雷 成 王丽红 吴 敏

(1.郑州铁路职业技术学院机车车辆学院,450052,郑州;2.郑州铁路职业技术学院国际教育学院,450052,郑州 ∥ 第一作者,副教授)



基于显式有限元软件的地铁列车耐撞性研究*

雷 成1王丽红1吴 敏2

(1.郑州铁路职业技术学院机车车辆学院,450052,郑州;2.郑州铁路职业技术学院国际教育学院,450052,郑州 ∥ 第一作者,副教授)

为了验证某型地铁列车的耐撞性能,根据该型地铁列车头车、中间车的车体结构、车体材料特性、总体布置和钩缓特性,利用显式有限元软件ANSYS/LS-DYNA,建立两列相同地铁列车碰撞的有限元模型。参考国内、外有关地铁、轻轨车辆耐碰撞设计规范及准则,对列车的碰撞过程进行数值模拟。研究结果表明,该型地铁列车的耐撞性能满足相关标准的要求。

地铁列车; 显式有限元软件; 耐撞性能

Author′s address Locomotive & Vehicle Department, Zhengzhou Railway Vocational & Technical College,450052，Zhengzhou,China

随着我国城市轨道交通的飞速发展,地铁列车的运行安全性越来越受重视。地铁列车载客量大、速度较高,且主要运行在人口密度较大的市区,一旦发生碰撞事故,将会造成严重的人员伤亡和财产损失[1]。

地铁列车的安全措施不仅包括事故的预防措施,还包括减缓事故损失的措施。事故减缓措施在碰撞事故中为乘员安全和保护提供最后一道屏障。地铁列车车体结构的耐撞性是首选的碰撞事故减缓措施[2]。当地铁列车发生碰撞事故时,通过附加在头车前端的专用吸能装置或头车车体薄弱部分结构的摩擦、断裂、屈曲、压皱等破坏形式将巨大的撞击动能耗散,从而最大限度地保护乘员生命安全和车辆主体结构的完整。

近年来,国内许多科研单位及院校对轨道车辆的耐撞性开展了大量的研究。文献[3]提出了一种基于LS-DYNA软件离散梁单元模拟钩缓特性的仿真方法。该方法能够模拟碰撞时列车钩缓装置的力学特性及车钩的失效和脱落现象,并能得到连挂列车各位置钩缓装置的输出特性、能量吸收等指标。文献[4]的研究表明，当防爬器的总高度及齿厚一定时,防爬器的防爬能力会随着防爬器齿高和倾角的增大而降低,其中齿高对防爬器防爬能力的影响较之其倾角更大。文献[5-6]利用金属薄壁结构轴向切削吸收能量的原理,设计了一种车辆端部专用吸能装置。该吸能装置的冲程效率可达100%,压缩力效率和总效率可达70%以上。这些研究工作对提高我国轨道车辆的总体技术水平起到了积极的推动作用。

本文依据某型地铁列车头车、中间车的车体结构、车体材料特性、总体布置和钩缓特性，以及地铁列车的运用条件,利用显式有限元分析软件ANSYS/LS-DYNA,针对主动列车分别以20 km/h和25 km/h的速度正面碰撞另一列相同的静止列车时的情况,建立有限元模型,对该型地铁列车耐撞性进行研究。

1 地铁列车耐撞性要求

依据EN 15227—2008《铁道车辆车体耐碰撞性要求》、CFR 238(美国联邦法规第238部分)《客车设备安全标准》等有关地铁、轻轨车辆耐碰撞设计规范及准则,耐撞性地铁列车在低速下发生碰撞时,应达到如下要求:

(1) 当两列AW0(空载)列车以20 km/h速度相互碰撞时,冲击能量全部由可复原和不可复原能量吸收元件吸收,不造成车体结构的损坏,传递到乘客身上的加速度值在允许极限范围内。

(2) 当两列AW0列车以25 km/h速度相互碰撞时，冲击能量除了由可复原和不可复原能量吸收元件吸收外,还有在车辆两端部设置的车体结构碰撞变形能量吸收区参与碰撞能量吸收,以使传递到乘客身上的加速度值在允许极限范围内。

2 地铁列车碰撞仿真模型的建立

2.1 地铁列车车体结构

地铁列车头车和中间车都采用模块化结构。将整车结构进行分解,形成若干独立而又相互联系的子结构。头车主要由车顶模块、底架模块、侧墙模块、端墙模块、司机室模块等组成,其结构如图1所示。中间车主要由车顶模块、底架模块、侧墙模块及端墙模块等组成,其结构如图2所示。

图1 地铁列车头车结构

图2 地铁列车中间车结构

2.2 地铁列车碰撞有限元模型

地铁列车碰撞模型的建立与一般的有限元模型基本一样,通过对结构实际形状的考虑、受力特征等的分析,建立准确的碰撞模型。为了保证碰撞仿真模型的可靠性,结合碰撞仿真计算的要求及碰撞结构变形的特点,在不影响计算要求和计算精度的条件下,对车体划分疏密不一的网格单元(车体端部结构及防爬吸能装置单元尺寸较小,车体中部单元尺寸较大),从而提高仿真分析可靠性。为了减少列车碰撞模型的单元总量,加快仿真计算速度,建立列车碰撞模型时,碰撞端前3节车辆采用图1和图2所示的有限元模型,对后3节车辆进行简化,采用只具有纵向自由度的质量点替代。整列列车碰撞有限元模型,共包含2 945 490个单元,2 779 064个节点。两列车碰撞的仿真计算在Dell T7600工作站上进行。

2.2.1 车钩缓冲器特性的模拟

地铁列车的车钩类型包括半自动车钩和半永久车钩。头车前端及动力单元间为半自动车钩,其他中间车钩都为半永久车钩。其中，仅头车的半自动车钩安装有过载保护装置。

碰撞过程中，钩缓装置对撞击力的传递起着非常重要的作用,更是列车多级吸能系统中不可或缺的组成部分,故应对钩缓装置的力学特性,尤其是压缩特性进行准确模拟[3]。本文采用文献[3]中提出的6自由度离散梁单元,对钩缓装置的加载、卸载以及在极限载荷下的失效脱落等现象进行模拟。表1为半自动车钩和半永久车钩的相关参数。

表1 钩缓装置特性参数

2.2.2 车体和转向架材料特性

该型地铁列车车体结构的主要承载件除变压器安装梁、车钩箱、枕梁由ST355、ST500钢板焊接而成外,其余构件均采用不锈钢材料。车体和转向架的材料特性分别如表2和表3所示。

表2 车体材料特性

模型采用LS-DYNA中的3号材料(双线性随动硬化材料)模拟车体材料。转向架的实际结构比较复杂,在有限元模型中对转向架结构进行简化。为保证转向架刚度,将其构架简化为刚体,采用LS-DYNA中20号刚性材料模拟;轮对简化为弹性体,采用LS-DYNA中的3号材料模拟。

表3 转向架材料特性

2.3 接触界面的定义

两列相同的地铁列车发生正面低速碰撞时,两列车头车的半自动车钩首先接触,然后两个头车的司机室发生面面接触,碰撞过程中随着一列车中各节车辆间距的变化,各中间车端部也可能发生接触。此外,若车体结构产生大变形会发生自接触,轮轨间也需要定义接触。所以,根据实际情况,模型中定义了头车半自动车钩之间、头车司机室之间、中间车端之间的自动面-面接触(Automatic surface to surface contact),头车司机室、各节车端部的自动单面接触(Automatic self surface contact),轮轨之间的自动点-面接触(Automatic point to surface contact)。

2.4 列车编组及碰撞工况

该型地铁列车采用6辆编组,编组方式为:—TC*MP*M*M*MP*TC—。其中,TC表示带司机室的头车;MP表示带受电弓的动车;M表示不带受电弓的动车;—表示半自动车钩;*表示半永久车钩。

将列车各车辆及相邻车端进行编号,A代表主动车,B代表被动车。sectioni为相邻车端编号,其中section 6为主动头车与被动头车界面。碰撞场景及相应编号如图3所示。

图3 碰撞场景及列车车辆编号

英国通过理论分析和试验研究,总结出耐碰撞轨道车辆的设计原理和方法。其在车辆车体的防撞性设计上采用多级能量吸收系统:在第一速度界限下,由缓冲器来吸收撞击能量;在第二速度界限下,由车外附加的吸能装置来吸收撞击能量;在第三速度界限下,由车体变形区域来吸收撞击能量[7,8]。

本文主要研究地铁列车在第三速度界限下的耐碰撞性能，因为当撞击速度大于16.5 km/h时,车体吸能元件将破坏而开始吸收能量。现根据欧洲标准EN 15227—2008和制造商、运营商的要求,设置碰撞工况，如下：

(1) 工况1。AW0状态下,主动列车以20 km/h的速度与静止的被动列车发生正面对心碰撞,轮轨间的动摩擦系数设为0.15。

(2) 工况2。AW0状态下,主动列车以25 km/h的速度与静止的被动列车发生正面对心碰撞,轮轨间的动摩擦系数设为0.15。

3 列车碰撞仿真分析结果

两列列车发生碰撞时,头车的车钩缓冲器发生失效后,防爬吸能装置开始接触。防爬吸能装置的吸能元件在撞击力作用下发生压溃屈曲并吸收部分能量,当冲击波传播到各中间车钩的缓冲器时,钩缓装置也逐步参与吸收碰撞能量。此外，轮轨之间的摩擦也消耗一部分的能量。主动列车的初始动能除仿真结束时两列列车的剩余动能外,全部被钩缓装置、防爬吸能装置及轮轨间的摩擦耗散或转化。

3.1 工况1的仿真结果

3.1.1 车体速度及加速度

碰撞发生后，主动列车各车辆由初始速度20 km/h逐渐减速,被动列车的各车辆受到撞击由静止逐渐加速。碰撞结束后,两列列车的所有车辆均以相同的速度沿轨道行驶,并且在轮轨间摩擦力的作用下其速度逐渐减小为零。

根据欧洲标准EN 15227—2008的规定,车辆平均加速度的计算时间段为该车辆所受接触力从零开始到再次为零的时间区间。车辆的平均加速度即为所有计算时间段内平均加速度的最大值,而每个时间段内加速度的平均值由瞬时加速度随时间变化的曲线计算得到。

在工况1下,两列车各个车辆的纵向平均加速度如表4所示。由表4可知,A1、B1车的纵向平均加速度最大,并且所有车辆的平均加速度都小于5g(g为重力加速度)。

表4 工况1下各个车辆的纵向平均加速度

3.1.2 车端变形

整个碰撞过程的仿真时间为880 ms,计算机时为97.8 h。碰撞结束后,界面section 4、section 5、section 6、section 7和section 8中所有车钩的缓冲器都达到了最大行程,压溃管发生作用,并且两个头车的半自动车钩的压溃管都达到了最大行程,车钩剪切保护装置发生作用,两个半自动车钩失效脱落。碰撞结束时，section6界面的变形图如图4所示,防爬吸能装置的吸能元件的变形图如图5所示。

碰撞结束时，两个头车一位端的防爬吸能装置的纵向变形如表5所示,主动列车和被动列车前三节车端部的纵向变形如表6所示。

图4 section 6界面碰撞结束时的变形图(工况1)

图5 吸能元件碰撞结束时的变形图(工况1)

表5 碰撞结束时防爬吸能装置的纵向变形(工况1)

表6 碰撞结束时不同车辆端部的纵向变形(工况1) mm

由图4和图5,表5和表6可知,各车端部的纵向变形都很小,车体端部只发生了弹性变形,并且都没有超过车体结构每5 m长度的1%,乘客的生存空间都得到了保证,且没有发生爬车现象。

3.1.3 能量变化

主动列车的初始动能为3 106.55 kJ,碰撞结束时两列车的剩余动能为1 599.28 kJ,占初始动能的51.48%。工况1下两列列车的防爬吸能装置及车钩缓冲器等共吸收1 454.64 kJ的能量,占初始动能的46.82%;接触面上耗散掉的滑移能为27.50 kJ,占初始动能的0.89%;模型沙漏能19.50 kJ,占初始动能的0.63%。防爬吸能装置、车钩缓冲器和车体吸收的能量及所占的比例如表7所示。

表7 各部分吸收的能量及所占比例

3.2 工况2的仿真结果

3.2.1 车体速度及加速度

发生碰撞后,主动列车各车辆由初始速度25 km/h逐渐减速,被动列车的各个车辆受到撞击由静止逐渐加速。碰撞结束后,两列列车的所有车辆均以相同的速度沿轨道行驶,并且在轮轨间摩擦力的作用下其速度逐渐减小为零。

在工况2下,两列车各个车辆的纵向平均加速度如表8所示。由表8可知,A1、B1车的纵向平均加速度最大,并且所有车辆的平均加速度值都小于5g。

表8 工况2下各个车辆的纵向平均加速度

3.2.2 车端变形

整个碰撞过程的仿真时间为860 ms,计算机时为95.6 h。碰撞结束后,界面section 4、section 5、section 6、section 7和section 8中所有车钩的缓冲器都达到了最大行程,压溃管发生作用,并且发生碰撞的两个头车半自动车钩压溃管都达到了最大行程,车钩剪切保护装置发生作用,两个半自动车钩失效脱落。碰撞结束时，section 6界面的变形图如图6所示,防爬吸能装置的吸能元件的变形图如图7所示。

图6 section 6界面碰撞结束时的变形图(工况2)

列车碰撞结束时，两个头车一位端的防爬吸能装置的纵向变形如表9所示,主动列车和被动列车前三节车端部的纵向变形如表10所示。

图7 吸能元件碰撞结束时的变形图(工况2)

表9 碰撞结束时防爬吸能装置的纵向变形(工况2)

表10 碰撞结束时不同车辆端部的纵向变形(工况2) mm

由图6和图7、表9和表10可知,各车端部的纵向变形都很小,车体端部只发生了弹性变形,并且都没有超过车体结构每5 m长度的1%,乘客的生存空间都得到了保证,没有发生爬车现象。

两列列车发生碰撞时,头车前端的防爬器啮合在一起,导致相互接触的两个防爬器之间存在一定的高度差。由于防爬器齿端圆滑,且列车碰撞速度不同时,相互啮合的两个防爬器的垂向相对位置也有所不同,故相对位置在上的防爬吸能装置纵向变形较大[9]。从图4、图5及表5可以看出,两列车以20 km/h的速度发生碰撞时,A1车的防爬吸能装置在下,其变形小于B1车的;从图6、图7及表9可以看出,两列车以25 km/h的速度发生碰撞时,A1车的防爬吸能装置在上,其变形大于B1车的。

3.2.3 能量变化

主动列车的初始动能为4 858.17 kJ,碰撞结束时两列车的剩余动能为2 465.80 kJ,占初始动能的50.76%。工况2下两列列车的防爬吸能装置、车钩缓冲器等共吸收2 292.46 kJ的能量,占初始动能的47.19%;接触面上耗散掉的滑移能为52.58 kJ,占初始动能的1.08%;模型沙漏能40.04 kJ,占初始动能的0.82%。防爬吸能装置、车钩缓冲器和车体吸收的能量及所占的比例如表11所示。

表11 各部分吸收的能量及所占比例

4 结论

由以上的分析可以得出如下结论:

(1) 20 km/h对撞工况下,列车仅车钩压溃管和防爬吸能装置产生了塑性变形,客室结构区域纵向长度的最大变形值为4.05 mm,小于车体结构每5 m长度的1%,保障了乘客生存空间,所有车辆的纵向平均加速度均小于5g,未发生爬车现象。

(2) 25 km/h对撞工况下,列车仅车钩压溃管和防爬吸能装置产生了塑性变形,客室结构区域纵向长度的最大变形值为6.95 mm,小于车体结构每5 m长度的1%,保障了乘客生存空间,所有车辆的纵向平均加速度均小于5g,未发生爬车现象。

(3) 该地铁列车的耐撞性满足要求。

[1] 雷成,肖守讷,罗世辉.地铁列车头车耐碰撞性研究[J].城市轨道交通研究,2013(11):32.

[2] 雷成.基于多体系统动力学的机车车辆耐撞性研究[D].成都:西南交通大学,2014.

[3] 肖守讷,张志新,阳光武,等.列车碰撞仿真中钩缓装置模拟方法[J].西南交通大学学报,2014,49(5):831.

[4] 陈淑琴,牛卫中,文洮.城轨车辆碰撞仿真与防爬器防爬能力的影响因素[J].机械强度,2015,37(5):924.

[5] 雷成,肖守讷,罗世辉.轨道车辆切削式吸能装置吸能特性研究[J].中国机械工程,2013,24(2):263.

[6] 雷成,肖守讷,罗世辉.轨道车辆新型车端专用吸能装置[J].西南交通大学学报,2013,48(4):738.

[7] 张振淼,逄增祯.轨道车辆碰撞能量吸收装置原理及结构设计(待续)[J].国外铁道车辆.2001,38(3):13.

[8] 张振淼,逄增祯.轨道车辆碰撞能量吸收装置原理及结构设计(续完)[J].国外铁道车辆.2001,38(4):16.

[9] 丁叁叁,李强,卢毓江,等.防爬吸能装置的碰撞动力学性能[J].西南交通大学学报,2015,50(4):732.

On the Crashworthiness of Metro Train Based on Explicit Finite Element

LEI Cheng, WANG Lihong, WU Min

In order to verify the crashworthiness of a certain type of metro train, the collision finite element models of two similar metro trains are established by using explicit finite element software ANSYS/LS-DYNA, according to the structure of head car and middle car, the material characteristics of carbody, the overall layout, the characteristics of couplers and buffers. By referring to crashworthiness design specifications and guidelines of metro train and light rail vehicle in the world, the crash process is numerically simulated. The result shows that the crashworthiness of this type metro train is consistent with the requirements of related specifications.

metro train; explicit finite element software; crashworthiness

*国家自然科学基金项目(51505390);国家科技支撑计划项目(2015BAG12B01-15)

U 270.1+2

10.16037/j.1007-869x.2016.06.005

2015-11-18)