基于有限元的城市軌道交通列車鉤緩裝置壓潰吸能仿真分析*

張康隆 盧 翀 衛(wèi) 亮 張惠濤

(1.湖北工程職業(yè)學院電子信息學院， 435004， 黃石； 2.中國鐵道科學研究院集團有限公司標準計量研究所， 100081， 北京； 3.中車株洲電力機車有限公司， 412001， 株洲； 4.大功率交流傳動電力機車系統(tǒng)集成國家重點實驗室， 412001， 株洲； 5.石家莊學院計算機科學與工程學院， 050035， 石家莊∥第一作者， 講師)

城市軌道交通列車中間車廂車體的兩端沒有設置非載人區(qū)域，因而無法通過非載人區(qū)域的變形來提高列車整體的耐撞性能[1-2]。位于兩節(jié)車廂中間、用于連接和緩沖運行沖擊的半永久車輛鉤緩裝置，是城市軌道交通列車在中低速碰撞場景下的主要吸能部件[3-6]。在列車的日常運行中，具備吸能功能的半永久鉤緩裝置依靠橡膠、膠泥或汽液緩沖器的彈性變形來吸收、緩沖車輛的縱向沖擊。列車發(fā)生碰撞事故時，撞擊力一旦超過緩沖器變形的極限，擴張式壓潰管將觸發(fā)塑性變形，吸收撞擊產生的沖擊能量，以達到保護車廂結構、避免人員傷亡的功能[7-8]。

建立壓潰吸能的半永久鉤緩裝置有限元模型，成為城市軌道交通列車中間車廂整體耐撞性評估不可或缺的關鍵部分。本文在建立壓潰式鉤緩部件的有限元模型的基礎上，對壓潰式半永久鉤緩裝置在12.5 km/h速度撞擊工況中的動態(tài)響應進行仿真分析。

1 壓潰式半永久鉤緩裝置的結構特點

如圖1所示，典型的壓潰式半永久鉤緩裝置主要由牽引桿、導向桿、壓潰管、橡膠緩沖裝置、回轉機構和安裝座等部件構成。其中，橡膠緩沖裝置和擴張式壓潰管承擔了吸收沖擊動能的作用。

a) 壓潰變形前

b) 壓潰變形后圖1 壓潰式半永久鉤緩結構示意圖

橡膠緩沖裝置通過1組3條橡膠緩沖環(huán)安裝于車鉤的基座內。當鉤緩裝置受到縱向沖擊力時，橡膠緩沖裝置首先產生彈性變形和摩擦，以消耗撞擊動能。圖2為橡膠緩沖裝置的壓縮力隨位移的變化曲線，其最大壓縮位移為65 mm，此時受到的最大靜態(tài)壓縮力為600 kN，設計吸能容量約為12 kJ。

圖2 橡膠緩沖裝置壓縮力-壓縮位移曲線[7]Fig.2 Performance curve of rubber buffer device[7]

當撞擊力超過650 kN且撞擊行程超過55 mm時，橡膠變形吸能結束，擴張式壓潰管在導向桿的引導下發(fā)生擴張式塑性變形，其最大壓縮位移為350 mm，此時的壓潰力保持在600 kN，設計吸能容量為210 kJ[9]。

因此，當列車的中間車廂(質量為40 t)以12.5 km/h的速度發(fā)生撞擊時，由兩組橡膠緩沖裝置和壓潰管構成的1對半永久鉤緩裝置吸收的撞擊動能可達到234 kJ。

2 壓潰式半永久鉤緩裝置有限元模型

根據(jù)半永久鉤緩裝置的功能結構與三維模型，利用Hypermesh軟件對不同部位的構件分別使用殼單元、實體單元和非線性彈簧單元建立有限元模型，如圖3所示。該壓潰式鉤緩裝置模型共包含7 843個殼單元，1 494個實體單元和96個梁單元，其中，最小網格尺寸為10 mm。

圖3 壓潰式半永久鉤緩有限元模型

將連接車鉤鉤身與安裝座的回轉軸承機構簡化為剛性的回轉鉸鏈連接，采用有限元軟件LS-DYNA中的關鍵字CONSTRAINED_JOINT_REVOLUTE進行定義，以實現(xiàn)車鉤鉤身與安裝座之間的轉動自由度。

安裝座及其附屬結構的結構較厚、剛度較大，因此采用三維實體單元予以劃分，材料本構模型使用MAT_ELASTIC彈性模型；牽引桿、導向桿和壓潰管的厚度較薄，在碰撞沖擊中將產生壓縮變形，因此采用殼單元予以劃分，材料本構模型使用MAT_PLASTIC KINEMATIC塑性材料模型。車鉤各部位的材料型號與材料參數(shù)如表1所示。

表1 半永久車鉤的材料型號及其性能參數(shù)

承擔壓縮吸能的橡膠緩沖裝置，模擬時共計使用3組共48個彈簧單元，采用串聯(lián)和并聯(lián)的方式構成1組近似于鳥籠的彈簧結構。壓縮彈簧的材料模型采用MAT_GENERAL_NONLINEA_6DOF_DISCREYE_BEAM非線性離散梁單元。梁單元的壓縮特性則采用圖2的壓縮力-壓縮位移曲線。

3 半永久鉤緩裝置的碰撞響應試驗

碰撞場景采用EN 15227—2008《車體防撞性要求》附錄D.4中對于中間車廂耐撞性評估的場景，即1節(jié)中間車廂以12.5 km/h的速度撞擊固定的中間車廂。本文將中間車廂簡化為40 t的質量單元附著在安裝座的剛性面上，同時約束剛性面在垂直方向與水平方向的位移，模擬軌道約束的邊界條件，使用LS-DYNA非線性有限元軟件對鉤緩裝置的碰撞吸能響應進行仿真分析。在撞擊過程中，使用自動單面接觸關鍵字定義鉤緩內部各部件間的摩擦系數(shù)，設定動摩擦系數(shù)為0.1，靜摩擦系數(shù)為0.3。

使用DELL工作站計算整個碰撞過程(歷時300 ms)中1節(jié)40 t車廂以12.5 km/h的初速度運動，鉤緩結構的能量隨時間變化曲線如圖4所示。在碰撞發(fā)生時，整個碰撞模型具有的初始動能為242 kJ 。碰撞吸能過程發(fā)生在0～210 ms，期間系統(tǒng)的動能迅速下降(在213 ms時降至0.13 kJ)，鉤緩結構的內能迅速上升(在213 ms時達到最大值240 kJ)。沙漏能在碰撞結束時為1.06 kJ，占模型整體能量的0.4%，可見模型沒有出現(xiàn)明顯的沙漏狀態(tài)。

圖4 碰撞能量-時間變化曲線Fig.4 Variation curve of collision energy-time

整個撞擊過程中鉤緩裝置的等效應力分布與結構變形過程如圖5所示，撞擊力與時間、壓縮位移的曲線如圖6所示。

如圖5～6所示，通過對變形過程與撞擊力的變化分析，整個鉤緩裝置撞擊吸能過程可以分為3個階段：

1) 第1階段：撞擊發(fā)生后的第0～70 ms，橡膠緩沖裝置吸能。撞擊力從0開始迅速升高，并且到達第1個峰值715 kN，此階段車鉤的橡膠緩沖彈簧起主要的吸能作用。壓縮位移增大至130 mm左右時，兩端的橡膠緩沖裝置吸能達到極限，橡膠緩沖裝置失效。

圖5 撞擊過程中鉤緩裝置壓潰變形與等效應力分布

a) 撞擊力-時間曲線

b) 撞擊力-壓縮位移曲線圖6 壓潰式半永久鉤緩在碰撞過程中撞擊力的變化

2) 第2階段：撞擊發(fā)生后的第55～170 ms，壓潰管變形吸能。橡膠緩沖裝置吸能結束后，壓潰管在導向管的引導下，膨脹壓潰吸能。當壓縮位移處于100～460 mm階段時，通過調整壓潰管厚度控制壓潰力，使壓潰力保持在550 kN左右。此階段壓潰管局部區(qū)域達到了材料的抗拉極限，其等效應力達到750 MPa后將發(fā)生壓潰斷裂。壓潰管的有限元模型在刪除達到抗拉極限的單元后，模擬壓潰管的斷裂過程如圖5 b)和圖5 c)所示。

3) 第3階段：撞擊發(fā)生后的第170～220 ms，牽引桿變形吸能。在壓潰管完成變形吸能后，牽引桿由于撞擊力的作用部分彎曲，進一步吸收剩余動能。牽引桿上的等效應力達到800 MPa，作用點位于牽引桿與軸芯碰撞接觸位置。此時撞擊力達到整個碰撞過程的最大值(1 550 kN)。此后，隨著壓縮位移的增大，轉動機構與牽引桿之間發(fā)生偏轉，如圖5 d)所示。撞擊發(fā)生后的第220～300 ms，撞擊力下降到0，撞擊動能被彎曲吸收，整個碰撞吸能過程結束。

4 結語

本文在分析半永久鉤緩裝置的功能結構及其三維模型的基礎上，采用Hypermesh軟件對半永久鉤緩裝置不同部位的構件，使用殼單元、實體單元和非線性彈簧單元，建立了具備壓潰吸能作用的半永久鉤緩裝置有限元模型?；贓N 15227—2008的城市軌道交通中間車廂耐撞性評估場景(即采用1節(jié)40 t的中間車廂以12.5 km/h撞擊固定的中間車廂)，使用數(shù)值仿真的方法模擬了壓潰式半永久鉤緩裝置在該撞擊工況中的動態(tài)響應。研究結果表明：

1) 在列車的中低速碰撞過程中，具備壓潰吸能結構的半永久鉤緩裝置能完全吸收整個撞擊過程中的動能。

2) 橡膠緩沖機構和壓潰管吸收了大部分的撞擊動能，牽引桿部件的塑性變形也吸收了部分的撞擊動能。

3) 在撞擊力的作用下，牽引桿與轉動機構之間產生偏轉。這種橫向擺動對列車碰撞過程的蛇行、脫軌等現(xiàn)象的影響需作進一步的討論和研究。