列車斜向撞擊剛性障礙物碰撞動(dòng)力響應(yīng)分析

邢 藝，晉民杰，范 英

（太原科技大學(xué) 交通與物流學(xué)院，山西 太原 030024）

前言

隨著軌道交通的飛速發(fā)展，軌道列車的運(yùn)行安全性越來(lái)越成為人們關(guān)注的重點(diǎn)[1-2]。但由于人為、自然等因素，列車碰撞事故是不可避免的。列車與障礙物之間發(fā)生的斜向碰撞與正面碰撞或追尾碰撞明顯不同[3-5]，因此開展軌道列車斜向碰撞特性的研究非常必要。

標(biāo)準(zhǔn)EN 15227 中有有軌電車呈45 °撞擊剛性障礙物的碰撞場(chǎng)景[6]，但文獻(xiàn)[7]中指出，在大的撞擊角度下（45 °），列車不大可能不發(fā)生脫軌，選取了25 °撞擊角度作為碰撞模擬工況。基于此本文選擇25 °作為撞擊角度，采用列車撞擊全約束剛性墻模擬列車與剛性障礙物發(fā)生的斜向碰撞，分析了25 °碰撞角度下列車的斜向碰撞動(dòng)力響應(yīng)特性。

1 列車斜向碰撞仿真力學(xué)模型建立

1.1 網(wǎng)格劃分

列車車體選用某地鐵列車結(jié)構(gòu)，采用HYPERMESH 有限元前處理軟件建立列車的有限元模型，列車的整體有限元模型如圖1，該地鐵車輛采用4 節(jié)車編組，對(duì)前兩節(jié)車進(jìn)行詳細(xì)的有限元建模，后兩節(jié)車用質(zhì)量點(diǎn)單元模擬進(jìn)行簡(jiǎn)化。

圖1 列車有限元模型

列車有限元模型主要由端部變形吸能區(qū)、車體結(jié)構(gòu)、轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)和車鉤結(jié)構(gòu)組成。列車車體采用板、梁組合結(jié)構(gòu)，由底架、側(cè)墻、端墻、車頂、司機(jī)室（頭車）組成。整車碰撞仿真的精度和計(jì)算效率與網(wǎng)格密度的大小有直接關(guān)系，網(wǎng)格尺寸越小的單元時(shí)間步長(zhǎng)越小，計(jì)算效率越低。因此為了平衡仿真精度和計(jì)算效率，在整車碰撞仿真中，對(duì)列車不同的部位采用不同大小的網(wǎng)格劃分方式。對(duì)車體劃分網(wǎng)格時(shí)，將碰撞時(shí)發(fā)生嚴(yán)重變形的車體前端部位設(shè)置成較小的單元尺寸10～20 mm，以捕捉小的網(wǎng)格變形，車體中部乘客區(qū)基本只發(fā)生彈性變形，產(chǎn)生的應(yīng)力較低，設(shè)置網(wǎng)格大小為30～40 mm，以提高計(jì)算仿真效率，并且采用漸進(jìn)的方式對(duì)網(wǎng)格的過(guò)渡區(qū)域進(jìn)行合理離散。車體的大部分結(jié)構(gòu)為長(zhǎng)度方向的尺寸遠(yuǎn)大于厚度方向尺寸的板梁件結(jié)構(gòu)，因此采用薄殼單元進(jìn)行模擬，并賦予薄殼單元相應(yīng)的厚度；門角、窗角處則采用實(shí)體單元進(jìn)行模擬。建模過(guò)程中殼單元盡量采用四邊形單元離散，實(shí)體單元采用六面體單元離散，并且減少三角形單元的使用數(shù)量。整個(gè)有限元模型單元總數(shù)為961 972，其中殼單元914 910 個(gè)，實(shí)體單元共1 272 個(gè)，三角形單元13 762，三角形單元占單元總數(shù)的1.43%。

1.2 輪軌關(guān)系的模擬

轉(zhuǎn)向架是軌道列車重要的組成部分，合理的轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)是列車安全運(yùn)行的重要保證。正確的輪軌關(guān)系對(duì)保證列車在軌道上正常運(yùn)行至關(guān)重要，目前對(duì)輪軌關(guān)系的研究主要集中在車輛動(dòng)力學(xué)領(lǐng)域，在列車碰撞領(lǐng)域，主要研究列車正面碰撞，由于車輛結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，列車間的撞擊力在橫向方向不會(huì)產(chǎn)生分力，不會(huì)考慮碰撞引起的脫軌或者傾覆。由于軌道列車斜向碰撞會(huì)導(dǎo)致列車碰撞界面產(chǎn)生較大的橫向分力，這個(gè)橫向分力會(huì)打破輪軌間原有的平衡關(guān)系，導(dǎo)致車輪有脫軌危險(xiǎn)。因此正確的輪軌關(guān)系的模擬對(duì)研究列車斜向碰撞的動(dòng)力響應(yīng)是至關(guān)重要的。

按照標(biāo)準(zhǔn)，對(duì)鋼軌外形、車輪踏面進(jìn)行了詳細(xì)建模，鋼軌采用60 kg/m 鋼軌，輪緣踏面采用LMA 磨耗型踏面。輪軌接觸有限元模型如圖2，轉(zhuǎn)向架車輪與鋼軌采用自動(dòng)面面接觸（CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE），動(dòng)、靜摩擦系數(shù)都取為0.08。輪軌滾動(dòng)摩擦系數(shù)的范圍是0.08～0.1，考慮到未制動(dòng)的情況，取輪軌摩擦系數(shù)為0.08。

圖2 輪軌接觸有限元模型

1.3 車體與轉(zhuǎn)向架連接的模擬

列車轉(zhuǎn)向架是保證列車平穩(wěn)、安全運(yùn)行的關(guān)鍵，轉(zhuǎn)向架主要由構(gòu)架、輪對(duì)、中心銷、牽引拉桿等構(gòu)成，一系懸掛用來(lái)連接構(gòu)架和輪對(duì)，采用橡膠彈簧；二系懸掛采用空氣彈簧，用來(lái)連接構(gòu)架和車體。在碰撞過(guò)程中采用離散梁?jiǎn)卧╠iscrete beam）模擬一系和二系懸掛，并采用非線性6 自由度離散梁?jiǎn)卧牧希?mat_general_nonlinear_6dof_discrete_beam），該材料可以模擬彈簧三個(gè)方向的剛度，還可以模擬彈簧的預(yù)壓，計(jì)算開始時(shí)車體的重力與預(yù)壓力平衡，與實(shí)際情況相符。車體碰撞過(guò)程中撞擊力通過(guò)轉(zhuǎn)向架的懸掛裝置將撞擊力傳遞到輪對(duì)，牽引拉桿和中心銷主要傳遞車體與轉(zhuǎn)向架之間的縱向載荷，垂向載荷、橫向載荷則主要由空氣彈簧承受。一系懸掛橡膠彈簧垂向剛度為1.3 kN/mm，橫向和縱向的剛度為5.2 kN/mm；二系懸掛空氣彈簧垂向剛度為422 N/mm，橫向和縱向的剛度為142 kN/mm。

1.4 列車動(dòng)力響應(yīng)評(píng)價(jià)準(zhǔn)則

當(dāng)列車碰撞引發(fā)車輪和軌頭失去接觸時(shí)，輪軌間的接觸力就會(huì)消失，因此傳統(tǒng)的基于輪軌力的脫軌評(píng)價(jià)準(zhǔn)則不太適合評(píng)估碰撞誘發(fā)的脫軌。本文根據(jù)車輪的抬升量來(lái)評(píng)定列車脫軌[8]。當(dāng)車輪的抬升量小于車輪的輪緣高度，可以認(rèn)為車輪處于未脫軌的安全狀態(tài)，因?yàn)榇藭r(shí)車輪還不能擺脫鋼軌的約束；當(dāng)車輪的抬升量大于車輪的輪緣高度，可以判定車輪發(fā)生脫軌。就我國(guó)鐵道車輛而言，磨耗形踏面車輪的輪緣高度為27 mm，當(dāng)車輪的垂向位移大于27 mm 且橫向位移大于60 mm 時(shí)，認(rèn)為列車發(fā)生脫軌。

2 碰撞響應(yīng)分析

2.1 碰撞工況確定

為了模擬列車與障礙物之間發(fā)生的斜向碰撞，采用固定剛性障礙物來(lái)模擬惡劣工況下列車在不同角度下的動(dòng)力響應(yīng)，剛性墻主要用于剛體與彈性體之間的接觸，通過(guò)關(guān)鍵字*rigidwall_planar 定義平面剛性墻，選擇列車上的點(diǎn)為從節(jié)點(diǎn)，防止列車與剛性墻發(fā)生穿透，定義剛性墻與彈性體之間的摩擦系數(shù)為0.1。建立單列車撞擊固定剛性墻的碰撞工況，在實(shí)車試驗(yàn)中也多采用車體撞擊剛性墻進(jìn)行碰撞性能分析，單列車撞擊剛性墻工況不僅可以為試驗(yàn)提供數(shù)值分析基礎(chǔ)，而且更能獲得車體的薄弱部位。列車斜向撞擊剛性墻碰撞工況如圖3 所示。

圖3 列車斜向撞擊剛性墻示意圖

2.2 列車碰撞響應(yīng)

2.2.1 列車端部結(jié)構(gòu)變形

列車撞擊速度為8 km/h、12 km/h、16 km/h 時(shí)，頭車端部結(jié)構(gòu)最終變形如圖4 所示。在8 km/h 的撞擊速度下，車體端部結(jié)構(gòu)一位側(cè)發(fā)生了一定程度的塑性變形，端部結(jié)構(gòu)縱向變形量的最大值為258 mm，碰撞吸能區(qū)第一根薄壁方管發(fā)生了塑性變形；在12 km/h 的撞擊速度下，端部結(jié)構(gòu)縱向變形量的最大值為484 mm；在16 km/h 的撞擊速度下，端部吸能結(jié)構(gòu)前兩根梁發(fā)生了塑性變形，端部結(jié)構(gòu)縱向變形量的最大值為537 mm。

圖4 頭車端部結(jié)構(gòu)變形圖

2.2.2 列車車輪位移響應(yīng)

為了對(duì)列車轉(zhuǎn)向架的響應(yīng)情況進(jìn)行考察，對(duì)轉(zhuǎn)向架一位端和二位端的車輪位移進(jìn)行分析，面對(duì)列車運(yùn)行的方向，左側(cè)為一位端，右側(cè)為二位端。不同撞擊速度下頭車轉(zhuǎn)向架車輪的位移情況如圖5 所示，在8 km/h 的撞擊速度下，一位端轉(zhuǎn)向架前后端輪對(duì)的最大橫向位移分別為－12.01 mm 和－10.95 mm，二位端轉(zhuǎn)向架前后端輪對(duì)的橫向位移最大值分別為24.43 mm 和29.35 mm，列車能夠安全運(yùn)行，不會(huì)發(fā)生脫軌。

圖5 頭車轉(zhuǎn)向架車輪橫向位移

在12 km/h 的撞擊速度下，頭車轉(zhuǎn)向架一位端前后端車輪的橫向位移分別在453 ms 和465 ms 達(dá)到60 mm，之后橫向位移繼續(xù)增大，一位端轉(zhuǎn)向架發(fā)生脫軌。二位端轉(zhuǎn)向架前后端輪對(duì)橫向位移的最大值分別為40.16 mm 和65.60 mm。

在16 km/h 的撞擊速度下，頭車轉(zhuǎn)向架一位端前后端車輪分別在125 ms 和266 ms 橫向位移達(dá)到60 mm，二位端轉(zhuǎn)向架前端輪對(duì)在461 ms 橫向位移達(dá)到60 mm，之后橫向位移一直增大，一位端轉(zhuǎn)向架和二位端轉(zhuǎn)向架前端輪對(duì)均發(fā)生脫軌，二位端轉(zhuǎn)向架后端輪對(duì)橫向位移的最大值44.21 mm。

2.2.3 列車減速度和吸能情況

列車在不同速度等級(jí)下的列車加速度和吸能量的變化曲線如圖6，隨著撞擊速度的提高，列車的加速度增大，加速度隨著撞擊速度的增大線性增大；在小的撞擊速度（v=8 km/h）下，列車的沖擊動(dòng)能主要由頭車端部結(jié)構(gòu)和鉤緩裝置吸收，吸能量分別為165.27 kJ 和88.32 kJ；在較大的撞擊速度（v=12 km/h，v=16 km/h）下，列車的沖擊動(dòng)能主要由頭車端部結(jié)構(gòu)吸收，端部結(jié)構(gòu)分別吸收331.85 kJ 和372.7 kJ 的沖擊動(dòng)能。

圖6 列車各部位響應(yīng)曲線

3 結(jié)論

本文對(duì)地鐵列車在不同速度等級(jí)下斜向剛性障礙物的工況進(jìn)行有限元仿真分析，仿真結(jié)果表明：列車在三個(gè)速度等級(jí)下，端部結(jié)構(gòu)和鉤緩裝置能夠有效吸收沖擊動(dòng)能；車體的平均加速度不超過(guò)5 g，符合EN 15227 標(biāo)準(zhǔn)。在8 km/h 的撞擊速度下，列車安全運(yùn)行，轉(zhuǎn)向架車輪不會(huì)發(fā)生脫軌；在12 km/h 的撞擊速度下，頭車轉(zhuǎn)向架一位端前后端車輪分別在453 ms 和465 ms 達(dá)到脫軌的臨界狀態(tài)，頭車一位端轉(zhuǎn)向架發(fā)生脫軌；在16 km/h 的撞擊速度下，頭車一位端轉(zhuǎn)向架前后端車輪分別在125 ms 和266 ms 達(dá)到脫軌的臨界狀態(tài)，二位端轉(zhuǎn)向架前端輪對(duì)在461 ms 達(dá)到脫軌的臨界狀態(tài)，頭車一位端轉(zhuǎn)向架車輪和二位端前端輪對(duì)發(fā)生脫軌。