陳佳明 朱 濤 肖守訥 陽(yáng)光武 楊 冰

(西南交通大學(xué)牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 610031, 成都)

一旦發(fā)生城市軌道交通列車碰撞事故,人員傷亡和財(cái)產(chǎn)損失難以估計(jì)。由此可見(jiàn),改善和提高城市軌道交通車輛的吸能防爬性能十分重要。吸能防爬器能吸收碰撞過(guò)程中產(chǎn)生的巨大能量,從而給司乘人員提供更大的生存空間,極大地降低碰撞造成的破壞。相較于壓潰式的吸能裝置,切削式的吸能防爬器通過(guò)金屬的摩擦、破裂和塑性變形綜合作用來(lái)吸收能量,吸能效果更具優(yōu)勢(shì)[1]。

現(xiàn)階段國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)于切削式防爬器的研究越來(lái)越深入,其中一部分學(xué)者的工作是對(duì)其結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì),對(duì)影響切削防爬器吸能特性的幾個(gè)重要參數(shù)進(jìn)行了對(duì)比,例如切削深度、切削圓心角、刀具前角、切削速度等等[2-4]。文獻(xiàn)[5]使用多元線性回歸模型研究參數(shù)擬合,探討不同參數(shù)對(duì)整體吸能的影響程度。一部分學(xué)者在現(xiàn)有切削式防爬器基礎(chǔ)上對(duì)其結(jié)構(gòu)進(jìn)行了改進(jìn)。文獻(xiàn)[6]設(shè)計(jì)了一種雙向沖擊承載能力更強(qiáng)的雙拉削式防爬器,通過(guò)試驗(yàn)對(duì)比了拉削形式對(duì)吸能的影響。為改善碰撞能量的優(yōu)化吸收,文獻(xiàn)[7]提出了將切削式防爬器設(shè)計(jì)成切削厚度漸變的形式。

對(duì)切削式防爬器的研究也暴露出一些問(wèn)題。一方面,切削式防爬器要求刀具材料及連接刀具的螺栓應(yīng)具有很高的抗沖擊性,一旦刀具在切削過(guò)程中脫落或破裂,就會(huì)使防爬器無(wú)法正常吸能,幾乎失去作用。文獻(xiàn)[6]中的試驗(yàn)即因發(fā)生此情況而失敗。在中車長(zhǎng)春軌道客車股份有限公司壓潰試驗(yàn)臺(tái)的切削防爬器試驗(yàn)中,也曾因刀具脫落而造成防爬器失效。另一方面,雙切削式防爬器極易出現(xiàn)內(nèi)部切屑在管內(nèi)堆積的情況,這會(huì)阻礙刀具向前運(yùn)行,并伴隨切削力到后期不斷增大的現(xiàn)象。對(duì)此,本文在現(xiàn)有切削式防爬器模型的基礎(chǔ)上,提出了兩種改進(jìn)的切削式防爬器,通過(guò)與文獻(xiàn)[2]的試驗(yàn)對(duì)比來(lái)驗(yàn)證模型建立方法的可靠性,并通過(guò)仿真來(lái)研究這兩種改進(jìn)切削式防爬器的吸能特性,以期為新型切削式防爬器的研發(fā)提供有價(jià)值的參考。

1 切削式防爬器的有限元模型及驗(yàn)證

1.1 材料模型

切削式防爬器的碰撞過(guò)程與材料的應(yīng)變率相關(guān)。一般防爬器使用的碳鋼屬于應(yīng)變率敏感型材料,其在不同的加載速度下的應(yīng)變率差異很大。為準(zhǔn)確模擬被切削材料在刀具的切割下產(chǎn)生塑性變形、切屑剝離的過(guò)程,有限元仿真模型采用結(jié)構(gòu)塑性動(dòng)力學(xué)領(lǐng)域應(yīng)用較廣的Johnson-Cook本構(gòu)模型(以下簡(jiǎn)稱“J-C模型”)。該模型與應(yīng)變率相關(guān),常用于結(jié)構(gòu)沖擊問(wèn)題,其等效流動(dòng)應(yīng)力表示為[8]:

(1)

式中:

σo——初始屈服應(yīng)力;

T——變形溫度;

To——室溫;

Tmelt——熔化溫度;

B——硬化模量;

n——加工硬化指數(shù);

C——依賴于應(yīng)變率的系數(shù);

m——熱軟化系數(shù)。

J-C模型中的碳鋼材料采用與文獻(xiàn)[7]相同參數(shù)的熱軋20鋼。模型中熱軋20鋼的參數(shù)為:σ0=280 MPa,B=480 MPa,n=0.23,C=0.016,m=1.83。J-C模型尺寸及碰撞工況也與文獻(xiàn)[7]相同。切削式防爬器有限元模型如圖1所示。

圖1 切削式防爬器有限元模型

1.2 仿真結(jié)果對(duì)比

根據(jù)仿真結(jié)果繪制切削力-位移仿真曲線,并與文獻(xiàn)[2]的試驗(yàn)曲線進(jìn)行對(duì)比。圖2為切削力-位移仿真曲線和試驗(yàn)曲線。

圖2 切削力-位移仿真曲線及文獻(xiàn)[2]的試驗(yàn)曲線

從圖2中可以看到,兩者的變化趨勢(shì)比較接近。其中:切削力峰值仿真值最大為716.0 kN,試驗(yàn)值為699.4 kN,相差2.31%;平均切削力仿真值為576.53 kN,試驗(yàn)值為583.23 kN,相差1.15%。此外,由計(jì)算可得,吸能量仿真值為154.23 kJ,試驗(yàn)值為151.64 kJ,相差1.68%?？梢?jiàn),J-C模型仿真值與文獻(xiàn)試驗(yàn)值非常接近,足以證明該建模方法的準(zhǔn)確性。

2 誘導(dǎo)槽對(duì)切削式防爬器的影響

2.1 誘導(dǎo)槽的設(shè)計(jì)

由圖2可知,在切削式防爬器刀具與被切削件剛接觸時(shí),存在著一個(gè)較大的峰值切削力。從仿真曲線可以看出,該峰值切削力出現(xiàn)在切削位移為35 mm左右的位置。為降低峰值切削力的影響,在距離刀具與被切削圓管接觸的部位35 mm附近設(shè)置4種不同類型的誘導(dǎo)槽結(jié)構(gòu),并對(duì)比其對(duì)峰值切削力及最終吸能的影響。其中,誘導(dǎo)槽1為3.0 mm(寬)×3.0 mm(深),誘導(dǎo)槽2為9.0 mm(寬)×3.0 mm(深),誘導(dǎo)槽3為6.0 mm(寬)×3.0 mm(深),誘導(dǎo)槽4為6.0 mm(寬)×1.5 mm(深)。誘導(dǎo)槽樣式如圖3所示。

圖3 誘導(dǎo)槽樣式示意圖

2.2 誘導(dǎo)槽的影響分析

防爬器參數(shù)選為:切削深度為3.0 mm,切削行程為260 mm,切削圓心角為30°,刀具個(gè)數(shù)為4,刀具前角為6°。在切削速度為5 m/s的工況條件下,對(duì)誘導(dǎo)槽不同的防爬器進(jìn)行切削仿真,并與無(wú)誘導(dǎo)槽防爬器進(jìn)行對(duì)比。

圖4為不同誘導(dǎo)槽設(shè)置情況的防爬器切削力-位移曲線。表1為誘導(dǎo)槽設(shè)置情況不同的防爬器切削力峰值情況,其中二次峰值力是指切削力初始峰值經(jīng)過(guò)誘導(dǎo)槽后的值。

表1 不同誘導(dǎo)槽設(shè)置情況的防爬器切削力峰值

圖4 不同誘導(dǎo)槽設(shè)置情況的防爬器切削力-位移曲線

由圖4可見(jiàn),誘導(dǎo)槽1和誘導(dǎo)槽2都對(duì)初始切削力峰值有削弱作用,誘導(dǎo)槽3的切削力初始峰值反而增大了,說(shuō)明誘導(dǎo)槽的深度宜不小于刀具的切削深度;當(dāng)誘導(dǎo)槽寬度從3.0 mm增至6.0 mm時(shí),切削力初始峰值隨之降低;當(dāng)誘導(dǎo)槽寬度從6.0 mm增至9.0 mm時(shí),切削力初始峰值又超過(guò)了無(wú)誘導(dǎo)槽的情況。此外,過(guò)寬的誘導(dǎo)槽還會(huì)導(dǎo)致切削力二次峰值的增大,表現(xiàn)為在刀具經(jīng)過(guò)誘導(dǎo)槽之后,后續(xù)的切削力波動(dòng)較大。故誘導(dǎo)槽并不是越寬越好,要根據(jù)實(shí)際情況設(shè)置合理值。根據(jù)該仿真情況,建議在切削速度為5 m/s時(shí),優(yōu)先選用寬度為6.0 mm左右的誘導(dǎo)槽,從而達(dá)到減小切削力的最優(yōu)結(jié)果。

3 蜂窩切削復(fù)合式防爬器

3.1 工作原理

為防止出現(xiàn)由刀具脫落或崩裂而造成切削式防爬器徹底失效的情況,在傳統(tǒng)切削式防爬器的后端增設(shè)鋁蜂窩結(jié)構(gòu),設(shè)計(jì)出蜂窩切削復(fù)合式防爬器。圖5為蜂窩切削復(fù)合式防爬器的結(jié)構(gòu)示意圖,圖6為蜂窩切削復(fù)合式防爬器的有限元模型。

a) 剖面視圖1

圖6 蜂窩切削復(fù)合式防爬器的有限元模型

蜂窩切削復(fù)合式防爬器的刀具通過(guò)螺栓連接在刀具安裝座上;被切削件外徑與刀具安裝座內(nèi)徑相配合,被夾持固定;刀具安裝座與鋁蜂窩套筒也通過(guò)螺栓相連。鋁蜂窩套筒內(nèi)的隔板截面為不規(guī)則多邊形,可以在套筒凹槽內(nèi)滑動(dòng)。被切削件后端緊貼隔板,隔板和鋁蜂窩套筒內(nèi)的空間根據(jù)吸能容量要求填充相應(yīng)規(guī)格鋁蜂窩。

蜂窩切削復(fù)合式防爬器工作原理為:當(dāng)碰撞發(fā)生之后,防爬齒受到?jīng)_擊首先向后退回,當(dāng)剪應(yīng)力超過(guò)被切削件材料的屈服極限后,被切削件開(kāi)始被刀具切削。同時(shí),被切削件退回撞到隔板,從而通過(guò)隔板擠壓套筒內(nèi)部的鋁蜂窩,鋁蜂窩開(kāi)始?jí)簼⑽?。在整個(gè)碰撞過(guò)程中,即使連接刀具的螺栓被剪斷,或者刀具斷裂失效,后端的鋁蜂窩也依然能發(fā)揮其吸能特性,對(duì)防爬器仍將起到被動(dòng)安全防護(hù)的作用。

3.2 與單一式蜂窩防爬器的吸能能力對(duì)比

單一式蜂窩防爬器多采用抽屜式結(jié)構(gòu),其有限元模型如圖7所示。

圖7 單一式蜂窩式防爬器的有限元模型

為了簡(jiǎn)化建模過(guò)程和減少仿真計(jì)算時(shí)間,將有限元模型中的蜂窩部分用dyna指令中119號(hào)材料beam梁?jiǎn)卧M,并按蜂窩的壓潰力與時(shí)間的曲線賦值該梁?jiǎn)卧我皇椒涓C防爬器和蜂窩切削復(fù)合式防爬器的平均壓潰力都設(shè)置為400 kN;除防爬齒外,其余的防爬器部分的長(zhǎng)度都設(shè)置為530 mm;仿真試驗(yàn)設(shè)置相同的碰撞工況——將防爬器固定,用剛性墻以5 m/s的速度進(jìn)行壓潰。

單一式蜂窩防爬器和蜂窩切削復(fù)合式防爬器的切削力仿真結(jié)果如圖8所示。根據(jù)仿真結(jié)果,蜂窩切削復(fù)合式防爬器的平均切削力高達(dá)968 kN,而單一式蜂窩防爬器的平均切削力僅為465 kN。

圖8 單一式蜂窩防爬器和蜂窩切削復(fù)合式防爬器的切削力仿真結(jié)果

經(jīng)分析,單一式蜂窩防爬器在前管走完行程,完全滑入后管之后,其內(nèi)部所填充的鋁蜂窩并不能被全部壓完,壓潰的蜂窩長(zhǎng)度也只是前管走過(guò)的那段行程長(zhǎng)度。與單一式蜂窩防爬器相比,在壓潰蜂窩長(zhǎng)度相同時(shí),蜂窩切削復(fù)合式防爬器除了以蜂窩壓潰吸能,還可切削吸能,故其吸能能力極為優(yōu)秀。

此外,蜂窩切削復(fù)合式防爬器除了在刀具失效后能保證被動(dòng)安全以外,在完成一次碰撞之后,還可以更換內(nèi)部被壓潰的蜂窩和被切削件,具有可重復(fù)利用的特性。

4 改進(jìn)的內(nèi)外雙切削式防爬器

4.1 工作原理

內(nèi)外雙切削式防爬器在防爬器被切削件的內(nèi)部和外部均布置刀具。在防爬器工作時(shí),外刀具切削被切削件的外表面切料,內(nèi)刀具切削被切削件的內(nèi)表面切料,從而在不增加切削深度的情況下,增大整個(gè)過(guò)程的切削力,從而改善防爬器的吸能能力。

文獻(xiàn)[8]設(shè)計(jì)并研究了一種新型的內(nèi)外雙拉削式防爬器。通過(guò)與單一的外拉削式防爬器對(duì)比,發(fā)現(xiàn)此類內(nèi)外雙拉削式防爬器不僅吸能能力更優(yōu),穩(wěn)定性也更好,抗雙向沖擊的能力也更強(qiáng)。然而,一般的內(nèi)外雙拉削式防爬器存在內(nèi)部切屑無(wú)法排出的問(wèn)題。內(nèi)部切屑不斷堆積在被切削管件內(nèi),阻礙了刀具向前的切削過(guò)程,造成后續(xù)切削力的增大。

鑒于文獻(xiàn)[8]的情況,本研究在單切削式防爬器的基礎(chǔ)上對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn),并在其前端增添一根導(dǎo)向管。該導(dǎo)向管前端與防爬齒相連,后端嵌入內(nèi)刀具,并與被切削件內(nèi)徑配合。通過(guò)該導(dǎo)向管,內(nèi)部切屑可從被切削件內(nèi),由前向后順利排出。

改進(jìn)后的內(nèi)外雙切削式防爬器切削過(guò)程如圖9所示。

a) 階段一

1)階段一。在碰撞發(fā)生后,受到撞擊的防爬齒向后退回,導(dǎo)向管也隨之后退,內(nèi)刀具開(kāi)始切削被切削件內(nèi)部。

2)階段二。當(dāng)內(nèi)刀具向后切削時(shí),被切削件在切削力的作用下也會(huì)有向后退的趨勢(shì);只要被切削件與安裝座上外刀具的接觸力達(dá)到一定值,就會(huì)觸發(fā)外刀具同時(shí)開(kāi)始切削,如圖9 b)所示。

3)階段三。外刀具繼續(xù)切削被切削件外部,直到完成整個(gè)切削過(guò)程。

由圖9 c)可以看到,內(nèi)部切屑可以從管內(nèi)順利排出,并不影響切削過(guò)程。

4.2 與單切削式防爬器的吸能性能對(duì)比

總吸能效率Itotal是衡量吸能防爬器結(jié)構(gòu)性能的重要指標(biāo)之一[8]。Itotal可綜合評(píng)估結(jié)構(gòu)吸能時(shí)載荷的波動(dòng)情況和結(jié)構(gòu)的有效利用程度。Itotal越高,則吸能結(jié)構(gòu)的載荷吸收越穩(wěn)定,而且更符合輕量化的要求。Itotal的值為:

(2)

式中:

Fa——平均切削力;

FP——峰值切削力;

LE——被切削件的有效切削長(zhǎng)度;

L——被切削件的總長(zhǎng)度。

通過(guò)有限元模型仿真模擬對(duì)改進(jìn)的內(nèi)外雙切削式防爬器在整個(gè)切削過(guò)程的切削力,結(jié)果如圖10所示。

圖10 改進(jìn)的內(nèi)外雙切削式防爬器在整個(gè)切削過(guò)程的切削力仿真結(jié)果

由圖10可見(jiàn),內(nèi)刀具切削力略小于外刀具切削力,在撞擊發(fā)生后兩者幾乎同時(shí)開(kāi)始切削,最終各自走完其切削行程。

雙切削形式防爬器的有效行程,應(yīng)為內(nèi)外刀具兩者切削的有效行程之和。內(nèi)外刀具切削的有效行程均為220 mm,引導(dǎo)管和被切削管的總長(zhǎng)為530 mm。兩種防爬器的吸能性能指標(biāo)如表2所示。

表2 兩種防爬器的吸能性能指標(biāo)

由表2可見(jiàn),與單切削式防爬器相比,雙切削式防爬器的Itotal提高了19.35%,說(shuō)明其載荷波動(dòng)更小,結(jié)構(gòu)的有效利用程度也更高。

5 結(jié)論

1) 通過(guò)在切削式防爬器出現(xiàn)峰值切削力的位置設(shè)置誘導(dǎo)槽,可以有效地降低該峰值切削力。誘導(dǎo)槽的深度最好不要小于切削深度,誘導(dǎo)槽的寬度并不是越寬越好。如果寬度過(guò)大,則會(huì)導(dǎo)致二次峰值切削力的增加,且刀具通過(guò)該誘導(dǎo)槽之后切削力會(huì)出現(xiàn)較大的波動(dòng)。建議在5 m/s的切削速度下,優(yōu)先選用6 mm左右的誘導(dǎo)槽寬度。

2) 與傳統(tǒng)的單一式蜂窩防爬器相比,本文提出的蜂窩切削復(fù)合式防爬器吸能能力明顯更優(yōu)越。

3) 蜂窩切削復(fù)合式防爬器在刀具出現(xiàn)脫落和崩裂時(shí),仍能靠?jī)?nèi)部蜂窩發(fā)揮其吸能效果。內(nèi)部蜂窩可改變吸能容量,與不同軌道交通車輛的吸能要求相匹配,適應(yīng)性較好。在該防爬器碰撞吸能之后,還能重新更換被切削件和內(nèi)部蜂窩,可重復(fù)利用性好。

4) 雙切削式防爬器具有更好的切削穩(wěn)定性,其Itotal比單切削式Itotal提高了16.2%。

5) 本文所改進(jìn)的雙切削式防爬器可將切屑從管內(nèi)順利排出,從而避免了切屑堆積所造成切削力不斷增大的后果。