城軌車輛摩擦式吸能結構數值仿真研究

王天駿，魯寨軍，孫成名，王軍彥

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城軌車輛摩擦式吸能結構數值仿真研究

王天駿1, 2, 3，魯寨軍1, 2, 3，孫成名1, 2, 3，王軍彥1, 2, 3

(1. 軌道交通安全教育部重點實驗室，湖南 長沙 410075；2. 軌道交通安全關鍵技術國際合作聯合實驗室，湖南 長沙 410075；3. 軌道交通列車安全保障技術國家地方聯合工程研究中心，湖南 長沙 410075)

為提高城軌車輛的耐撞擊性能、保護乘員安全，基于摩擦吸能原理設計一種新型城軌車輛碰撞吸能結構，利用ABAQUS有限元分析軟件建立摩擦式吸能結構的仿真模型，對吸能過程進行熱力耦合仿真，進一步分析吸能結構相關參數對吸能特性的影響，研究結果表明：該吸能結構在碰撞過程中摩擦力平穩，且具有初始峰值力小于平均摩擦力的特點；滿足城軌車輛車端吸能結構設計要求，摩擦因數和中間摩擦板厚度3增大均造成平均摩擦力、初始峰值力線性上升，同時使摩擦熱效應增強；碰撞初速度的增大將造成初始峰值力明顯增大而對平均摩擦力影響很小，同時將加劇摩擦片上的熱量聚集效應。

城軌車輛；吸能結構；摩擦吸能；有限元仿真；熱力耦合

隨著軌道車輛運行速度與運輸能力不斷提高，對軌道車輛的安全性要求也日益增長。軌道車輛吸能結構能夠在列車發生碰撞時吸收車輛動能，保護乘員安全[1?2]。常用軌道列車吸能結構可分為壓潰式、膨脹式和切削式吸能結構。壓潰式吸能結構通過金屬塑形變形吸能，其比吸能高、重量輕，應用十分廣泛[3?4]。然而，壓潰式吸能結構存在初始峰值力大、沖擊力不穩定的缺點。切削式吸能結構通過金屬材料塑性大變形和變形之后的材料破裂吸收能量[5?6]，其吸能過程平穩，但材料的利用率低，且對刀具的性能有著很高的要求。膨脹式吸能結構通過圓管的塑形擴張與頂桿與圓管之間的摩擦作用吸收能量[7]，吸能效率很高，但存在失穩現象[8]。摩擦吸能通過摩擦將動能轉化成熱能，是一種穩定的能量轉換過程，有著廣泛的工程應用。列車盤型制動利用閘片和制動盤間的摩擦制動，在世界范圍內被各國鐵路行業采用[9?10]。在礦業工程中，呂斌等[11]提出一種摩擦盤式吸能器結構，以防止煤礦礦車巷道內跑車事故發生。在建筑工程領域，許多建筑采用摩擦耗能器來加強結構的抗震能力，其主要是由金屬組合構件和摩擦片在一定預緊力下組成一個能夠產生滑動摩擦的機構，利用滑動摩擦做功耗散能量[12]。本文將摩擦吸能應用于城軌車輛車端吸能結構，提出一種新型摩擦式吸能結構，并使用ABAQUS有限元仿真軟件對吸能過程進行熱力耦合數值仿真，同時研究摩擦因數，中間摩擦板厚度3和碰撞初速度對結構吸能特性的影響。

1 摩擦式吸能結構設計

圖1為摩擦式吸能結構作為城軌車輛車端吸能結構的應用示例，吸能結構示意圖如圖2所示。吸能結構的基座固定安裝在車端，摩擦導柱由3塊高強度合金鋼摩擦板和端板組成，可以相對基座運動，并與摩擦片之間發生摩擦消耗能量。摩擦導柱的中間摩擦板上設有過渡區，通過其厚度的改變來使碟形彈簧組受到壓縮產生壓力以供摩擦，如圖2(b)所示。摩擦片材料為粉末冶金剎車材料，具有耐高溫、摩擦因數大、摩擦因數穩定等優點。防爬齒的作用是當2車對撞時相互嚙合避免爬車。作為摩擦式吸能結構的關鍵部件，4組碟形彈簧安裝在基座內部，通過彈性定位銷定位，如圖2(c)所示。碟形彈簧為圓錐形盤狀，具有低行程高作用力的特點。本文所使用的碟形彈簧為A系列碟形彈簧，外徑為90 mm，其組合方式為：先將5片碟形彈簧疊合，再將2組疊合的碟形彈簧對合。在碰撞初始時刻，碟形彈簧組處于自由狀態。

圖1 摩擦式吸能結構在城軌車輛上的應用

參考其他軌道車輛車端吸能結構[13?14]，摩擦式吸能結構的最大外形尺寸為220 mm×288 mm× 875 mm，摩擦導柱左右兩側摩擦板厚度1為15 mm，寬度1為199 mm，如圖3所示。在中央摩擦板上設計過渡區，如圖3(c)所示。中間摩擦板厚度2，3和斜角分別為10 mm，17 mm和20°。基座上相應位置開有導槽供摩擦導柱運動，其尺寸1，2和1分別為16，18和200 mm(略大于摩擦板尺寸)。尺寸匯總如表1所示。

當碰撞發生時，摩擦導柱與摩擦片發生相對運動。通過摩擦導柱中間摩擦板的厚度改變，造成過渡區兩側摩擦片張開，擠壓碟形彈簧，使得中間和兩側摩擦板的6個表面均受到壓力，在運動中產生摩擦吸收動能。通過這種方式，能夠顯著提升摩擦式吸能結構的工作效率，縮小結構尺寸。

1—防爬齒；2—摩擦導柱；3—基座蓋板；4—基座；5—碟形彈簧；6—摩擦片；7—螺栓

(a) 測視圖；(b) 正面剖視圖；(c) 過渡區

表1 摩擦式吸能結構關鍵尺寸

2 熱力耦合有限元仿真

為進一步研究摩擦式吸能結構的吸能原理及過程，采用有限元法進行仿真研究。在摩擦吸能的過程中，通過摩擦將動能轉化為熱能并聚集在接觸表面，造成接觸表面溫度顯著上升，從而產生熱應力，嚴重時會造成熱裂紋等不利影響。因此，有必要對摩擦式吸能結構進行熱力耦合仿真，以獲得其在吸能過程中的真實應力/應變狀況。使用ABAQUS有限元分析軟件對結構的吸能過程進行熱力耦合仿真。

2.1 有限元模型

2.1.1 材料參數

摩擦式吸能結構的主要材料為高強度合金鋼，其密度為7 800 kg/m3，彈性模量為200 GPa，泊松比0.285，屈服強度900 MPa。摩擦片材料為粉末冶金剎車材料，其密度為5 500 kg/m3，彈性模量為200 GPa，泊松比為0.3。為進行熱力耦合仿真分析，還需材料的相應熱導率、比熱和線膨脹系數等熱力學參數，材料參數如表2所示。

表2 熱力耦合仿真材料參數

本文所選用碟形彈簧為線性彈簧[15]，單個碟形彈簧在壓縮1.5 mm時彈力為31.4 kN。按照本文所設計組合方式進行組合時，單組碟形彈簧在壓縮3 mm時彈力為157 kN，剛度=52.3 kN/mm。在仿真中使用connector單元模擬碟形彈簧，賦予其與實際碟形彈簧組相同的剛度。

2.1.2 接觸與邊界條件

由于本研究的對象為吸能結構，因此在仿真研究中將車體簡化為剛體。摩擦式吸能結構的熱力耦合有限元模型如圖4所示，剛性墻位于吸能結構前端。摩擦式吸能結構固定在剛形體上沿方向以一定的初速度撞擊剛性墻。

圖4 有限元模型及參考坐標系

在仿真計算中為吸能結構的摩擦副設置面面接觸，摩擦因數為0.3，設置接觸面摩擦力做功所消耗能量的90%轉化為熱量并均勻分布在主從接觸面上[9]。由于吸能過程短暫，忽略熱對流與熱輻射。使用通用接觸來模擬仿真中的其他接觸，摩擦因數為0.1。

《EN15227:2008鐵路設施.鐵路車輛車身的防撞性要求》[16]中規定軌道車輛最高碰撞速度為10 m/s，因此設定碰撞初速度為10 m/s。參考城軌車輛車端吸能結構設計要求[14]，整個模型初始動能約為400 kJ。同時約束剛性墻的自由度，整個模型的初始溫度設置為20 ℃。

2.2 仿真結果與討論

仿真所得力—位移曲線如圖5所示，可以看到，摩擦式吸能結構吸能過程平穩。當位移=9.9 mm時，出現了一個初始峰值力，約為441 kN，如圖5中的點所示。隨后峰值力迅速下降，當位移=16.9 mm時，降至約349 kN，如點所示。此后隨著結構的不斷運動，力逐漸上升至平臺值直至吸能過程結束，如點所示。摩擦式吸能結構的平臺力穩定、波動小，比常見的吸能結構沖擊力穩定[3]。

圖5 摩擦式吸能結構力位移曲線

整個吸能過程摩擦式吸能結構吸能量為399.7 kJ，滿足城軌車輛吸能結構的設計要求[14]。整個結構的最大位移為705.7 mm，平均摩擦力為566.4 kN。

由圖5可以看到，與通常的吸能結構不同，摩擦式吸能結構的初始峰值力要小于平均摩擦力，而常規吸能結構其初始峰值力則明顯大于其平均沖擊力。摩擦導柱6個接觸面的法向力和切向力合力在方向的分量如圖6所示，切向力向分量在初始時刻由0逐漸增大直至穩定，其初始增長階段沒有出現明顯波動且平臺力穩定。說明在吸能過程中摩擦作用逐漸增強直至穩定，因此切向力是力—位移曲線的平臺值，而對曲線的初始峰值沒有影響。法向力向分量在初始時刻迅速上升至峰值之后下降，且峰值出現的時間也與圖5相符，可以認為力位移曲線的初始峰值力來自于法向力向分量在初始時刻的峰值力，其原因為：摩擦片與過渡區在初始時刻發生碰撞造成接觸面法向力迅速上升，隨著吸能結構的運動，過渡區與摩擦片不再產生碰撞，使法向力達到峰值后迅速下降。綜上所述，摩擦式吸能結構的初始峰值力比平均摩擦力小。

圖6 摩擦式吸能結構初始峰值力組成

摩擦式吸能結構運動過程如圖7所示，為清楚顯示結構在吸能過程中的運動，圖中省略了基座等外部結構，僅顯示摩擦導柱與摩擦片間的相對運動。如圖7(a)所示，當=1 ms時因過渡區的初始時刻碰撞而產生撞擊力峰值；隨后摩擦片與過渡區不再發生碰撞，如圖7(b)所示，此時力位移曲線迅速下降；隨著進一步的運動，碟形彈簧受壓作用力增大，如圖7(c)和7(d)所示，力位移曲線隨之上升；當摩擦導柱與摩擦片完全接觸后摩擦力趨于穩定，整個吸能過程的運動與力位移曲線相符。

吸能結束后摩擦作用消耗了329 kJ能量，占初始動能的82 %。此外，吸能過程中還產生了黏性損耗(49.4 kJ)與應變能(11.6 kJ)，其原因在于，材料內部阻尼消耗了一部分動能，同時吸能結束后碟形彈簧組仍處于壓縮狀態，具有一定的彈性勢能。

(a) t=1 ms；(b) t=2 ms；(c) t=5 ms；(d) t=10 ms

隨著吸能結構的運動，摩擦副上生成大量熱能，造成溫度升高。摩擦導柱的最高溫度為 224.4 ℃，出現在過渡區，如圖8(a)所示。造成這種現象的原因在于：在吸能的初始階段，摩擦片與摩擦導柱過渡區發生碰撞與擠壓，在過渡區發生持續的摩擦，造成熱量聚集在過渡區表面。而摩擦片的最高溫度約為869 ℃，如圖8(d)所示。摩擦片的最高溫度集中在摩擦片中央區域，呈環形分布在摩擦片上，與碟形彈簧接觸面相符，而其余大部分區域均低于600 ℃。其原因在于：摩擦導柱在制動過程中與摩擦片接觸面始終在變化，而摩擦片的接觸面固定不變。此外，摩擦片的溫度場分布云圖也說明摩擦片應采用耐高溫摩擦材料，如飛機剎車片 材料。

整個吸能過程中，結構的應力最大值為 766 MPa，沒有超過材料的屈服強度，可以認為在考慮熱效應的情況下本吸能結構安全可靠，能夠穩定發揮吸能作用。

(a) t=10 ms；(b) t=70 ms；(c) t=120 ms；(d) 摩擦片溫度場

3 摩擦式吸能結構影響因素分析

3.1 摩擦因數μ對吸能特性的影響

改變摩擦因數，變化范圍為0.28~0.36，中間摩擦板厚度3固定為17 mm，碰撞初速度為 10 m/s。

圖9(a)為結構的平均摩擦力與初始峰值，隨摩擦因數增大，初始峰值力從422 kN上升至507 kN，而平均摩擦力由536 kN上升至661 kN，且增長呈線性關系。這表示當摩擦因數增大時摩擦作用增強，初始碰撞也有所增強。圖9(b)為摩擦片與摩擦導柱的最高溫度與結構最大熱應力，增大摩擦因數將造成結構的溫度場明顯上升，從869℃升高至901℃，其原因在于：平均摩擦力的增大導致更多的熱量生成在接觸表面，從而造成溫度升高，也使得結構熱應力上升。當=0.36時，結構最大熱應力為836 MPa。

3.2 中間摩擦板厚度t3對吸能特性的影響

改變中間摩擦板厚度3，變化范圍為16~17 mm，摩擦因數μ為0.3，碰撞初速度恒定10 m/s。

中間摩擦板厚度3對吸能特性的影響與摩擦因數相類似，如圖10(a)所示，當厚度3由16增大到17 mm時，結構初始峰值力從370 kN上升至441 kN，而平均摩擦力由495 kN上升至566 kN。這是因為中間摩擦板厚度3的增大使初始碰撞增強，同時彈簧壓縮量變大，使得摩擦力增大。從圖10(b)中可以看出，隨著厚度3的增大，摩擦片、摩擦導柱的最高溫度和結構最大熱應力均有上升。摩擦片最高溫度由757 ℃升高至869 ℃，結構最大熱應力由701 MPa升高至766 MPa。因此，增大中間摩擦板厚度3可以使結構吸能量顯著增加，但需要考慮溫度場、應力場上升所帶來的不利影響，同時過渡區厚度3的增大受到碟形彈簧最大許用壓縮量的限制。

3.3 碰撞初速度v對吸能特性的影響

改變碰撞初速度，變化范圍為10~15 m/s，中間摩擦板厚度3為17 mm，摩擦因數為0.3。

如圖11(a)所示，隨著碰撞速度增大，初始峰值力由441 kN逐漸增大至503 kN，而平均摩擦力僅有小幅度上升，這是因為初始峰值力的上升使得過渡區的吸能量有所增加。可以看出，碰撞速度的增大僅對結構的初始碰撞有影響而并不會增強摩擦作用。從圖11(b)中可以看到，與增大摩擦因數和中間摩擦板厚度不同，碰撞速度增大會使得摩擦片溫度升高而摩擦導柱溫度略有降低。造成這種現象的原因是：摩擦片溫度相比摩擦導桿要高，當速度提高后摩擦片與摩擦導柱接觸表面之間單位時間內的熱量傳導減少，加劇了摩擦片上的熱量聚集。當=15 m/s時，摩擦片最高溫度達到991 ℃。同時速度的增大同樣會帶來結構最大熱應力增大，當=15 m/s時，結構最大熱應力為974 MPa。

圖9 摩擦因數對吸能特性的影響

圖10 中間摩擦板厚度t3對吸能特性的影響

圖11 碰撞初速度v對吸能特性的影響

4 結論

1) 通過有限元仿真分析研究，本文設計的摩擦式吸能結構能夠在發生碰撞時產生穩定摩擦吸收動能，其摩擦力平穩，能夠滿足城軌車輛吸能結構設計要求。

2) 本文設計的城軌車輛用摩擦式吸能結構與常規的吸能結構不同，其初始峰值力小于平均摩擦力，其原因在于：由于過渡區之間的初始碰撞在接觸面產生法向力峰值，隨著吸能結構的運動法向力迅速下降，使得法向力在運動方向的分量產生峰值，同時接觸面摩擦力隨著吸能結構的運動逐漸上升直至穩定。

3) 增大摩擦因數與中間摩擦板厚度3，吸能結構的平均摩擦力、初始峰值力均明顯增大。因此，使用摩擦因數更大的摩擦材料或加厚中間摩擦板將使摩擦式吸能結構的吸能量增大，但同時會造成結構熱效應的提升，帶來一定的不利影響。此外，中間摩擦板厚度還受到碟形彈簧最大許用壓縮量的限制。

4) 碰撞初速度的增大將造成初始峰值力明顯增大而對平均摩擦力影響很小，因此碰撞速度的增大僅對結構的初始碰撞有影響而并不會增強摩擦作用。同時速度增大也將造成結構熱效應的提升，尤其是加劇摩擦片上的熱量聚集效應。

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(編輯 陽麗霞)

Numerical investigations of a new frictional energy absorption structure for urban railway vehicle

WANG Tianjun1, 2, 3, LU Zhaijun1, 2, 3, SUN Chengming1, 2, 3, WANG Junyan1, 2, 3

(1. Key Laboratory of Traffic Safety on Track, Central South University, Ministry of Education, Changsha 410075, China; 2. Joint International Research Laboratory of Key Technology for Rail Traffic Safety, Changsha 410075, China; 3. National & Local Joint Engineering Research Center of Safety Technology for Rail Vehicle, Changsha 410075, China)

To improve the crashworthiness and protect the safety of occupants of urban rail vehicles, in this paper a new energy absorption structure (EAS) base on friction for metro vehicles was proposed. The finite element model (FEM) was established by using ABAQUS for thermo-mechanical coupled analysis. Moreover, the effects of parameters of this new EAS on the energy absorption characteristics were studied. The results show that the friction force of this new EAS is stable and this new EAS can meet the design requirements of urban railway vehicle end energy absorption structure. The initial rigid impact of this EAS decreases rapidly so that the initial peak force is smaller than average friction force. Further results show that the increase of friction coefficientorthicknesstwill cause the linear increase of initial peak force and mean friction force, meanwhile enhance thermal effects. The increase of initial impact velocitywill increase initial peak force transparently while its effect on mean friction force is slight, and exacerbate heat accumulation of friction plate.

urban railway vehicle; energy absorption structure; frictional energy absorption; finite element simulation; thermo-mechanical coupled analysis

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2019.05.025

U270.38

A

1672 ? 7029(2019)05 ? 1299 ? 08

2018?06?25

國家自然科學基金資助項目(U1334208)

魯寨軍(1975?)，男，湖南醴陵人，教授，博士，從事軌道車輛結構和動力學研究；E?mail：qlzjzd@csu.ed.cn