氣液-壓潰組合式緩沖裝置沖擊吸能特性實(shí)驗(yàn)研究

車全偉，許 平，王晉樂(lè)，趙士忠，于洋洋，譚博文

(1.中南大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410075；2.中車青島四方機(jī)車車輛股份有限公司,山東 青島 266111；3.中南大學(xué) 軌道交通安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙 410075；4.中南大學(xué) 軌道交通安全關(guān)鍵技術(shù)國(guó)際合作聯(lián)合實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙 410075；5.中南大學(xué) 軌道交通列車安全保障技術(shù)國(guó)家地方聯(lián)合工程研究中心，湖南 長(zhǎng)沙 410075)

中間車鉤是軌道車輛上最重要的部件之一，主要由鉤體、緩沖吸能裝置、連接卡環(huán)裝置及車鉤座等構(gòu)成。車輛與車輛之間通過(guò)中間車鉤進(jìn)行連接，實(shí)現(xiàn)整列車編組運(yùn)營(yíng)。在列車運(yùn)行過(guò)程中，車鉤可以傳遞縱向荷載，如牽引力和制動(dòng)力，使車輛之間保持一定距離[1]。車鉤中的緩沖裝置在列車啟動(dòng)、制動(dòng)、調(diào)車作業(yè)以及列車運(yùn)營(yíng)作業(yè)中牽引力發(fā)生變化時(shí)能夠緩和車輛間的縱向沖擊和振動(dòng)[2]。另外車鉤緩沖吸能裝置作為車輛間主要的吸能部件，在列車發(fā)生碰撞時(shí)，能吸收大量沖擊動(dòng)能，降低乘員損傷，保護(hù)乘客安全。由此可見(jiàn)，車鉤對(duì)于列車的安全運(yùn)行起著至關(guān)重要的作用，對(duì)其抗沖擊性能的研究已經(jīng)是軌道交通領(lǐng)域的重要研究課題。

當(dāng)前高速動(dòng)車組快速發(fā)展的大環(huán)境下，作為車輛間重要的連接部件，對(duì)動(dòng)車組車鉤的研究更為迫切。動(dòng)車組中間車鉤緩沖吸能裝置主要有鋼彈簧緩沖器、橡膠緩沖器、液壓緩沖器和氣液緩沖器。如CRH2系列/CRH380 A使用的柴田半永久車鉤采用橡膠緩沖器，其緩沖器容量為10.78 kJ；CRH3/CRH380B使用的福伊特半永久車鉤緩沖吸能裝置由金屬環(huán)簧緩沖器、橡膠緩沖墊以及氣液緩沖器組成，其中，金屬環(huán)簧緩沖器容量為7.8 kJ，氣液緩沖器容量為40 kJ；CRH5使用的丹納半永久車鉤緩沖吸能裝置由金屬環(huán)簧緩沖器、橡膠緩沖墊以及氣液緩沖器組成，金屬環(huán)簧緩沖器容量為2.5 kJ，橡膠緩沖器容量為16 kJ，氣液緩沖器容量為75 kJ；CRH1系列的中間半永久車鉤緩沖吸能裝置由金屬環(huán)簧緩沖器、橡膠緩沖墊、壓潰管組成，其金屬環(huán)簧緩沖器容量為17 kJ，壓潰管容量達(dá)到525 kJ[3]。綜合對(duì)比發(fā)現(xiàn)，氣液緩沖器與壓潰管的吸能量明顯高于其他類型的緩沖吸能裝置。同時(shí)氣液緩沖器使用氮?dú)鈴椈珊鸵后w黏滯阻力，具有容量大、性能穩(wěn)定、良好的阻抗特性、無(wú)磨耗和維修量少等特點(diǎn)[4]。因此，新統(tǒng)型的某中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)動(dòng)車組中間車鉤緩沖吸能裝置采用氣液緩沖器與壓潰管的串聯(lián)結(jié)構(gòu)，以滿足更高運(yùn)行速度中的緩沖與耗能需求。同時(shí)，既有中間車鉤實(shí)驗(yàn)研究只針對(duì)單獨(dú)的緩沖器或壓潰管，對(duì)于氣液緩沖器與壓潰管串聯(lián)模式的緩沖裝置吸能特性的研究還尚未開(kāi)展。因此，本文將以高速列車中間車鉤為研究對(duì)象，探究其耐沖擊行為。

目前，車鉤耐沖擊性能的研究主要包括數(shù)學(xué)模型、靜壓實(shí)驗(yàn)、落錘實(shí)驗(yàn)與沖擊實(shí)驗(yàn)。文獻(xiàn)[5]推導(dǎo)氣液緩沖器吸能量的計(jì)算公式，結(jié)合實(shí)際車輛連掛給出了緩沖能量的數(shù)值算例。文獻(xiàn)[6]建立車輛連掛沖擊的數(shù)學(xué)模型和緩沖器修正模型，研究了鋼彈簧緩沖器、橡膠緩沖器、液壓緩沖器間的組合對(duì)車輛縱向沖擊特性的影響。文獻(xiàn)[7]采用多體動(dòng)力學(xué)方法，建立包括軌道、輪軌、車鉤等多子系統(tǒng)的列車縱向-垂向平面碰撞動(dòng)力學(xué)模型，研究列車碰撞響應(yīng)機(jī)理。其中在對(duì)車鉤建模時(shí)，根據(jù)實(shí)際車鉤的動(dòng)態(tài)特性曲線通過(guò)擬合方法獲得了車鉤的力函數(shù)。文獻(xiàn)[8]建立兩列車的對(duì)撞三維多體動(dòng)力學(xué)模型，分析發(fā)現(xiàn)車鉤作為列車碰撞過(guò)程中第一級(jí)吸能部件，能夠有效保護(hù)車體。文獻(xiàn)[9]對(duì)緩沖器建立一種改進(jìn)的非線性數(shù)學(xué)模型，其中考慮了弧面摩擦的影響，并增加了車鉤轉(zhuǎn)角失效單元，研究了車鉤的穩(wěn)定性與列車運(yùn)行安全。文獻(xiàn)[10]建立考慮不同車鉤和緩沖系統(tǒng)的列車動(dòng)力學(xué)模型，分析車鉤阻抗力和容量對(duì)列車運(yùn)行安全的影響。由于車鉤實(shí)際使用過(guò)程中強(qiáng)烈的非線性特性，采用數(shù)值模型并不能準(zhǔn)確地得到車鉤的力學(xué)特性，因此需要通過(guò)實(shí)驗(yàn)來(lái)分析車鉤的力學(xué)行為，并獲取其特性曲線。文獻(xiàn)[11-12]對(duì)車鉤緩沖系統(tǒng)進(jìn)行靜強(qiáng)度實(shí)驗(yàn)，驗(yàn)證了車鉤的伸縮性能，并分析了車鉤的靜態(tài)特性。文獻(xiàn)[13]采用落錘實(shí)驗(yàn)研究緩沖器在加載和卸載過(guò)程中的遲滯特性，建立緩沖器非線性遲滯模型。文獻(xiàn)[14]通過(guò)12 t落錘實(shí)驗(yàn)研究車鉤緩沖器的特性曲線，并驗(yàn)證了低速臺(tái)車沖擊實(shí)驗(yàn)的有效性。由于氣液緩沖器的耐碰撞性能受沖擊質(zhì)量、沖擊速度影響較大[15]，中間車鉤長(zhǎng)度為2.3 m，落錘高度受到限制，實(shí)驗(yàn)速度無(wú)法滿足實(shí)驗(yàn)要求。而臺(tái)車沖擊實(shí)驗(yàn)由于其更好的靈活性，沖擊速度、沖擊質(zhì)量和能量均能模擬軌道車輛車鉤的撞擊場(chǎng)景需求，因此對(duì)車鉤的動(dòng)態(tài)實(shí)驗(yàn)采用臺(tái)車沖擊實(shí)驗(yàn)。文獻(xiàn)[16]采用臺(tái)車沖擊實(shí)驗(yàn)研究頭鉤不同速度下的連掛特性，其實(shí)驗(yàn)方法是將一輛臺(tái)車前端安裝車鉤的臺(tái)車沖擊另外一個(gè)安裝在剛性墻上的車鉤，考查其連接特性。然而，中間車鉤與頭鉤不同，在動(dòng)車組實(shí)際運(yùn)營(yíng)過(guò)程中始終處于連掛狀態(tài)，其作用特性受前后兩節(jié)車輛狀態(tài)共同影響，其中包括復(fù)雜的輪軌關(guān)系、懸掛特性、動(dòng)力分布等因素；其所受沖擊速度也非列車碰撞速度，而是車輛間的相對(duì)速度。因此，需要對(duì)該種中間車鉤設(shè)計(jì)特定的工裝，來(lái)滿足實(shí)驗(yàn)的要求。

1 氣液-壓潰組合式緩沖裝置吸能特性理論分析

國(guó)內(nèi)某型號(hào)動(dòng)車組用中間車鉤總長(zhǎng)為2.3 m，結(jié)構(gòu)如圖1所示，由一端帶緩沖器和一端帶壓潰管的兩種車鉤成對(duì)配合，實(shí)現(xiàn)車輛之間的機(jī)械連接。兩種車鉤之間通過(guò)連接卡環(huán)進(jìn)行手工連接，采用易分離式連接卡環(huán)連接，能夠確保連掛牢固、可靠、無(wú)間隙[17]。帶緩沖器中間車鉤內(nèi)裝有環(huán)簧和氣液緩沖器，由安裝座、鉤尾銷、拉環(huán)橡膠軸承、氣液緩沖器、風(fēng)管連接器等零部件組成。帶壓潰管中間車鉤裝有壓潰管裝置，由安裝座、鉤尾銷、拉環(huán)橡膠軸承、壓潰管、連接卡環(huán)及風(fēng)管連接器等組成。

動(dòng)車組中間車鉤在列車啟動(dòng)、制動(dòng)、調(diào)車作業(yè)以及列車運(yùn)行等低速?zèng)_擊作用下，主要通過(guò)氣液緩沖器吸收沖擊動(dòng)能，緩和車輛間的縱向沖擊和振動(dòng)。配置有該中間車鉤的8編組列車滿足7 km/h正常連掛，確保車體結(jié)構(gòu)不發(fā)生永久變形，其抗拉設(shè)計(jì)載荷不小于1 000 kN，抗壓設(shè)計(jì)載荷不小于1 500 kN。

1.1 氣液緩沖器吸能特性理論分析

動(dòng)車組中間車鉤氣液緩沖器結(jié)構(gòu)原理[3]如圖2所示，緩沖器采用拉壓獨(dú)立的緩沖裝置。油腔中注滿液壓油，氣腔中為高壓氮?dú)?，氣腔與油腔間通過(guò)浮動(dòng)活塞隔離。在受壓時(shí)，柱塞被壓入油腔，油腔1中的液壓油通過(guò)阻尼環(huán)及阻尼棒形成的環(huán)縫和單向錐閥與柱塞端部形成的錐閥節(jié)流孔流到油腔2中，使得油腔2油量增大，浮動(dòng)活塞向左移動(dòng)，氣腔中的氮?dú)獗粔嚎s。當(dāng)沖擊結(jié)束后，高壓氮?dú)鈱⒒钊謴?fù)到原來(lái)的位置[5]。在受拉時(shí)，環(huán)彈簧受到擠壓，發(fā)生徑向變形，內(nèi)外環(huán)彈簧之間摩擦吸收沖擊能量[18]。

圖2 氣液緩沖器主要結(jié)構(gòu)

壓縮過(guò)程中氣液緩沖器阻抗力可以表示為

F=A1P1=A1(ΔP+P3)

(1)

油腔1的流量連續(xù)性方程為

(2)

式中：A1為油腔1有效作用面積；Δx1為阻尼棒行程；Q為油腔1的流量；Δt為單位時(shí)間；V1為壓縮過(guò)程中油腔1油液的體積；P1為油腔1油液壓力；P3為氣腔壓力；K為液壓油體積彈性模量。

液壓油流經(jīng)阻尼環(huán)與阻尼棒形成縫隙的壓力-流量特性為

(3)

式中：Q為通過(guò)縫隙流量；d為阻尼棒直徑；ΔP為縫隙兩端壓差；l為縫隙長(zhǎng)度；δ為縫隙間距；v為阻尼棒與阻尼環(huán)相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度；μ為液壓油動(dòng)力黏度。

緩沖過(guò)程為絕熱過(guò)程，壓縮氣體的理想狀態(tài)方程為

(4)

式中：P0為氮?dú)獬跏級(jí)簭?qiáng)；V0為氮?dú)獬跏俭w積；A3為氣腔的有效作用面積；n為氣體多變指數(shù)，氮?dú)馐请p原子氣體，n可取為1.40～1.41[4]。

氣液緩沖器壓縮理論計(jì)算與靜壓實(shí)驗(yàn)對(duì)比分析如圖3所示。由式(1)得出的氣液緩沖器理論值能夠較好地應(yīng)對(duì)緩沖器的壓縮行程。靜壓實(shí)驗(yàn)得到緩沖器最大壓縮行程為62 mm，最大阻抗力為800 kN。

圖3 氣液緩沖器壓縮理論計(jì)算與靜壓實(shí)驗(yàn)對(duì)比

1.2 膨脹壓潰管吸能特性理論分析

動(dòng)車組中間車鉤膨脹壓潰管主要用來(lái)承受車輛的縱向中高速?zèng)_擊，主要由膨脹錐、套筒以及兩者的連接裝置等結(jié)構(gòu)組成，如圖4所示。在車輛正常運(yùn)行時(shí)，依靠連接裝置實(shí)現(xiàn)拉伸縱向載荷的傳遞。當(dāng)沖擊力達(dá)到壓潰管阻抗力閾值，結(jié)構(gòu)縱向壓縮時(shí)，膨脹錐擠壓外套筒，外套筒發(fā)生鼓脹變形，沖頭處受到外套筒周向塑性變形的擠壓力與縱向滑動(dòng)摩擦力，通過(guò)膨脹錐與套筒之間的摩擦以及外套筒塑性變形耗散能量[19]。壓潰管內(nèi)套筒設(shè)置有觸發(fā)標(biāo)記。

圖4 壓潰管主要結(jié)構(gòu)

壓縮過(guò)程中，外套筒膨脹塑性變形，總軸向力可以表示為[20]

F=2πr0t0σx

(5)

式中：r0為外套筒原始內(nèi)徑；t0為外套筒壁厚；σx為軸向應(yīng)力。

其中軸向應(yīng)力σx可以表示為

(6)

參數(shù)a,b,c為

式中：β來(lái)自塑性屈服準(zhǔn)則，對(duì)于平面應(yīng)力狀態(tài)β為1.15；σs為鋼塑性材料模型中的屈服應(yīng)力；B為鋼塑性材料模型中的塑性強(qiáng)化系數(shù)；α為沖頭膨脹角；μ為摩擦系數(shù)；r′為外套管最終膨脹半徑。

膨脹管最終膨脹內(nèi)徑r′為

r′=ktanα+r1

(7)

式中：r1為內(nèi)套筒外徑。

壓潰管理論計(jì)算與靜壓實(shí)驗(yàn)對(duì)比如圖5所示,壓潰管最大壓縮行程為350 mm，阻抗力為1 470 kN。由式(5)理論計(jì)算結(jié)果為1 228 kN。

2 臺(tái)車沖擊實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

動(dòng)車組用中間車鉤為半永久車鉤，在實(shí)際運(yùn)營(yíng)過(guò)程中始終處于連掛狀態(tài)，并緩沖相鄰車輛間速度差異導(dǎo)致的縱向沖擊載荷。為模擬中間車鉤的真實(shí)連掛狀態(tài)，本次實(shí)驗(yàn)將臺(tái)車1與臺(tái)車2通過(guò)動(dòng)車組用中間車鉤進(jìn)行固連，并沖擊剛性墻，其中，臺(tái)車1前端布置吸能元件以緩解與剛性墻的剛性沖擊，沖擊實(shí)驗(yàn)方法如圖6(a)所示。

測(cè)量?jī)x器布置如圖6(b)所示，在臺(tái)車2端面車鉤座中間處安裝有縱向加速度傳感器，用以獲取沖擊過(guò)程中中間車鉤輸出阻抗力所造成臺(tái)車2加速度變化情況。通過(guò)高速攝影機(jī)獲取碰撞過(guò)程中中間車鉤兩車鉤座間位移變化情況。綜合碰撞過(guò)程中臺(tái)車2加速度計(jì)導(dǎo)出的車鉤力變化情況與中間車鉤兩車鉤座間位移變化來(lái)分析中間車鉤的作用性能。

圖6 中間車鉤沖擊實(shí)驗(yàn)方法

中間車鉤沖擊實(shí)驗(yàn)裝置如圖7所示。車鉤設(shè)計(jì)吸能量550 kJ，考慮最大實(shí)驗(yàn)速度30 km/h，安全系數(shù)為1.5。現(xiàn)有臺(tái)車質(zhì)量分別為26、13.5 t，前后臺(tái)車質(zhì)量應(yīng)盡量保持一致，則臺(tái)車1質(zhì)量設(shè)置為26 t，臺(tái)車2質(zhì)量配置為30 t。中間車鉤質(zhì)量450 kg，在臺(tái)車1沖擊端安裝有蜂窩鋁吸能元件，避免臺(tái)車1與剛性墻的剛性碰撞。實(shí)驗(yàn)中，蜂窩鋁力級(jí)大小對(duì)臺(tái)車1減速度值影響顯著，進(jìn)而對(duì)臺(tái)車1與臺(tái)車2 的速度差值變化產(chǎn)生較大影響。因此，臺(tái)車1前端吸能元件選定應(yīng)盡量靠近動(dòng)車組相應(yīng)位置的吸能配置，為真實(shí)再現(xiàn)臺(tái)車1與臺(tái)車2之間速度差值，為中間車鉤的力變化關(guān)系提供良好的外部條件，本實(shí)驗(yàn)選用壓縮行程300 mm，力級(jí)3 000 kN的蜂窩鋁塊。

圖7 中間車鉤沖擊實(shí)驗(yàn)場(chǎng)景

蜂窩鋁力級(jí)大小直接影響臺(tái)車1的加速度，臺(tái)車2加速度恒定，進(jìn)而影響車鉤壓縮速度。蜂窩鋁吸能元件安裝時(shí)與臺(tái)車1重心對(duì)齊，中間車鉤安裝時(shí)與臺(tái)車1、臺(tái)車2重心對(duì)齊。使用高速攝影機(jī)(NAC MEMRECAM HX-3)記錄中間車鉤區(qū)域(圖1)變形情況，高速攝影機(jī)每秒拍攝張數(shù)為5 000 fps。使用加速度傳感器(Endevco 7264H-1KTZH-300)記錄碰撞過(guò)程中臺(tái)車2的加速度變化情況，加速度傳感器采樣頻率為20 kHz。

中間車鉤作用分為兩個(gè)階段，第一階段對(duì)應(yīng)列車正常運(yùn)作，沖擊速度為7 km/h及以下，即正常運(yùn)行、制動(dòng)和調(diào)車作業(yè)等，車鉤承受沖擊力低于壓潰管觸發(fā)閾值，只有氣液緩沖器發(fā)生作用；第二階段為列車意外工況出現(xiàn)，沖擊速度超過(guò)7 km/h，車鉤承受沖擊力達(dá)到1 500 kN，壓潰管觸發(fā)閾值，壓潰管持續(xù)作用為車鉤提供穩(wěn)定的阻抗力，這時(shí)氣液緩沖器與壓潰管共同作用[21]。

進(jìn)行實(shí)驗(yàn)速度為7.19 km/h的剛性墻沖擊實(shí)驗(yàn)，以對(duì)應(yīng)于車輛調(diào)車作業(yè)速度。進(jìn)行實(shí)驗(yàn)速度分別為18.72和25.68 km/h的剛性墻沖擊實(shí)驗(yàn)，以對(duì)應(yīng)于EN 15227標(biāo)準(zhǔn)中的36 km/h對(duì)撞實(shí)驗(yàn)。其中采用18 km/h剛性墻碰撞實(shí)驗(yàn)可以模擬36 km/h對(duì)撞實(shí)驗(yàn)的原因?yàn)椋喝魞闪熊囐|(zhì)量相同，列車之間的碰撞是完全非彈性碰撞，碰撞后兩列車以相同速度運(yùn)行，則由動(dòng)量守恒可得

M1v0=(M1+M2)v1

(8)

則碰撞過(guò)程中總動(dòng)能耗散為

(9)

碰撞過(guò)程中的動(dòng)能完全由吸能元件耗散,則兩列車吸能部件共同耗散初始動(dòng)能的一半。其中單輛車碰撞過(guò)程耗散的動(dòng)能為

(10)

單輛車吸能元件耗散總動(dòng)能的1/4，即兩列車對(duì)撞實(shí)驗(yàn)耗散總能量相當(dāng)于以對(duì)撞速度的1/2撞擊剛性墻實(shí)驗(yàn)所耗散的總能量。

3 臺(tái)車沖擊實(shí)驗(yàn)結(jié)果

3.1 速度7.19 km/h沖擊吸能特性

中間車鉤變形情況如圖8所示。中間車鉤初始時(shí)刻結(jié)構(gòu)如圖8(a)所示。碰撞發(fā)生后，緩沖器開(kāi)始?jí)嚎s變形，到0.073 s時(shí)壓縮到最大行程，壓潰管未發(fā)生塑性變形，如圖8(b)所示。后車鉤中的緩沖器開(kāi)始卸載，到0.22 s車鉤恢復(fù)原長(zhǎng)，車鉤未發(fā)生永久變形，如圖8(c)所示。壓潰管在車鉤實(shí)驗(yàn)速度為7.19 km/h時(shí)可以恢復(fù)原長(zhǎng)，滿足了動(dòng)車組正常連掛設(shè)計(jì)要求。

圖8 實(shí)驗(yàn)速度7.19 km/h車鉤變形序列圖

車鉤力學(xué)特性曲線如圖9所示。

車鉤在最大行程50 mm時(shí)，具有阻抗力489 kN的原因?yàn)椋壕彌_器內(nèi)采用高壓氮?dú)鈴椈?，車鉤開(kāi)始?jí)嚎s時(shí)提供向后的阻抗力，使臺(tái)車2減速運(yùn)行；當(dāng)車鉤到達(dá)最大行程時(shí)，臺(tái)車2速度降為零，這時(shí)氮?dú)鈴椈苫貜?，依然提供給臺(tái)車2向后的作用力，這個(gè)作用力的方向與車鉤壓縮阻抗力方向一致，將臺(tái)車2加速推回，隨后臺(tái)車2牽引緩沖器完成卸載。

圖9 速度7.19 km/h車鉤力學(xué)特性曲線

3.2 速度18.72 km/h沖擊吸能特性

中間車鉤變形情況如圖10所示。中間車鉤初始時(shí)刻結(jié)構(gòu)如圖10(a)所示。碰撞發(fā)生后，緩沖器首先開(kāi)始?jí)嚎s變形，到0.03 s時(shí)壓潰管開(kāi)始?jí)嚎s變形，如圖10(b)所示。然后緩沖器與壓潰管同時(shí)壓縮變形，如圖10(c)所示。到0.092 s時(shí)中間車鉤達(dá)到最大壓縮距離，如圖10(d)所示,此時(shí)緩沖器與壓潰管同時(shí)到達(dá)最大壓縮距離。之后車鉤中的緩沖器開(kāi)始卸載，到0.22 s車鉤中的緩沖器恢復(fù)到初始狀態(tài)，如圖10(e)所示。

車鉤力學(xué)特性曲線如圖11所示。

車鉤力達(dá)到1 461 kN后不再繼續(xù)上升的原因?yàn)椋捍藭r(shí)壓潰管與緩沖器已經(jīng)開(kāi)始進(jìn)入穩(wěn)定作用階段，如圖10(c)所示，壓潰管將車鉤作用力限制在1 470 kN附近，緩沖器使車鉤作用力上下波動(dòng)。車鉤在最大行程147 mm時(shí)，如圖10(d)所示，依然具有阻抗力1 464 kN的原因?yàn)椋壕彌_器內(nèi)采用高壓氮?dú)鈴椈桑囥^到達(dá)最大行程后氮?dú)鈴椈砷_(kāi)始回彈，提供給臺(tái)車2向后的作用力，將臺(tái)車2加速推回，隨后臺(tái)車2牽引緩沖器完成卸載。

圖10 實(shí)驗(yàn)速度18.72 km/h車鉤變形序列圖

3.3 速度25.68 km/h沖擊吸能特性

中間車鉤變形情況如圖12所示。中間車鉤初始時(shí)刻結(jié)構(gòu)如圖12(a)所示。碰撞發(fā)生后，緩沖器首先開(kāi)始?jí)嚎s變形，到0.034 s時(shí)壓潰管開(kāi)始?jí)嚎s變形，如圖12(b)所示。然后緩沖器與壓潰管同時(shí)壓縮變形，如圖12(c)所示。到0.106 s時(shí)中間車鉤中的緩沖器達(dá)到最大壓縮距離，如圖12(d)所示,此時(shí)壓潰管繼續(xù)壓縮，到0.126 s壓潰管到達(dá)最大壓縮距離，車鉤停止壓縮，如圖12(e)所示。之后車鉤中的緩沖器開(kāi)始卸載，到0.23 s車鉤中的緩沖器恢復(fù)到初始狀態(tài)，如圖12(f)所示。

圖11 速度18.72 km/h車鉤力學(xué)特性曲線

圖12 實(shí)驗(yàn)速度25.68 km/h車鉤變形序列圖

車鉤力學(xué)特性曲線如圖13所示。

車鉤力達(dá)到1 467 kN后不再繼續(xù)上升的原因?yàn)椋簤簼⒐芘c緩沖器已經(jīng)開(kāi)始進(jìn)入穩(wěn)定的作用階段，如圖12(c)所示，壓潰管將車鉤作用力限制在1 470 kN附近，緩沖器使車鉤作用力上下波動(dòng)。車鉤在最大行程338 mm時(shí)，如圖12(e)所示，阻抗力為1 499 kN，緩沖器內(nèi)采用高壓氮?dú)鈴椈砷_(kāi)始回彈，將臺(tái)車2加速推回，隨后臺(tái)車2牽引緩沖器完成卸載。

4 結(jié)果討論

4.1 緩沖裝置靜態(tài)與動(dòng)態(tài)吸能特性對(duì)比

當(dāng)實(shí)驗(yàn)速度為7.19 km/h時(shí)，車鉤阻抗力低于壓潰管觸發(fā)閾值，只有氣液緩沖器作用，耗散沖擊能量。氣液緩沖器作用力來(lái)自兩個(gè)方面，一是液壓油流經(jīng)孔縫時(shí)產(chǎn)生的阻尼力，和流量有關(guān)，即與車鉤壓縮速度有關(guān)，車鉤壓縮速度越大，產(chǎn)生的阻尼力越大；二是與高壓氮?dú)鈴椈蓧嚎s距離有關(guān)，緩沖器壓縮距離越長(zhǎng)，氮?dú)鈴椈煞醋饔昧υ酱蟆?/p>

圖13 速度25.68 km/h車鉤力學(xué)特性曲線

氣液緩沖器沖擊實(shí)驗(yàn)與靜壓實(shí)驗(yàn)性能曲線對(duì)比如圖14所示。其中沖擊實(shí)驗(yàn)曲線在靜壓實(shí)驗(yàn)曲線上方區(qū)域?yàn)闆_擊速度對(duì)緩沖器阻抗力的影響，其阻抗力隨沖擊速度增加而升高；沖擊速度降低后，其阻抗力降低到靜態(tài)阻抗力值，即高壓氮?dú)鈴椈蓭?lái)的阻抗力，其值只與壓縮位移有關(guān)。

圖14 氣液緩沖器動(dòng)靜態(tài)性能對(duì)比

壓潰管沖擊實(shí)驗(yàn)與靜壓實(shí)驗(yàn)性能曲線對(duì)比如圖15所示，壓潰管靜態(tài)壓縮曲線中壓潰管靜態(tài)阻抗力從0 kN經(jīng)壓縮5 mm后才達(dá)到設(shè)計(jì)阻抗力，并且在達(dá)到設(shè)計(jì)阻抗力時(shí)有較高的峰值力。雙臺(tái)車沖擊實(shí)驗(yàn)中壓潰管觸發(fā)時(shí)，緩沖器還未完全壓縮，如圖10(b)所示，受緩沖器影響，車鉤阻抗力曲線較靜壓曲線有明顯的波動(dòng)。壓潰管動(dòng)態(tài)沖擊力值與靜壓實(shí)驗(yàn)力值基本一致。

圖15 壓管動(dòng)、靜態(tài)性能對(duì)比

在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中壓潰管觸發(fā)時(shí)刻在緩沖器完全壓實(shí)前的原因主要是：

(1)車鉤力受車鉤壓縮速度影響，當(dāng)碰撞發(fā)生時(shí)，由于沖擊端臺(tái)車承受撞擊力遠(yuǎn)大于車鉤緩沖器的作用力，造成前后臺(tái)車所受減速度差異較大，前后臺(tái)車相對(duì)速度迅速出現(xiàn)差異，車鉤壓縮速度較高導(dǎo)致緩沖器作用力提前達(dá)到壓潰管的觸發(fā)值。

(2)初始時(shí)刻壓潰管沖頭處于部分接觸沒(méi)有完全貼合外管，碰撞發(fā)生后沖頭處損失了一部分滑動(dòng)摩擦力，同樣導(dǎo)致了壓潰管觸發(fā)的提前出現(xiàn)，這種情況也出現(xiàn)在了靜壓實(shí)驗(yàn)中。這種特性使得壓潰管觸發(fā)時(shí)處于緩沖器的作用范圍，減緩了觸發(fā)初始時(shí)刻的峰值力，如圖15所示，避免了壓潰管出現(xiàn)剛性沖擊，有利于車鉤作用的穩(wěn)定和安全。

4.2 沖擊速度對(duì)吸能特性的影響

4.2.1 壓縮行程

不同沖擊速度下車鉤壓縮行程對(duì)比如圖16所示。隨沖擊速度提高，中間車鉤最大行程由7.19 km/h時(shí)只有緩沖器壓縮的50 mm，增長(zhǎng)到18.72 km/h時(shí)緩沖器與壓潰管同時(shí)壓縮的123 mm，再到25.68 km/h時(shí)緩沖器與壓潰管同時(shí)壓縮的338 mm。中間車鉤沖擊過(guò)程中，其位移曲線過(guò)渡平滑，其行程從初始值到最大值經(jīng)歷的時(shí)間低于從最大值到恢復(fù)原長(zhǎng)經(jīng)歷的時(shí)間，其加載時(shí)間與卸載時(shí)間比值由7.19 km/h時(shí)的1/3降低到25.68 km/h時(shí)的1/4,即壓潰管的使用延長(zhǎng)了中間車鉤的卸載時(shí)間。

圖16 三種沖擊速度下車鉤行程-時(shí)間曲線

4.2.2 阻抗力

不同沖擊速度下車鉤阻抗力對(duì)比如圖17所示。隨著沖擊速度增加，中間車鉤達(dá)到最大阻抗力所需時(shí)間減少，其加載過(guò)程經(jīng)歷時(shí)間增加。中間車鉤沖擊過(guò)程中，隨沖擊速度提高，緩沖器最大阻抗力升高，但阻抗力到達(dá)1 500 kN后不再繼續(xù)增加,即壓潰管的使用避免了緩沖器阻抗力無(wú)限制升高，保證了中間車鉤具有1 500 kN的穩(wěn)定阻抗力。

圖17 三種沖擊速度下車鉤阻抗力-時(shí)程曲線

4.2.3 吸能特性

不同沖擊速度下車鉤吸能特性曲線如圖18所示，沖擊速度為7.19 km/h時(shí)，氣液緩沖器沖擊特性曲線可分為4段，第一段為作用力從0點(diǎn)增加到峰值點(diǎn)的OA段，此段車鉤力單調(diào)遞增；在相同壓縮位移下，車鉤相對(duì)壓縮速度越高，車鉤力越大。第二段為作用力峰值點(diǎn)到最大行程的AB段，此段作用力迅速降低是由于車鉤壓縮速度降低造成液壓油流經(jīng)孔縫時(shí)產(chǎn)生的阻尼力降低，B點(diǎn)時(shí)緩沖器停止壓縮，作用力只存在氮?dú)鈴椈蓧嚎s阻力，與壓縮距離有關(guān)。第三段為最大行程到作用力降為0的BC段，此段氮?dú)鈴椈苫貜楉旈_(kāi)單向錐閥，液壓油由油腔2回到油腔1，液體壓力經(jīng)緩沖器傳遞到后臺(tái)車，將后臺(tái)車推出。第四段為作用力降為0到緩沖器回復(fù)原長(zhǎng)的CO段，臺(tái)車后退牽引車鉤緩沖器完成卸載。

圖18 三種沖擊速度下車鉤阻抗力-行程曲線

由圖18可見(jiàn)，沖擊速度在18 km/h以上時(shí)，中間車鉤除了具備緩沖器的特性外，壓潰管觸發(fā)后，車鉤力繼續(xù)上升，其增長(zhǎng)率小于觸發(fā)前。車鉤力達(dá)到1 460 kN后沿此值上下波動(dòng)，波動(dòng)幅值為20～40 kN。車鉤卸載時(shí)，車鉤力在10 mm行程內(nèi)由1 460 kN降低到0 kN。壓潰管觸發(fā)后力值穩(wěn)定，受沖擊速度影響較小，高速?zèng)_擊降低車鉤力的波動(dòng)頻率。臺(tái)車沖擊動(dòng)能耗散完全后，車鉤力低于壓潰管壓縮閾值，壓潰管停止作用，導(dǎo)致車鉤結(jié)束壓縮，車鉤相對(duì)壓縮速度迅速降低到零。

5 結(jié)論

本文對(duì)氣液緩沖器和壓潰管串聯(lián)形式的動(dòng)車組中間車鉤的動(dòng)態(tài)吸能特性展開(kāi)研究。實(shí)驗(yàn)中，將兩輛沖擊臺(tái)車用中間車鉤進(jìn)行連掛并沖擊剛性墻。實(shí)驗(yàn)針對(duì)氣液緩沖器動(dòng)態(tài)吸能特性及氣液緩沖器和壓潰管組合動(dòng)態(tài)吸能特性開(kāi)展了沖擊實(shí)驗(yàn)研究，速度分別為7.19、8.72、25.68 km/h。該實(shí)驗(yàn)方法對(duì)中間車鉤進(jìn)行動(dòng)態(tài)沖擊進(jìn)行了有效模擬，結(jié)論如下：

(1)氣液緩沖器動(dòng)態(tài)最大阻抗力1 500 kN，遠(yuǎn)高于其靜壓最大阻抗力800 kN，其動(dòng)態(tài)阻抗力與車鉤壓縮位移和壓縮速度相關(guān)，而壓縮位移又與緩沖器內(nèi)部高壓氮?dú)鈴椈上嚓P(guān)，其動(dòng)態(tài)特性滿足理想氣體絕熱壓縮方程，動(dòng)態(tài)阻抗力在靜壓阻抗力基礎(chǔ)上增加了壓縮速度導(dǎo)致油液流經(jīng)環(huán)縫帶來(lái)的黏滯阻力，隨壓縮速度的增加而升高，沖擊速度降低后，其阻抗力降低到靜態(tài)阻抗力值。

(2)動(dòng)態(tài)沖擊過(guò)程中，車鉤壓潰管觸發(fā)后的力值變化較為穩(wěn)定，波動(dòng)范圍保持在1 470～1 490 kN之間，其動(dòng)態(tài)沖擊平臺(tái)力值與靜壓實(shí)驗(yàn)力值基本一致，進(jìn)一步證明其力級(jí)變化對(duì)速率不敏感。此外，壓潰管與膨脹管的膨脹角設(shè)計(jì)導(dǎo)致了壓潰管觸發(fā)力為1 200 kN，略低于其設(shè)計(jì)數(shù)值1 500 kN。

(3)動(dòng)態(tài)沖擊過(guò)程中，氣液緩沖器與壓潰管相互耦合，共同作用。氣液緩沖器的存在有效降低了壓潰管初始峰值力，但帶來(lái)其阻抗力的上下波動(dòng)。隨著沖擊速度增加，在相同的壓縮位置下，車鉤阻抗力提高較為明顯。