yàn)研究的經(jīng)濟(jì)性、安全性和可重復(fù)性,全尺寸車輛碰撞試驗(yàn)很難實(shí)施[3-4]。因此,在通常情況下,研究人員一般采用數(shù)值模擬的方法。數(shù)值模擬的方法又分為有限元仿真分析和動(dòng)力學(xué)仿真分析[5]。動(dòng)力學(xué)仿真分析能夠快速獲得列車碰撞時(shí)的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)如速度、加速度以及列車姿態(tài),能夠預(yù)測在碰撞后列車是否會(huì)出現(xiàn)脫軌、爬車和側(cè)翻等極端危險(xiǎn)情況[6-8],而有限元仿真分析則通過詳細(xì)地建模得到列車碰撞的具體結(jié)構(gòu)變形情況。

碰撞有限元方法是常用的軌道列車耐撞性分析手段。李本懷等[9]依據(jù)EN 15227:2020《鐵路設(shè)施 鐵路車輛的防撞性要求》建立了16編組三維碰撞仿真分析模型,研究了16輛長編動(dòng)車組碰撞性能,結(jié)果表明設(shè)計(jì)的16編組碰撞吸能系統(tǒng)滿足列車防爬、司機(jī)室生存空間、碰撞減速度等標(biāo)準(zhǔn)要求。BAYKASOGLU等[10]對土耳其國家鐵路公司使用的N13型客車的側(cè)翻耐撞性進(jìn)行了研究,研究結(jié)果表明,在側(cè)翻過程中和側(cè)翻后,剩余空間均未受損,客車能夠滿足要求。利用有限元方法還可以對碰撞事故進(jìn)行較好地還原,張樂樂等[11]提出了一種評(píng)估地鐵頭車車體耐撞性的碰撞場景設(shè)計(jì)與條件,同時(shí)建立了某型地鐵頭車車體對撞有限元模型,實(shí)現(xiàn)了碰撞過程的數(shù)值仿真并分析了車體的速度、加速度、變形、能量的變化趨勢。韋海菊等[12]對6編組列車撞擊靜止的相同編組列車進(jìn)行了還原,對比了仿真與事故的界面力、能量變化以及變形情況等。

曲線段是地鐵中常見的線路形式,地鐵車輛在曲線段容易發(fā)生脫軌事故,但在目前的標(biāo)準(zhǔn)中還未見到針對地鐵列車曲線碰撞和脫軌碰撞的要求。楊皓杰[13]對地鐵列車的曲線碰撞進(jìn)行了研究,得到了碰撞速度、軌道半徑等對響應(yīng)的影響規(guī)律,以此進(jìn)行了耐撞性改進(jìn)。繆得祥[14]對地鐵列車脫軌后撞擊隧道進(jìn)行了研究并分析了不同因素對碰撞響應(yīng)的影響,設(shè)計(jì)了隧道吸能裝置。

本文基于碰撞有限元法,在對某地鐵列車曲線脫軌碰撞事故調(diào)研的基礎(chǔ)上,對列車在曲線段脫軌后滑行撞向站臺(tái)的過程進(jìn)行了還原,得到了各車輛的損傷情況,并結(jié)合增材修補(bǔ)技術(shù)以及車體塑性應(yīng)變,給出了不同受損車輛的修補(bǔ)方案,為碰撞事故列車的修復(fù)提供了參考。

1 碰撞場景及分析方法

某地鐵列車在進(jìn)站時(shí)以24 km/h的初速度脫離曲線軌道并正面撞擊站臺(tái),如圖1所示。考慮到有限元數(shù)值模擬耗時(shí)較長,兼顧還原的準(zhǔn)確性,本文采用分步仿真方法。第1階段主要模擬列車從直線段進(jìn)入曲線段后的脫軌過程,由于脫軌發(fā)生后只有頭車在軌邊滑行,其余車輛繼續(xù)在軌道上行駛,忽略這個(gè)過程中轉(zhuǎn)向架的輕微擦傷,通過簡化有限元模型模擬該時(shí)段內(nèi)列車的運(yùn)動(dòng)情況,獲得其速度變化、姿態(tài)響應(yīng)、各車輛相對位置以及車鉤響應(yīng)等參數(shù);第2階段主要模擬列車撞擊站臺(tái)的過程,以第1階段獲取的參數(shù)為初始計(jì)算邊界條件,建立列車撞擊站臺(tái)時(shí)刻的詳細(xì)碰撞有限元模型,獲得列車撞擊站臺(tái)過程中的詳細(xì)碰撞響應(yīng)。

圖1 列車脫軌碰撞事故場景

2 有限元模型及響應(yīng)

地鐵列車為6輛編組,共有3種車型,包括帶司機(jī)室的頭車(A 車)和2種中間車(B車和C 車),車體的基本參數(shù)見表1。車體由底架、側(cè)墻、端墻、車頂?shù)冉M成,主要使用鋁合金焊接結(jié)構(gòu),司機(jī)室部分區(qū)域使用鋼材,各部件使用材料及其力學(xué)特性見表2,表中t為擠壓型材厚度。

表1 車輛基本參數(shù)

表2 材料力學(xué)特性

脫軌過程和碰撞過程采用相同的轉(zhuǎn)向架模型、車鉤緩沖裝置模型、軌道模型以及地面站臺(tái)模型,其區(qū)別是不同過程對應(yīng)的車體模型不同。轉(zhuǎn)向架各關(guān)鍵機(jī)械部件使用殼單元配合20號(hào)材料進(jìn)行模擬,一系、二系懸掛系統(tǒng)采用6自由度離散梁單元配合119號(hào)材料進(jìn)行模擬,如圖2所示。車鉤緩沖裝置采用6自由度離散梁單元配合119號(hào)材料進(jìn)行模擬,其特性曲線如圖3所示。

圖2 脫軌模型轉(zhuǎn)向架有限元模型

圖3 車鉤緩沖緩沖裝置特性

2.1 脫軌過程有限元模型

使用獲取的列車脫軌后運(yùn)動(dòng)狀態(tài)作為列車碰撞仿真的邊界條件,列車在此過程中不涉及車體的損傷,因此采用簡化的有限元模型有利于提高計(jì)算效率。列車在此過程中不涉及車體的損傷,所以采用簡化的有限元模型來加快計(jì)算速度。車體簡化為形狀與真實(shí)車相似的結(jié)構(gòu)剛體,保證長度、寬度、高度和重心與碰撞過程有限元模型相同,采用殼單元配合20號(hào)材料進(jìn)行離散,單元尺寸為200 mm,其中頭車共7 672個(gè)單元,中間車共7 377個(gè)單元,有限元模型如圖4所示。

圖4 脫軌模型車體有限元模型

脫軌場景有限元素模型如圖5所示,包括含有直線段、緩和曲線段和曲線段的軌道模型、地面模型以及站臺(tái)模型,在曲線段設(shè)置脫軌器,通過在軌道一側(cè)抬升車輪,另一側(cè)橫向擠壓車輪,誘導(dǎo)列車脫軌,模型如圖6所示。列車初始位置處于直線軌道上,初速度為24 km/h,經(jīng)直線段-緩和曲線段-曲線段至脫軌器,使得A1車脫軌而其他車輛仍處于軌道上,最終列車正面撞擊站臺(tái)。

圖5 脫軌場景有限元模型

圖6 脫軌器有限元模型

2.2 脫軌過程模型響應(yīng)

脫軌模型計(jì)算完成后,得到列車姿態(tài)如圖7所示。作為列車碰撞模型的初始邊界條件,需要測定此時(shí)刻各車的速度矢量和車體的姿態(tài)及相對位置。列車在脫軌后各車的速度沿X向與Y向分解,如表3所示。

表3 列車速度分解表 m/s

圖7 列車撞擊站臺(tái)前位置

從圖7可以看出,脫軌后A1車轉(zhuǎn)向架已經(jīng)全部脫離軌道,B1、C1、C2、B2和A2車轉(zhuǎn)向架均全部在軌道上。車體存在一定的側(cè)滾角度,但側(cè)滾角度較小,小于0.1°,所以忽略車輛脫軌的側(cè)滾影響,各車輛的相對位置如圖8所示。圖8中顯示了列車在脫軌后即將撞擊站臺(tái)的各車輛相對位置關(guān)系,A1車與站臺(tái)的夾角為3°,與站臺(tái)撞擊的距離為1 574 mm。A1 車與B1車的夾角為11°,車間間距為613 mm,橫向錯(cuò)動(dòng)為354 mm。B1 車與C1 車的夾角為4°,車間間距為662 mm,橫向錯(cuò)動(dòng)為177 mm。C1車與C2車無夾角,車間間距為703 mm,無橫向錯(cuò)動(dòng)。C2車與B2車無夾角,車間間距為716 mm,橫向錯(cuò)動(dòng)為15 mm。B2車與A2車無夾角,車間間距為711 mm,無橫向錯(cuò)動(dòng)。

圖8 車輛姿態(tài)示意圖

2.3 碰撞過程有限元模型

碰撞有限元模型車體則根據(jù)實(shí)際結(jié)構(gòu)采用殼單元配合24號(hào)材料進(jìn)行離散,司機(jī)室與站臺(tái)碰撞區(qū)域采用20 mm 的單元,其他部位則采用40 mm 的單元。車載設(shè)備通過質(zhì)量點(diǎn)單元根據(jù)重心確定其相對位置并通過rigids單元和rbe3單元與車體連接。其中A 型車共有654 630個(gè)單元,B 型車共有605 390個(gè)單元,C型車共有601 645個(gè)單元。列車由A、B、C 3種不同車型車輛混合編組組成,不同車輛的車體有限元模型如圖9所示,列車撞擊站臺(tái)的有限元模型如圖10所示。

圖9 碰撞模型車體有限元模型

圖10 列車撞擊站臺(tái)有限元模型

2.4 碰撞仿真與事故對比

圖11(a)展示了事故現(xiàn)場與本文方法計(jì)算結(jié)果關(guān)于列車整體姿態(tài)的對比情況,各車輛之間的相對位置關(guān)系具有較好的一致性。圖11(b)展示了司機(jī)室吸能防爬裝置的對比情況,從圖中可以看到,吸能防爬裝置已經(jīng)完全壓縮退回安裝座處,在壓縮量方面有較好的一致性。此外,還對事故較為最嚴(yán)重的頭車進(jìn)行了車體主要結(jié)構(gòu)的外形尺寸檢測來確認(rèn)車體的變形情況,主要包括邊梁直線度、門窗及空調(diào)安裝處的長度尺寸、側(cè)墻與地板的角度尺寸和地板的撓度等。

圖11 列車碰撞仿真與真實(shí)事故對比

根據(jù)車輛的結(jié)構(gòu)尺寸檢測,與本文方法的有限元模型計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對比。表4顯示了邊梁直線度和撓度的具體數(shù)據(jù)對比情況。表5顯示了地板撓度的具體數(shù)據(jù)對比情況。直線度和撓度能較好的反映車體的變形情況,從對比的結(jié)果來看,大部分誤差能夠控制在15%以下,說明對于事故還原具有較好的準(zhǔn)確性。

表4 邊梁尺寸檢測結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對比

表5 地板撓度檢測結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對比 mm

2.5 碰撞模型響應(yīng)

2.5.1 車體變形及應(yīng)變響應(yīng)

列車撞擊站臺(tái)后,損傷最為嚴(yán)重的是前兩輛車,即A1車和B1車,其1位端和2位端位置如圖10所示,A1車的各關(guān)鍵部位塑性應(yīng)變分布如圖12所示。整車最大塑性應(yīng)變位于A1 車司機(jī)室處,其塑性應(yīng)變?yōu)?.86。從整體情況看,司機(jī)室塑性應(yīng)變區(qū)域較大。此外,司機(jī)室與乘客區(qū)連接處、空調(diào)安裝處、車鉤箱、端墻、枕梁均存在一定的塑性應(yīng)變。A1車車體各部位產(chǎn)生塑性應(yīng)變區(qū)域及最大塑性應(yīng)變見表6。

表6 A1車車體各部位產(chǎn)生塑性應(yīng)變區(qū)域及最大塑性應(yīng)變值

圖12 A1車車體各關(guān)鍵部位塑性應(yīng)變分布

B1車的各關(guān)鍵部位塑性應(yīng)變?nèi)鐖D13所示,B1車最大塑性應(yīng)變位于底架與1位端端墻連接處,其塑性應(yīng)變?yōu)?.34,B1車車體各部位產(chǎn)生塑性應(yīng)變區(qū)域及最大塑性應(yīng)變見表7。

表7 B1車車體各部位產(chǎn)生塑性應(yīng)變區(qū)域及最大塑性應(yīng)變值

圖13 B1車車體各關(guān)鍵部位塑性應(yīng)變分布

2.5.2 連接鉚釘應(yīng)力響應(yīng)

車輛連接鉚釘是車體各部位相互連接的重要連接件,根據(jù)鉚釘?shù)氖芰梢耘袛嘬圀w與其他部件的連接是否穩(wěn)定以及是否需要更換鉚釘。本文研究對象采用的是基于標(biāo)準(zhǔn)GB/T 870—1986《半沉頭鉚釘》,其材料為Q335鋼。鉚釘?shù)氖疽鈭D如圖14所示。

圖14 鉚釘示意圖

由于GB/T 870—1986標(biāo)準(zhǔn)中對Q355鋼鉚釘?shù)膹?qiáng)度校核未有明確規(guī)定,故本文參照GB 50017—2003《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》對鉚釘材料為BL2鋼情況下的強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行等效計(jì)算。BL2鋼屈服強(qiáng)度為215 MPa,則鉚釘?shù)脑S用拉應(yīng)力為215 MPa,最小許用剪應(yīng)力為155 MPa,最小許用擠壓應(yīng)力為240 MPa。令材料許用應(yīng)力與屈服強(qiáng)度之比為安全系數(shù),則拉伸安全系數(shù)kt為1,剪切安全系數(shù)ks為0.66,擠壓安全系數(shù)kp為1.12。鉚釘強(qiáng)度計(jì)算如下所示:

式中:σt為鉚釘所受拉應(yīng)力;Ft為鉚釘所受軸向拉力;τ為鉚釘所受剪應(yīng)力;Fs為鉚釘所受剪切力;σp為鉚釘所受擠壓應(yīng)力;σy為鉚釘所受許用應(yīng)力;A=為鉚釘桿橫截面積,Ap=dt鉚釘桿側(cè)面受壓面積在軸截面上的投影。

A1車和A2車底架側(cè)梁鉚釘區(qū)域分布示意圖如圖15所示,A2車無司機(jī)室部分。圖16顯示了A1車鉚釘最大應(yīng)力分布情況,由圖16可知,A1車底架側(cè)梁各部位鉚釘所受最大剪應(yīng)力為204.93 MPa,未超過許用剪應(yīng)力221.9 MPa;最大拉應(yīng)力和最大擠壓應(yīng)力分別為249.13 MPa和241.30 MPa,未超過許用拉應(yīng)力331.2 MPa和許用擠壓應(yīng)力496.8 MPa。根據(jù)現(xiàn)場事故圖片(圖17)及仿真結(jié)果,斷裂的鉚釘(位于H3區(qū)域)所受最大剪應(yīng)力不超過180.85 MPa,且斷裂處位于被連接板外部,故判斷該鉚釘并非由于受剪切力過大而斷裂。由仿真結(jié)果可知,事故發(fā)生時(shí),A1車與B1車2位側(cè)防爬器接觸后并未軸向壓縮,B1車防爬器失穩(wěn)彎曲并撞上A1車H3區(qū)域。由現(xiàn)場事故圖片可看到B1車1位側(cè)防爬齒上存在撞擊痕跡,與鉚釘尺寸較為吻合,故判斷鉚釘斷裂原因是B1車1位側(cè)防爬器撞擊導(dǎo)致。

圖15 底架側(cè)梁鉚釘區(qū)域分布俯視圖

圖16 A1車鉚釘最大應(yīng)力分布

圖17 事故現(xiàn)場圖片

B1車鉚釘最大應(yīng)力分布情況如圖18所示,由圖18可知,B1 車2 位側(cè)鉚釘所受平均最大剪切力較1位側(cè)大,這跟B1車1位端2位側(cè)與A1車2位端2位側(cè)接觸并碰撞并且B1車2位端防爬器發(fā)生變形情況相吻合。而在底架與枕梁連接處,2位側(cè)鉚釘所受平均最大拉應(yīng)力較1位端小,原因在于發(fā)生碰撞時(shí),A1車、C1車對B1車的力和B1車過曲線的離心力均指向曲線外,轉(zhuǎn)向架需向車體提供指向曲線內(nèi)側(cè)的力使其受力平衡,故底架與枕梁連接處1位側(cè)力大于2位側(cè)。整體上看,B1車2位端鉚釘受力較B1車1位端和A1車小。

圖18 B1車鉚釘最大應(yīng)力分布

3 車輛修補(bǔ)策略

根據(jù)碰撞事故還原獲得受損最為嚴(yán)重的A1車和B1車的塑形應(yīng)變,結(jié)合材料的斷裂應(yīng)變[15-16]可以判斷出車輛損傷的位置,提供準(zhǔn)確的車輛修補(bǔ)策略,如表8所示。若結(jié)構(gòu)的塑形應(yīng)變超過材料的斷裂應(yīng)變,則該區(qū)域應(yīng)該整體替換;若材料的塑形應(yīng)變超過0.5%,但未超過斷裂應(yīng)變,則采用修補(bǔ)技術(shù)。

表8 材料斷裂應(yīng)變

常見的增材修補(bǔ)技術(shù)有激光熔覆技術(shù)、新型冷焊技術(shù)、熱噴涂技術(shù)和電刷鍍技術(shù)等,激光熔覆技術(shù)具有冷卻速度快、熔覆粉末選擇范圍廣和熔覆層厚度范圍大等優(yōu)點(diǎn),適用于重載、大尺寸損傷件的再制造修復(fù);新型冷焊技術(shù)可保持基體無熱變形且修復(fù)層性能優(yōu)良;熱噴涂技術(shù)具有沉積效率高、對基體熱影響小、材料廣泛和易對基體進(jìn)行局部強(qiáng)化等優(yōu)點(diǎn);電刷鍍技術(shù)具有沉積速度快、鍍層厚度可控、殘余應(yīng)力及變形小等特點(diǎn),適用于內(nèi)孔類零件的再制造修復(fù)[17]。

針對列車的不同受損部位,采取不同的修補(bǔ)策略,對于A1車而言,各部分應(yīng)變最大區(qū)域的最大塑形應(yīng)變均超過材料的斷裂應(yīng)變,則應(yīng)該全部切除替換新的材料;對于B1車而言,底架、車頂和端墻應(yīng)變最大區(qū)域需要更換,側(cè)墻的最大塑形應(yīng)變沒有超過材料的斷裂應(yīng)變,可以采用熱噴涂技術(shù)進(jìn)行修補(bǔ)。

4 結(jié)論

本文利用有限元數(shù)值模擬對某地鐵列車碰撞事故進(jìn)行了還原,得到了在碰撞事故中車體的損傷情況,結(jié)果表明:

(1) 首先,在事故中頭車的車體損傷最為嚴(yán)重,其中司機(jī)室地板變形比較明顯。其次,前兩節(jié)車的端部變形也比較明顯,這是由于吸能防爬裝置不能承受非軸向載荷失穩(wěn)導(dǎo)致的。

(2) 車體連接處的鉚釘沒有發(fā)生因碰撞力導(dǎo)致的斷裂,A 車鉚釘斷裂原因?yàn)榕鲎策^程中B 車吸能防爬裝置垂向失穩(wěn)撞擊剪斷。

(3) 對于A1車和B1車損傷部位最大塑性應(yīng)變超過材料的斷裂應(yīng)變的結(jié)構(gòu),無法進(jìn)行修復(fù),而對于B1車的側(cè)墻而言,可以采取熱噴涂技術(shù)進(jìn)行修補(bǔ)。