朱宇，張樂樂，竇偉元，張海峰

(1.北京交通大學(xué)機(jī)械與電子控制工程學(xué)院，北京，100044；2.北京交通大學(xué)軌道車輛運(yùn)用工程國家國際科技合作基地，北京，100044；3.中車長春軌道客車股份有限公司，吉林長春，130062)

據(jù)不完全統(tǒng)計(jì)，列車碰撞事故中發(fā)生爬車現(xiàn)象將使傷亡率提高20 倍。安裝于列車端部的防爬器是列車特有的被動(dòng)安全結(jié)構(gòu)之一，發(fā)生碰撞車鉤裝置剪斷后，兩相撞列車的防爬器前端齒板先嚙合以限制兩車的相對(duì)位移、防止發(fā)生爬車事故，并盡可能地將車輛限制在軌道上以保證車體結(jié)構(gòu)沿縱向有序變形，有利于車輛多級(jí)吸能裝置逐級(jí)發(fā)揮作用，保護(hù)乘員的生命安全[1]。

軌道車輛車端吸能裝置類型豐富，軌道車輛防爬器作為列車車端吸能裝置之一，按照其吸能部變形模式可以分為壓潰式[2]、膨脹式[3]及切削式[4]3 種，其中，壓潰式防爬器通過防爬器吸能部的塑性變形吸收能量，吸能穩(wěn)定但偏置工況下易發(fā)生軸向失穩(wěn)、吸能效果明顯下降；膨脹式防爬器通過管材的擴(kuò)脹及氣體膨脹吸收能量，在碰撞發(fā)生時(shí)，很難有效地控制其吸收的能量范圍，具有阻抗力水平低、吸能容量小等缺點(diǎn)；切削式防爬器通過金屬在切削過程中所產(chǎn)生的摩擦、塑性變形和撕裂來耗散能量，存在對(duì)材料要求較高且利用率低等缺點(diǎn)。相比較而言，壓潰式防爬器應(yīng)用更為成熟，其不足之處在于碰撞瞬間減速度峰值較大，易造成乘客在車內(nèi)的二次碰撞，且橫向剛度過小，易在非對(duì)心碰撞時(shí)發(fā)生軸向失穩(wěn)。為了兼顧高吸能效率與低沖擊力峰值，壓潰式吸能結(jié)構(gòu)的創(chuàng)新主要在改變截面形狀、設(shè)計(jì)誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)這兩方面[5]。NIA等[6-7]運(yùn)用仿真和實(shí)驗(yàn)的方法，對(duì)比了多種簡單截面管和多胞多邊形管在軸向載荷下的壓縮行為，發(fā)現(xiàn)多胞結(jié)構(gòu)擁有更高的吸能效率，且仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本一致；LI等[8]在圓管上挖孔或橫向槽以作為弱剛度的誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)，發(fā)現(xiàn)能夠有效降低初始峰值力；MA 等[9]提出了一種可折返三角形填充管，利用內(nèi)凹三角形來吸收能量，實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)這種填充結(jié)構(gòu)比泡沫填充的比吸能提升了17.23%，峰值力降低了5.04%，且數(shù)值仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致；WANG 等[10]提出了一種由不規(guī)則蜂窩板(2D-Voronoi)卷成的吸能圓管，并研究其在軸壓載荷下的吸能性能和變形行為以及受壁厚徑比、晶胞不規(guī)則度、密度等因素的影響情況，發(fā)現(xiàn)隨著胞元不均勻度的降低，結(jié)構(gòu)的吸能水平略有提高，變形也更充分；ABDULLAHI等[11]提出了一種用2D-Voronoi 填充的二維正方形拉伸方管，并設(shè)置6組試驗(yàn)與相同胞元數(shù)的規(guī)則多胞元方管對(duì)比，發(fā)現(xiàn)這種新型方管的峰值載荷比同尺寸下規(guī)則多胞元方管的要小，吸能效率也更高，但抗彎性能有所下降。除此之外，3D-Voronoi結(jié)構(gòu)也被應(yīng)用于吸能結(jié)構(gòu)中，通過梯度設(shè)計(jì)胞元層密度來實(shí)現(xiàn)更優(yōu)的吸能[12]。

傳統(tǒng)防爬器多采用矩形、梯形橫向齒的防爬齒板，在列車相撞時(shí)可以防止列車垂向的位錯(cuò)，即防止爬車，但它不利于抑制由列車振動(dòng)、通過曲線或者蛇行運(yùn)動(dòng)碰撞時(shí)產(chǎn)生的垂向及非垂向偏差[13]。其中，非垂向偏差完全靠兩相撞列車防爬齒板間的摩擦進(jìn)行約束，此時(shí)防爬齒板受到非對(duì)心載荷，將產(chǎn)生較大彎矩作用于吸能管，使得吸能管發(fā)生整體屈曲失穩(wěn)而非漸進(jìn)屈曲，致使其吸能效率進(jìn)一步降低，且隨著偏載的加劇導(dǎo)致吸能管完全失效。為解決該問題，修瑞仙等[14]提出了一種棱臺(tái)型齒棋盤式對(duì)稱排列的全向防爬齒板，但該結(jié)構(gòu)由于撞擊偏差的不確定性并不能確保始終嚙合，且防爬齒頂部為平面，引導(dǎo)對(duì)中困難；王文斌等[15]則提出了一種由四棱錐型凸齒和凹齒相互交錯(cuò)排布的棋盤式全向防爬結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)能夠很好地引導(dǎo)嚙合并對(duì)中，但嚙合后的穩(wěn)定性不足，在擾動(dòng)的情況下易脫齒。

綜上可知，防爬器的接觸齒嚙合和吸能2部分結(jié)構(gòu)在功能上相互影響，在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)上需平衡兩者的作用以實(shí)現(xiàn)耦合防爬和耐撞性的良好功能。因此，本文作者提出一種基于Voronoi 構(gòu)型的吸能管，以截面多邊形胞元的參數(shù)控制結(jié)構(gòu)剛度和耐撞性并實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)，配合防爬器端面四棱錐-方柱型齒、棋盤式交錯(cuò)布局的防爬齒板結(jié)構(gòu)形成新型的全向防爬器，實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)兼顧穩(wěn)定全向防爬和大吸能閾值下高載荷效率的功能，并依據(jù)標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)碰撞場景，建立有限元模型，在LSDYNA 求解器中仿真碰撞過程中新型防爬器的整體力學(xué)響應(yīng)，分析評(píng)估結(jié)構(gòu)的防爬和耐撞性的耦合性能。

1 設(shè)計(jì)方法

本文提出的基于Voronoi 構(gòu)型吸能管的設(shè)計(jì)基本思路為采用仿生的稀疏孔洞(泰森多邊形)結(jié)構(gòu)形式[16]，通過調(diào)整參數(shù)控制結(jié)構(gòu)的剛度和耐撞性，以結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和碰撞過程聯(lián)合仿真的方法實(shí)現(xiàn)優(yōu)化。全向防爬齒板的設(shè)計(jì)則受啟發(fā)于靜摩擦?xí)r兩接觸表面微觀上的凹凸不平現(xiàn)象，由功能需求出發(fā)進(jìn)行結(jié)構(gòu)及尺寸的設(shè)計(jì)，最終聯(lián)合動(dòng)力學(xué)仿真實(shí)現(xiàn)優(yōu)化?；赩oronoi 吸能管及全向防爬齒板的設(shè)計(jì)流程如圖1所示。

圖1 Voronoi吸能管及全向防爬齒板設(shè)計(jì)流程圖Fig.1 Design flow chart of Voronoi energy absorption tube and anti-omnidirectional displacement front panel

1.1 Voronoi構(gòu)型設(shè)計(jì)與優(yōu)化

ABDULLAHI等[11]研究發(fā)現(xiàn)，胞元數(shù)越多、大小越均勻，方管填充Voronoi 胞元的吸能效率越高。因此，為保證Voronoi 胞元(種子)的隨機(jī)性，對(duì)初始均勻分布的n2個(gè)種子施加任意方向值為Δ的擾動(dòng)，以得到隨機(jī)的種子新坐標(biāo)(x′i，y′i)，其計(jì)算公式如下：

式中：α為控制胞元不規(guī)則度的參數(shù)[17]，在2D-Voronoi結(jié)構(gòu)生成部分，α∈(0，100)，α越小(趨于0)，胞元形狀越規(guī)則，各胞元越均勻(當(dāng)α=0時(shí)，胞元呈正六邊形蜂窩結(jié)構(gòu))；α越大(趨于100)，胞元形狀越不規(guī)則，各胞元大小差異越大；δ0為兩相鄰胞元中種子的最小距離；A為n2個(gè)胞元所組成的總面積。

設(shè)置總面積A相同、參數(shù)n2和α不同的3 種吸能管模型，分別記為V-a(n2=225，α=50)，V-b(n2=324，α=50)和V-c(n2=324，α=20)，其2D-Voronoi對(duì)比圖如圖2所示。

圖2 3種吸能管模型的2D-Voronoi結(jié)構(gòu)Fig.2 2D-Voronoi structure of three energy absorption tubes

1.2 Voronoi吸能管結(jié)構(gòu)耐撞性的仿真評(píng)估

Voronoi 新型吸能管長度l為200 mm，直徑d為60 mm，質(zhì)量m為537 g，采用鋁合金Al 3003 H12 材質(zhì)，其基本參數(shù)如表1 所示。傳統(tǒng)圓管Cy和3種Voronoi吸能管的厚度和模型單元數(shù)量如表2所示，其壓縮仿真示意圖如圖3所示。

圖3 吸能管壓縮示意圖Fig.3 Schematic diagram of compressing energy absorption tube

表1 吸能管材料參數(shù)Table 1 Energy absorption tube material parameters of energy absorption tubes

表2 有限元模型的厚度和單元數(shù)Table 2 Basic information of finite element model

碰撞過程t=8 ms和22.5 ms時(shí)刻的軸向(Z向)應(yīng)力云圖如圖4所示。由于底部被固定，吸能管自沖擊端漸次折疊變形，壓縮過程中的最大應(yīng)力均出現(xiàn)在折皺上。手風(fēng)琴模式的漸進(jìn)屈曲變形是理想的屈曲模式[18]，從圖4 可見，除了圓管Cy 為手風(fēng)琴模式和鉆石模式混合的屈曲變形，其他3 種Voronoi吸能管均為手風(fēng)琴模式的屈曲變形。

圖4 吸能管軸向壓縮仿真過程對(duì)比Fig.4 Comparison of axial compression process of energy absorption tube

圖5 所示為4 種吸能管壓縮時(shí)的力與行程曲線?？梢姡? 種吸能管的初始峰值力相近，均在130 kN 左右，但是Voronoi 吸能管由于胞元的存在，壓縮力更為穩(wěn)定。其中，V-c吸能管的平均壓縮力最高，因而其吸能量也最大，V-b吸能管的次之，V-a吸能管的最小。Voronoi吸能管的吸能效果提升的原因是：薄壁管的吸能主要來源于折線處塑性鉸彎折、壁面薄膜應(yīng)變以及折線掃過壁面的曲率變化3 種機(jī)制[19]，相比于簡單圓管，Voronoi吸能管內(nèi)部填充了Voronoi 多邊形胞元，其胞元壁類似于初始折線在變形過程中具有移動(dòng)折線作用[20]，從而提升了吸能效果。4種吸能管壓縮變形對(duì)比如圖6所示?？梢姡核苄宰冃味嗉性诠鼙谶B接處，隨著管壁上相接的胞元壁增多，Voronoi 吸能管上每一層的主要變形的折皺層數(shù)也增多。這是因?yàn)?，引入胞元后，為保持結(jié)構(gòu)質(zhì)量一致，胞壁的厚度減小，削弱了單個(gè)塑性鉸彎折的變形吸能，但是這也大大縮短了胞壁變形的半折疊波長，折疊的單元數(shù)更多，因而Voronoi 吸能管上所形成的折皺層也更多。由圖6可知，在4種吸能管均完全壓潰的情況下，V-c吸能管所形成的折皺層為13層，比V-b 吸能管(11 層)和V-a 吸能管(10 層)的多，且由于胞元更加均勻，折皺變形相互影響較小，因而V-c 的吸能效果最佳。由此可見：適度增加Voronoi胞元數(shù)和提高Voronoi胞元的規(guī)則度可以提升Voronoi吸能管的吸能效果。

圖5 力與壓縮行程關(guān)系曲線Fig.5 Relationship between force and compression displacement

圖6 4種吸能管壓縮變形對(duì)比Fig.6 Comparison of compression deformation of four energy absorption tubes

2 防爬器有限元模型與碰撞場景

圖7所示為新型防爬器的結(jié)構(gòu)，包括全向防爬齒板、吸能管×4、導(dǎo)向管A、導(dǎo)向管B×4 及安裝座。全向防爬齒板如圖8所示，它由安裝板、四棱錐-方柱型防爬凸齒及防爬凹槽3 部分組成，其中防爬凸齒在安裝板上呈棋盤式交錯(cuò)分布，長方體型的防爬凹槽則由其四周防爬凸齒的4 個(gè)棱面圍成。相比于防爬凸齒，防爬凹槽在安裝板上的投影面積更大，且深度大于防爬凸齒中四棱錐型齒的高度，以確保穩(wěn)定嚙合，更利于引導(dǎo)對(duì)中。對(duì)于結(jié)構(gòu)尺寸，單個(gè)防爬器的長×寬×高為600 mm×500 mm×500 mm[21]，吸能管直徑為100 mm，長度為500 mm。該防爬器以車體中心(軌道平面)為對(duì)稱點(diǎn)安裝在車體兩端，保障了在無需公母配合的情況下，列車對(duì)撞、追尾等事故中防爬器嚙合的有效性。

圖7 防爬器剖視圖Fig.7 Section view of anti-climber

圖8 全向防爬齒板Fig.8 Anti-omnidirectional displacement front panel

對(duì)模型以節(jié)點(diǎn)耦合的形式簡化連接，建立如圖9所示的兩防爬器對(duì)撞有限元模型，整個(gè)模型均采用Belytschko-Tsay 四節(jié)點(diǎn)薄殼單元。吸能管和導(dǎo)向管采用分段線性彈塑性材料模型(*MAT_PIECEWISE__LINEAR_PLASTICITY)；由于全向防爬齒板和安裝座材料的強(qiáng)度及結(jié)構(gòu)剛度較大，變形較小故采用剛體材料模型(*MAT_RIGID)。有接觸關(guān)系的各零件采用自動(dòng)面面接觸或自動(dòng)單面接觸，同時(shí)考慮摩擦影響，結(jié)構(gòu)中相配合表面的動(dòng)靜摩擦因數(shù)分別為0.10和0.15；無配合關(guān)系接觸表面的動(dòng)靜摩擦因數(shù)分別為0.15 和0.20[22]。根據(jù)EN 15227—2008[23]等列車耐撞性相關(guān)評(píng)估標(biāo)準(zhǔn)，在列車速度大于25 km/h 時(shí)，剛度為“弱—強(qiáng)—弱”的車體結(jié)構(gòu)將參與吸能，因此，依據(jù)同類型C-II車輛碰撞仿真要求設(shè)計(jì)碰撞場景如下：運(yùn)動(dòng)端防爬器以質(zhì)量單元形式附加整車質(zhì)量47 t，以縱向25 km/h 的初速度及一定偏置量撞擊另一安裝座固定在剛性墻上的防爬器。防爬器有限元模型的基本信息見表3。

圖9 防爬器有限元模型及碰撞場景Fig.9 Finite element model and collision scene of anticlimber

表3 防爬器有限元模型的基本信息Table 3 Basic information of finite element model of anti-climber

考慮到由列車振動(dòng)、通過曲線或者蛇行運(yùn)動(dòng)碰撞時(shí)產(chǎn)生的垂向及非垂向偏差，設(shè)計(jì)水平、垂直及傾斜3個(gè)偏置參數(shù)[22]，共7種工況的仿真參數(shù)如表4所示。

表4 防爬器仿真工況Table 4 Collision simulation condition of anti-climber

3 碰撞過程仿真與性能分析

3.1 防爬與吸能相互作用的碰撞過程

防爬器的防爬和吸能2部分結(jié)構(gòu)在功能上是相互影響的，以工況C-4單向垂直偏置25 mm為例分析防爬與吸能相互作用的碰撞過程，工況C-4碰撞過程中等效應(yīng)力云圖以及撞擊力-時(shí)間曲線分別如圖10和圖11所示。從圖10可知：吸能管完全壓潰時(shí)間在140 ms 左右。新型防爬器在撞擊時(shí)能夠很好地引導(dǎo)對(duì)中并穩(wěn)定嚙合，且在抗彎導(dǎo)向管的共同作用下，吸能管以圓環(huán)模式穩(wěn)定地漸進(jìn)屈曲變形。

圖10 工況C-4的碰撞過程等效應(yīng)力云圖Fig.10 Equivalent stress cloud of during collision process of case C-4

圖11 工況C-4的撞擊力-時(shí)間曲線Fig.11 Curves of impact force and time of case C-4

取工況C-4 下靜止端防爬器安裝座上的邊界力，根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)EN15227，對(duì)仿真曲線在LS-PrePost的SAE 濾波器中進(jìn)行180 Hz 的低通濾波。從圖11可見：兩防爬器水平撞擊力幾乎為0 kN，遠(yuǎn)小于縱向撞擊力。運(yùn)動(dòng)端防爬器縱向撞擊靜止端防爬器時(shí)，受靜止端防爬器棱錐齒的引導(dǎo)，垂直方向存在相對(duì)分速度，并在撞擊開始后約3.6 ms完全嚙合，垂向相對(duì)運(yùn)動(dòng)消失。此時(shí)，垂向力達(dá)到最大值，為了區(qū)別于撞擊方向初始峰值力，稱此力為初始垂向峰值力。該初始垂向峰值力在實(shí)際碰撞中起到擺正車體的作用，引導(dǎo)擺正之后，后續(xù)撞擊力明顯降低。近吸能管壓潰時(shí)，兩防爬齒板的分離趨勢進(jìn)一步增大，故垂向撞擊力增大以阻止防爬器的分離。

對(duì)于縱向撞擊響應(yīng)，由于兩防爬器起始時(shí)存在一定間隙，在碰撞開始1.5 ms時(shí)，分屬于兩防爬器防爬凸齒的棱錐部分相接觸，受錐齒斜面引導(dǎo)，在達(dá)到最大撞擊力前，存在縱向“預(yù)峰值力”，為203.4 kN。隨著棱錐齒完成引導(dǎo)，約5.1 ms時(shí)，防爬凸齒撞擊另一防爬器防爬凹槽，縱向撞擊力達(dá)到最大值(即初始峰值力)。除此之外，由于分屬于兩防爬器的吸能管相撞時(shí)形成塑性鉸不同，在約103 ms時(shí)，靜止端防爬器的吸能管先被完全壓潰，進(jìn)一步壓縮后運(yùn)動(dòng)端防爬器的吸能管才開始漸進(jìn)變形，因而撞擊力在此刻出現(xiàn)較大波動(dòng)。也正因?yàn)槔忮F段的引導(dǎo)以及兩對(duì)撞吸能管形成塑性鉸的差時(shí)效應(yīng)，初始峰值力降為841.0 kN，且低于平均撞擊力876.3 kN。至完全壓潰(約140 ms)，與運(yùn)動(dòng)端防爬器相接的車體最大減速度為3.2g(g為重力加速度)，平均減速度為1.86g，均遠(yuǎn)低于王存義等[24]建立的頭部損傷標(biāo)準(zhǔn)(HIC)、胸部3 ms加速度損傷判據(jù)，極大地降低了乘客在車內(nèi)二次碰撞所受的傷害。

3.2 不同偏置下結(jié)構(gòu)的性能分析

防爬器的防爬性能為防爬齒板和吸能管相互作用的結(jié)果，在所設(shè)計(jì)的7個(gè)碰撞工況下，防爬齒板均能穩(wěn)定嚙合抑制位錯(cuò)的加劇以及保證吸能管穩(wěn)定地漸進(jìn)屈曲，且在偏置方向上產(chǎn)生在撞擊初始時(shí)擺正車體的初始垂向峰值力或初始水平峰值力，擺正之后該力大幅下降且趨于平穩(wěn)，在近完全壓潰時(shí)才出現(xiàn)“抬升”。圖12所示為防爬器在偏置方向上的水平力和垂向力。從圖12 可見：對(duì)于理想對(duì)心碰撞(工況C-1)，由于不存在初始偏置，水平方向及垂直方向上的撞擊力基本一致，均在0 kN 附近波動(dòng)，此處只取了水平力；對(duì)于雙向偏置(工況C-6)，該工況水平偏置量為30 mm，撞擊時(shí)水平方向恰好錯(cuò)開一列齒，故水平方向不用引導(dǎo)無明顯沖擊。

圖12 不同工況下偏置方向撞擊力-時(shí)間曲線Fig.12 Impact force and time curve in offset direction under different impact cases

對(duì)比工況C-2 和工況C-3，在單向偏置下，隨著偏置增大，抗彎導(dǎo)向管撓度增大，吸能管傾斜角度也增大，且隨著引導(dǎo)偏置量(即相撞時(shí)將防爬凸齒引導(dǎo)至另一防爬齒板凹槽的距離)增大，撞擊初始水平峰值力由101.55 kN增大到132.42 kN。

對(duì)垂直偏置工況C-4 和C-5 進(jìn)行對(duì)比分析，由于防爬齒的尺寸原因，工況C-5情形下，兩防爬器垂向錯(cuò)開一排齒再嚙合，導(dǎo)致引導(dǎo)方向與工況C-4的相反，故工況C-5的引導(dǎo)偏置量為-20 mm，絕對(duì)值小于工況4的25 mm，因而撞擊瞬間偏置方向上的初始垂向峰值力的絕對(duì)值也由129.06 kN 降為98.8 kN。

由于防爬齒棋盤式規(guī)則排布，每個(gè)防爬齒距其相鄰防爬凹槽的距離為30 mm，在雙向偏置下(工況C-6)，撞擊前水平方向恰好錯(cuò)開一列齒，故撞擊情形與垂直偏置工況一致，因而僅存在初始垂向峰值力，引導(dǎo)偏置量為10 mm，初始垂向峰值力為63.0 kN。

與帶傳統(tǒng)防爬齒板的防爬器僅靠齒間的摩擦阻礙兩防爬器分離的趨勢不同，新型防爬器主要通過防爬齒板間齒的嚙合來進(jìn)行防爬，以相撞防爬器相同節(jié)點(diǎn)在偏置方向上的位移之差表征防爬器的防爬能力。圖13 所示為7 個(gè)工況下兩防爬器滑動(dòng)距離-時(shí)間曲線。從圖13可以看到，在防爬齒棱錐部引導(dǎo)嚙合之后，兩防爬器在偏置方向保持穩(wěn)定的位移差被壓縮，防爬效果顯著。

圖13 兩防爬器不同碰撞工況下滑動(dòng)距離-時(shí)間曲線Fig.13 Sliding distance and time curves of two anticlimbers under different impact cases

傾斜工況(工況C-7)的碰撞過程如圖14 所示。從圖14 可見：僅靠摩擦進(jìn)行水平防滑的裝有傳統(tǒng)橫向齒型防爬齒板的防爬器在碰撞開始后約107 ms，由于摩擦力不足以約束兩防爬器間的滑動(dòng)，導(dǎo)致運(yùn)動(dòng)端防爬器至完全壓潰時(shí)水平滑動(dòng)了7.05 mm，而全向防爬齒板依靠齒的嚙合仍能維持穩(wěn)定，至完全壓潰時(shí)僅滑動(dòng)2.47 mm。

圖14 工況C-7的碰撞過程對(duì)比Fig.14 Comparison of collision process of case C-7

結(jié)合全向防爬結(jié)構(gòu)和Voronoi 吸能結(jié)構(gòu)，分析評(píng)估該新型防爬器在垂直、水平、傾斜3個(gè)偏置參數(shù)組合工況下的撞擊行為。其中，圖15 所示為7個(gè)工況下兩防爬器撞擊時(shí)的縱向撞擊力-時(shí)間曲線，圖16 所示為壓縮至80%時(shí)7 個(gè)工況下的壓縮行程和吸能量曲線。從圖15可以看到：7個(gè)工況下新型防爬器均有很明顯的“削峰”沖擊力作用，且撞擊初始峰值力低于整個(gè)碰撞過程中的平均撞擊力。由3.1節(jié)可知，這是兩對(duì)撞吸能管漸進(jìn)屈曲時(shí)形成塑性鉸不同以及全向防爬齒板的引導(dǎo)共同作用的結(jié)果。

圖15 不同工況下縱向撞擊力-時(shí)間關(guān)系曲線Fig.15 Curves of longitudinal impact force and time under different impact cases

圖16 吸能量與壓縮行程關(guān)系曲線Fig.16 Curves of energy absorption and compression displacement

表5所示為7個(gè)工況的耐撞性評(píng)估?？梢姡号c無偏置工況C-1相比，偏置工況下，由于導(dǎo)向管的彎曲變形以及變形后與吸能管之間互相擠壓而產(chǎn)生的摩擦作用，防爬器的吸能效率得到提高；但也正因?yàn)槠玫拇嬖?傾斜偏置除外)，撞擊初始時(shí)導(dǎo)向管受力彎曲從而對(duì)兩防爬器的接近施加一定阻力，因而初始峰值力反而增大。對(duì)于傾斜工況，由于撞擊角度的存在，縱向撞擊力在水平方向上存在分力，而且相比于其他偏置，導(dǎo)向管的變形較小因而提供的阻力較小，故撞擊初始峰值力反而降低。

表5 新型防爬器性能評(píng)估Table 5 Performance evaluation of the novel anti-climber

4 結(jié)論

1)以“引導(dǎo)-嚙合”為主要設(shè)計(jì)思想，通過錐形頭部-棱柱底部組合，設(shè)計(jì)了新型棋盤式防爬齒板。其中，防爬齒的前端錐型齒部分起引導(dǎo)對(duì)中作用，棱柱部分起緊固嚙合、傳遞撞擊載荷作用。仿真結(jié)果表明：在水平、垂直及傾斜3個(gè)偏置參數(shù)組合的7個(gè)工況中，新型防爬器均能穩(wěn)定地引導(dǎo)對(duì)中并嚙合，確保吸能管的有效吸能。

2)將二維Voronoi異面拉伸成吸能結(jié)構(gòu)，以滿足面向不同速度級(jí)、不同車型的吸能需求。其中，Voronoi 拉伸胞元分布的隨機(jī)性和密度等均可分別由參數(shù)進(jìn)行控制，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)對(duì)吸能能力的調(diào)控。在一定程度上增加Voronoi胞元數(shù)和提高Voronoi胞元的規(guī)則度可以提升Voronoi吸能管的吸能效率。

3)由本文方法所設(shè)計(jì)的新型全向防爬器撞擊時(shí)，在偏置方向產(chǎn)生較大初始水平峰值力或初始垂向峰值力，該力在實(shí)際碰撞中可擺正車體，且該力隨著該方向上引導(dǎo)偏置量的絕對(duì)值增大而增大。防爬器對(duì)撞時(shí)，兩吸能管差時(shí)順序形成塑性鉸，配合全向防爬齒板的引導(dǎo)作用，在撞擊時(shí)可實(shí)現(xiàn)沖擊力“削峰”以及大幅提高載荷效率。與理想對(duì)心碰撞進(jìn)行對(duì)比，在偏置工況下，導(dǎo)向管的彎曲變形以及變形后與吸能管之間互相擠壓而產(chǎn)生的摩擦使得防爬器受撞擊時(shí)的比吸能、平均壓縮力、載荷效率以及初始峰值力(傾斜偏置工況除外)均有提升。