高廣軍，舒康，關維元，于堯

(中南大學交通運輸工程學院，湖南 長沙 410075)

吸能結構是列車車輛耐撞性設計的關鍵結構，其在列車碰撞的過程中耗散了絕大部分的沖擊動能。許多研究人員對高速列車吸能結構的耐撞性進行了研究[1?3]。安裝在列車車輛上的吸能結構各式各樣，按其變形的形式可以分為軸向折疊(MAHDI等[4])，鼓脹(CHOI等[5])，撕裂(LI等[6])，反向拉伸(NIKNEJAD 等[7])以及切削(GUAN 等[8?10])。其中收縮式吸能結構由于能夠產生穩(wěn)定的縱向變形，且收縮后的結構還能承受一定的彎矩，因此可直接應用于列車吸能防爬器設計中。YAO 等[11]從鐵路車輛能量吸收和過載保護的角度，提出了一種新型直錐形收縮(STS)圓管吸能結構，并研究了管壁厚(t)，傾斜角(α)和管長度(L)等幾何參數(shù)對最大撞擊力(Fmax)和比吸能(SEA)的影響。標準EN 15227[12]提出了驗收情景1 的首要標準限制條件，當撞擊點初始垂直偏移為40 mm 時，減速度必須小于5g和生存空間不能減小。YAO 等[13]進行了不同水平偏置下地鐵車輛蜂窩式吸能結構偏心碰撞的仿真計算與分析。相關研究人員對傾斜載荷下吸能結構的吸能特性也展開了研究。OTHMAN等[14]提出了一種新型的泡沫填充橢圓管(FET)，其研究結果表明FET 管在斜向沖擊載荷下具有更好的耐撞性。亓昌等[15]通過試驗和數(shù)值仿真，對傾斜載荷下錐形多胞薄壁管的耐撞性展開了研究。相關研究人員對吸能防爬器結構的耐撞性也展開了研究，張斌瑜等[16]提出了一種帶孔槽形狀的吸能防爬器，并對孔槽形狀設計參數(shù)進行了優(yōu)化設計，提升了吸能防爬器的耐撞性。本文提出用于列車車輛的收縮管吸能防爬器，通過試驗和數(shù)值仿真方法，研究該吸能結構在垂向偏心40 mm 和水平偏心40%D(其中收縮管吸能防爬器撞擊端防爬結構水平寬度D=520 mm)下2車對撞以及臺車撞擊傾斜10°剛性墻場景下的吸能特性，并研究結構參數(shù)設計對吸能特性的影響規(guī)律。

1 研究方法

1.1 耐撞性評估指標

需要通過耐撞性參數(shù)來定量評估收縮管吸能防爬器的耐撞性。本文使用了以下5 個指標參數(shù)：總吸能量(EA)，比吸能(SEA)，平均撞擊力(MCF)，峰值撞擊力(PCF)和最大撞擊力Fmax(GAO 等[17]，KAMRAN等[18]，TAGHIPOOR等[19])。

EA 表示吸能結構在列車碰撞變形過程中吸收的總能量，公式表示為：

式中：F(l)為撞擊力關于時間的函數(shù)；l為有效吸能行程。

比吸能SEA 是一個重要的耐撞性評價參數(shù)，SEA 是指吸能結構單位質量吸收的能量，公式表示為：

式中：Wm，ρ，ld，rd，t分別是收縮圓管的質量、密度、長度、內徑和壁厚。

峰值力PCF 是指變形過程中出現(xiàn)的最大撞擊力。

平均撞擊力MCF在給定有效吸能行程l時可公式表示為：

1.2 幾何描述

本文所提出的收縮管吸能防爬器包含以下6個部分：底座、支撐管、連接板、吸能座、吸能管和防爬齒，該吸能結構各部分結構參數(shù)尺寸如圖1所示。關于其內部結構和吸能機理需要特別說明的是，如圖1(c)所示，吸能管盈虧量為2 mm，碰撞時吸能管受到軸向力，當吸能管大端進入吸能座圓錐面時，吸能管大端受到徑向擠壓變形，其外表面與吸能座圓錐面產生摩擦，吸能耗散。該結構在列車實際應用中的安裝方式如圖2(a)所示，該吸能結構安裝在列車車頭端部。本文通過數(shù)值仿真模擬了2輛相同的裝有該吸能結構的臺車車輛垂向和水平偏心碰撞場景，垂向偏心距和水平偏心距分別表示為h和d。同時通過數(shù)值仿真模擬了裝有該吸能結構的臺車車輛碰撞傾斜剛性墻的場景。具體場景分別如圖2(b)，2(c)和2(d)所示。

圖1 吸能結構各部分尺寸Fig.1 Size of each part of the energy absorption structure

圖2 列車吸能結構安裝及碰撞場景示意圖Fig.2 Installation of energy absorption structure and collision scenes for trains

1.3 試驗及有限元模型驗證

1.3.1 準靜態(tài)拉伸試驗

本文所提出的收縮管吸能防爬器的吸能管選用AISI 1020 鋼材，通過準靜態(tài)拉伸試驗獲取了該材料的本構模型。如圖3(a)所示，按照標準GB/T 228.1?2010(ISO 6892?1:2009，修改版)(GB/T 228.1?2010)，采用MTS 647液壓楔形夾持拉伸試驗機對AISI 1020 鋼材進行準靜態(tài)拉伸試驗，試驗拉伸的速度為2 mm/min。試驗斷裂試樣如圖3(b)所示，標準尺寸的材料試樣示意圖如圖3(c)所示。

圖3 準靜態(tài)試驗裝置及試件尺寸Fig.3 Quasi-static test device and specimen size

圖3(c)中，d0：原始直徑12.5 mm；d1：夾持部分直徑20 mm；l0：原始標距長度60 mm；lc：平行段長度75 mm；lt：總長度200 mm；lg：夾持部分長度50 mm；R：圓角半徑20 mm。

收縮管吸能防爬器中吸能管有限元模型選用“Mat.03 分段線性塑性”材料與AISI 1020 鋼材對應，其中材料密度ρ=7 850 kg/m3，楊氏模量E=210 GPa，泊松比值ν=0.3。AISI 1020 鋼的具體材料參數(shù)如表1所述。

表1 AISI 1020鋼管的材料參數(shù)Table 1 Material parameters of AISI 1020 steel tube

1.3.2 有限元模型

將用于評估實驗室條件下吸能結構動態(tài)沖擊性能的標準試驗臺車引入了有限元模型，在顯式有限元軟件LS-DYNA(Hallquist[20])仿真平臺中進行收縮管吸能防爬器的臺車碰撞試驗，以滿足歐洲鐵路標準EN 15227[12]的鐵路車輛的耐撞性要求。收縮管吸能防爬器及標準試驗臺車有限元模型如圖5 所示，臺車有限元模型質量為26.1 t，保證了有限元模型臺車重量和實際臺車重量保持一致。吸能圓管采用“Mat.03 分段線性塑性”材料，吸能座和支撐管采用“Mat.01 分段線性塑性”材料，其他部分使用“Mat.020剛性”材料。

圖4 吸能結構及碰撞試驗臺車有限元模型Fig.4 Finite element model of energy absorption structure and impact test trolley

1.3.3 臺車沖擊試驗及有限元模型驗證

為了驗證收縮管吸能防爬器有限元模型的正確性，進行了臺車沖擊試驗。沖擊試驗在中南大學碰撞試驗臺進行，其中，碰撞試驗臺主要設備由6 部分組成：沖擊試驗臺車、軌道、高速攝影儀、測速儀、剛性墻以及車載加速度傳感器等。沖擊試驗工況為：臺車質量為26.1 t，試驗臺車沖擊速度v為6 m/s。收縮管吸能防爬器臺車沖擊試驗碰撞前后具體場景如圖5所示。

圖5 吸能結構沖擊試驗前后場景Fig.5 Scenes before and after the impact test of the energy absorption structure

仿真計算與上述沖擊試驗工況保持一致。收縮管吸能防爬器的仿真與實驗力?位移曲線對比如圖6(a)所示，可以看出，由仿真得到的力?位移曲線與試驗的力?位移具有相同的變化特征，試驗與仿真的變形模式如圖6(c)和6(d)所示，吻合良好，其中圖6(b)為仿真變形局部放大圖。最終計算了試驗結果與數(shù)值仿真結果之間的EA和MCF的相對誤差，試驗和仿真的EA 依次為454 kJ 和450 kJ，MCF 依次為969 kN 和970 kN，試驗和仿真的EA和MCF的相對誤差分別為0.881%和0.103%。上述誤差很小，足以說明數(shù)值仿真結果與試驗一致。

圖6 試驗與仿真計算的力-位移曲線及變形模式Fig.6 Force-displacement curves and deformation mode of test and simulation

2 參數(shù)分析

2.1 吸能管壁厚t對吸能特性的影響

保持該結構其他原始設計尺寸不變的前提下，設定吸能管壁厚t依次為9，11，13 和15 mm，研究上述不同壁厚厚度下該吸能結構在不同碰撞工況下的耐撞性，以及吸能管壁厚t的變化對吸能特性的影響。不同壁厚厚度下該吸能結構在不同碰撞工況下的力位移曲線如圖7所示。

圖7(a)所示為正心碰撞工況下不同壁厚t吸能結構的力?位移曲線，不同壁厚t吸能結構撞擊力曲線變化趨勢大致相同，各條曲線在位移約20 mm時出現(xiàn)初始峰值力后整體波動較小，有明顯的平臺力作用階段，且隨著壁厚t增加，對應的峰值力PCF和平臺力MCF也隨之增加。另外，3種非正心碰撞工況下撞擊力曲線變化規(guī)律與正心碰撞類似。

圖7 不同吸能管壁厚t吸能結構在不同碰撞工況下的力?位移曲線Fig.7 Force-displacement curves of energy absorption structures with different wall thicknesses t of energy absorption tubes under different collision conditions

對不同壁厚t吸能結構在不同碰撞工況下的耐撞性參數(shù)SEA和PCF展開了研究，圖8所示為其在不同碰撞工況下的耐撞性參數(shù)。對于正心碰撞、傾斜10°碰撞和水平偏心40%D碰撞工況，SEA 隨著吸能管壁厚t的增加而增加，對于垂向偏心40 mm 碰撞工況下，SEA 隨著吸能管壁厚t的增加而減少。對于正心碰撞和傾斜10°碰撞工況，PCF隨著吸能管壁厚t的增加而增加。

圖8 不同吸能管壁厚t吸能結構在不同碰撞工況下的耐撞性指標參數(shù)Fig.8 Crashworthiness index parameters of energy absorption structures with different wall thicknesses t of energy absorption tube under different collision conditions

2.2 吸能管小端外徑Ld對吸能特性的影響

保持該結構其他原始設計尺寸不變的前提下，設定吸能管小端外徑Ld依次為100，102，104，106，108 和110 mm，研究上述不同吸能管小端外徑Ld吸能結構在不同碰撞工況下的耐撞性，以及吸能管小端外徑Ld的變化對吸能特性的影響。不同吸能管小端外徑Ld吸能結構在不同碰撞工況下的力位移曲線如圖9所示。

圖9(a)所示為正心碰撞工況下吸能管小端外徑Ld吸能結構的力-位移曲線，當Ld為100～108 mm時，各條力?位移曲線變化趨勢基本相同，當位移約為20 mm時，撞擊力曲線出現(xiàn)峰值力，且隨后有穩(wěn)定的平臺力作用階段，隨著Ld的增加，相應的PCF和MCF 變化不大；當Ld為110 mm 時，其撞擊力曲線出現(xiàn)了較大的峰值力和最大撞擊力，沒有穩(wěn)定的平臺力作用階段。另外，3 種非正心碰撞工況下撞擊力曲線的變化規(guī)律與正心碰撞類似。

圖9 不同吸能管小端外徑Ld吸能結構在不同碰撞工況下的力?位移曲線Fig.9 Force-displacement curves of energy absorption structures with different outer diameter Ld of small end of energy absorption tubes under different collision conditions

對不同吸能管小端外徑Ld吸能結構在不同碰撞工況下的耐撞性參數(shù)SEA 和PCF 展開了研究，如圖10 所示為其在不同碰撞工況下的耐撞性參數(shù)圖?？傮w來看，SEA 隨著吸能管小端外徑Ld的增加而有增有減，其中對于正心碰撞、傾斜10°碰撞和水平偏心40%D碰撞工況，當Ld由108 mm 增加到110 mm 時，其對應的SEA 和PCF 有一個較大的增加。

圖10 不同吸能管小端外徑Ld吸能結構在不同碰撞工況下的耐撞性指標參數(shù)Fig.10 Crashworthiness index parameters of energy absorption structures with different outer diameter Ld of small end of energy absorption tubes under different collision conditions

3 結論

1) 收縮管吸能防爬器適用于較大偏心距對撞和傾斜碰撞工況，收縮變形穩(wěn)定，均勻吸能耗散，且其撞擊力曲線均有穩(wěn)定的平臺力作用階段。

2)吸能管壁厚t對吸能特性的影響：對于正心碰撞、傾斜10°碰撞和水平偏心40%D碰撞工況，SEA 隨著吸能管壁厚t的增加而增加；對于正心碰撞和傾斜10°碰撞工況，PCF 隨著吸能管壁厚t的增加而增加。吸能管小端外徑Ld對吸能特性的影響：SEA 隨著吸能管小端外徑Ld的增加而有增有減；吸能管小端外徑Ld對PCF 影響不大。兩者比較而言，吸能管壁厚t對吸能特性影響更為明顯。