(中车长春轨道客车股份有限公司 工程研究中心,长春 130062)

随着轨道列车的发展,列车运行速度越来越快,发生碰撞事故后将导致严重后果,因此列车安全防护技术至关重要.列车安全防护技术包括主动安全防护及被动安全防护[1],被动安全防护是指在事故发生后保护乘员生命财产的技术及措施.碰撞过程中,冲击能量转化为被动防护装置的塑性变形能,从而保护乘员区不发生大变形,最大限度降低事故损伤程度.

防爬器作为被动防护装置的一种,用以防止碰撞过程中相邻车厢发生攀爬.防爬器主要由防爬部及吸能部两部分组成,其中吸能部又包括蜂窝式、刨削式、胀管式等[2].蜂窝式吸能器具有质量轻、强度高等优点[3],受压时将冲击动能转化为塑性变形能,从而起到缓冲吸能的作用.

本文根据某列车车端吸能需求,以蜂窝式吸能器为吸能元件对车端防爬器进行设计,并通过仿真分析的方法验证了设计方案的合理性及正确性,最终通过台车冲击实验研究了所设计防爬器的耐撞性.

根据轨道列车标准EN 15227—2010[4]《铁路车辆车体的防撞性要求》规定,车辆在发生撞击时冲击点上的初始垂直位移最大允许达到近40 mm.因此，对防爬器的仿真分析及台车碰撞实验包括两部分内容,即单个防爬器耐撞性研究及两个防爬器垂向错位40 mm耐撞性研究.

1 防爬器结构设计

列车防爬器分为车端防爬器及车间防爬器,本文中防爬器为车端防爬器,其在车端的安装如图1所示.由图可知,两车发生碰撞时吸能部件被压缩而发生塑性变形吸收能量,防爬齿相互啮合防止列车发生攀爬.

图1 防爬器安装示意图Fig.1 Installation instruction of anti-climber

碰撞过程中,防爬器需满足表1中所示各参数要求.

表1 防爬器性能要求Tab.1 Performance requirements of anti-climber

在碰撞过程中,防爬器需承受较大垂向载荷,要求防爬器具有足够抗弯刚度.蜂窝式吸能部件抗弯刚度极低,在承受偏载时极易发生失稳而失去缓冲吸能功能.因此，在设计时考虑采用导向结构以增加防爬器抗弯刚度;同时，保证蜂窝能有序可控变形.防爬器结构如图2所示.

图2 防爬器结构示意图Fig.2 Schematic diagram of anti-climber

2 防爬器耐撞性仿真分析

碰撞是一个非常复杂的瞬态动力学过程,涉及大变形及大应变等几何非线性、材料弹塑性变形的材料非线性以及以摩擦接触为特征的接触非线性[5],而LS-DYNA作为一款能很好地处理非线性问题的有限元分析软件在此非常适用.

2.1 防爬器有限元模型

本文采用Workbench的显示动力学模块Explicit Dynamics(LS-DYNA Export)进行前处理.为节省计算时间,将蜂窝等效为多孔泡沫材料,选取63号材料(*MAT_CRUSHABLE_FOAM)作为其材料模型.该材料模型为各向同性材料,多用于泡沫铝的等效仿真分析[6-7],而蜂窝为正交各向异性材料.因此，在蜂窝等效仿真分析方面应用较少.但当蜂窝只承受轴向压缩载荷,且其他方向不受外部结构影响时,可采用此材料模型.图3为蜂窝动态压缩应力-应变曲线以及基于此曲线简化得到的蜂窝等效应力-应变曲线.导向结构选用铝合金6061,材料模型选用3号材料(*MAT_PLASTIC_KINEMATIC),其中弹性模量为69 GPa,泊松比为0.33,屈服强度为228 MPa,切线模量为0.69 GPa.

图3 蜂窝应力-应变曲线Fig.3 Dynamic compressive stress-strain curve of honeycomb

将整个防爬器定义为自动单面接触(*CONTACT_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE),所有接触面的动、静摩擦系数均设为0.1.设置防爬器安装端为固定约束,一质量为15 t的刚性墙以4.2 m/s (15 km/h)的速度撞击防爬器自由端,最终得出其变形形态、缓冲力-位移曲线及总吸能量.防爬器有限元模型如图4所示.

图4 防爬器有限元模型Fig.4 Finite element models of anti-climber

2.2 防爬器仿真结果分析

图5和图6分别为单个防爬器受撞击时的变形过程及缓冲力-变形量曲线.由图可知,防爬器变形稳定,缓冲力较为平稳,峰值缓冲力为487 N,平均缓冲力约为463 kN,满足设计要求.

图5 单个防爬器碰撞变形过程(仿真)Fig.5 Deformation of single anti-climber collision (simulation)

图6 单个防爬器碰撞缓冲力-位移曲线(仿真)Fig.6 Load-displacement curve of single anti-climber collision (simulation)

图7和图8分别为两个防爬器垂向错位40 mm对撞时的变形过程及缓冲力-位移曲线.由图可知,防爬器在垂向方向上未发生较大弯曲变形,缓冲力较为平稳,峰值缓冲力为552 kN,平均缓冲力为401 kN,满足设计要求.

图7 两个防爬器偏置对撞变形过程(仿真)Fig.7 Deformation of two anti-climbers offset collision (simulation)

3 防爬器耐撞性实验验证

3.1 防爬器台车碰撞实验

防爬器台车碰撞实验在中南大学轨道交通安全教育部重点实验室进行.在单个防爬器耐撞性实验中,将防爬器固定在质量为15 t的实验台车上以4.2 m/s(15 km/h)的速度撞击固定刚性墙;在两个防爬器垂向错位40 mm对撞实验中,将一防爬器固定在刚性墙上,另一防爬器固定在实验台车上,以4.2 m/s(15 km/h)的速度对撞.实验过程中通过高速摄影、测力传感器等设备采集碰撞过程中的速度、位移、缓冲力等数据.实验设备现场布置如图9所示.

图8 两个防爬器偏置对撞缓冲力-位移曲线(仿真)Fig.8 Load-displacement curve of two anti-climbers offset collision (simulation)

图9 台车冲击实验设备布置示意图Fig.9 Schematic diagram of sled impact test equipment

3.2 防爬器台车碰撞实验结果分析

每种实验工况分别进行两次重复性实验.实验得到缓冲力-位移曲线如图10所示,与仿真结果对比如图11所示.由图可知:在两种工况下,仿真分析中平均缓冲力仿真曲线均比实验曲线平稳,这是因为仿真中所采用的蜂窝模型为理想型,缓冲力曲线的波动主要由导向结构间的摩擦及挤压造成,因此波动较小;而实验中缓冲力曲线的波动不仅与导向结构间的摩擦有关,还与蜂窝动态碰撞波动有关,因此波动较大.但总体来说,仿真结果与实验结果吻合度较高,说明了仿真方法的正确性.实验前后试验件如图12所示,实验结果如表2所示.

图10 防爬器碰撞缓冲力-位移曲线(实验)Fig.10 Load-displacement curve of anti-climber collision (experiment)

图11 仿真与实验缓冲力-位移对比Fig.11 Comparison of simulation and experimental load-displacement curves

图12 台车碰撞实验前后Fig.12 Anti-climbers before and after sled collision test

表2 实验结果Tab.2 Experimental results

由表2可知,两种工况下,除缓冲行程及总吸能量外,其他各项性能参数均满足要求.但在实验中为保护实验装置,所设置台车冲击动能小于防爬器所能吸收的能量,因此，蜂窝并未压实,实验所得缓冲行程及吸能量小于设计要求,但根据实验得到力曲线及蜂窝剩余未压缩量，可计算得到防爬器吸能量满足设计要求.由图10中曲线可知,偏置对撞工况下的峰值力大于单个防爬器碰撞的峰值力,这是由于在偏置对撞工况下垂向载荷较大,在碰撞开始的瞬间,导向结构之间相互挤压,摩擦也随之增大,导致峰值力较大.随着冲击过程的进行,导向结构间重叠区域增加,防爬器整体抗弯刚度增加,因此，由于垂向载荷引起的轴向缓冲力增加也开始降低,说明增加导向结构间重叠区域,即增加防爬器抗弯刚度,可有效降低峰值缓冲力.由图11可知,台车碰撞实验后,防爬器导向结构未发生损坏、弯曲等较大变形,说明垂向抗弯能力较强.

4 结论

(1) 在蜂窝只承受轴向载荷,其他方向不受影响的情况下,采用63号材料(*MAT_CRUSHABLE_FOAM)进行蜂窝的仿真分析是可行的.

(2) 利用Workbench软件及LS-DYNA软件对所设计防爬器进行有限元仿真分析,得到单个防爬器碰撞及2个防爬器偏置对撞两种工况下防爬器的峰值缓冲力、平均缓冲力、缓冲行程、总吸能量,各项性能参数均满足技术要求.

(3) 针对两种工况进行台车冲击实验,实验结果与仿真分析结果吻合度较高,证明将蜂窝材料等效为泡沫材料这一仿真分析方法的可靠性,为蜂窝材料的仿真研究提供指导.

(4) 在偏置对撞工况下,峰值缓冲力大小与防爬器整体抗弯刚度有关,增加抗弯刚度可有效降低峰值缓冲力.

参考文献:

[1] 岳伟玲,王喜顺,罗昌杰,等.圆孔拉刀式吸能器吸能特性的研究[J].机械设计与制造,2014(7):27-30.

YUE W L,WANG X S,LUO C J,et al.Round broaching energy absorption characteristics of energy-absorbing device[J].Machinery Design & Manufacture,2014(7):27-30.

[2] MILHO J F,AMBRASIO J A C,PEREIRA M F O S.A multibody methodology for the design of anti-climber devices for train crashworthiness simulation[J].International Journal of Crashworthiness,2000,7(1):7-20.

[3] WANG Z,TIAN H,LU Z,et al.High-speed axial impact of aluminum honeycomb:experiments and simulations[J].Composites Part B Engineering,2014,56(1):1-8.

[4] Railway applications-crashworthiness requirements for railway vehicle bodies：EN 15227[S].2010.

[5] 吕和详,蒋和洋.非线性有限元[M].北京:化学工业出版社,1992.

LÜ H X,JIANG H Y.Nonlinear finite element method[M].Beijing:Chemical Industry Press,1992.

[6] 张博一,赵威,王理,等.泡沫铝子弹高速撞击下铝基复合泡沫夹层板的动态响应[J].爆炸与冲击,2017,37(4):600-610.

ZHANG B Y,ZHAO W,WANG L,et al.Dynamic response of aluminum matrix syntactic foams sandwich panel subjected to foamed aluminum projectile impact loading[J].Explosion and Shock Waves,2017,37(4):600-610.

[7] 顾文彬,徐景林,刘建青,等.多层泡沫铝夹芯板的抗爆性能[J].含能材料,2017,25(3):240-247.

GU W B,XU J L,LIU J Q,et al.Blast-resistance performances of multilayers aluminum foam sandwich panels[J].Chinese Journal of Energetic Materials,2017,25(3):240-247.