基于顯式有限元軟件的地鐵列車耐撞性研究*

雷 成 王麗紅 吳 敏

(1.鄭州鐵路職業(yè)技術(shù)學院機車車輛學院,450052,鄭州;2.鄭州鐵路職業(yè)技術(shù)學院國際教育學院,450052,鄭州 ∥ 第一作者,副教授)

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基于顯式有限元軟件的地鐵列車耐撞性研究*

雷 成1王麗紅1吳 敏2

(1.鄭州鐵路職業(yè)技術(shù)學院機車車輛學院,450052,鄭州;2.鄭州鐵路職業(yè)技術(shù)學院國際教育學院,450052,鄭州 ∥ 第一作者,副教授)

為了驗證某型地鐵列車的耐撞性能,根據(jù)該型地鐵列車頭車、中間車的車體結(jié)構(gòu)、車體材料特性、總體布置和鉤緩特性,利用顯式有限元軟件ANSYS/LS-DYNA,建立兩列相同地鐵列車碰撞的有限元模型。參考國內(nèi)、外有關地鐵、輕軌車輛耐碰撞設計規(guī)范及準則,對列車的碰撞過程進行數(shù)值模擬。研究結(jié)果表明,該型地鐵列車的耐撞性能滿足相關標準的要求。

地鐵列車; 顯式有限元軟件; 耐撞性能

Author′s address Locomotive & Vehicle Department, Zhengzhou Railway Vocational & Technical College,450052，Zhengzhou,China

隨著我國城市軌道交通的飛速發(fā)展,地鐵列車的運行安全性越來越受重視。地鐵列車載客量大、速度較高,且主要運行在人口密度較大的市區(qū),一旦發(fā)生碰撞事故,將會造成嚴重的人員傷亡和財產(chǎn)損失[1]。

地鐵列車的安全措施不僅包括事故的預防措施,還包括減緩事故損失的措施。事故減緩措施在碰撞事故中為乘員安全和保護提供最后一道屏障。地鐵列車車體結(jié)構(gòu)的耐撞性是首選的碰撞事故減緩措施[2]。當?shù)罔F列車發(fā)生碰撞事故時,通過附加在頭車前端的專用吸能裝置或頭車車體薄弱部分結(jié)構(gòu)的摩擦、斷裂、屈曲、壓皺等破壞形式將巨大的撞擊動能耗散,從而最大限度地保護乘員生命安全和車輛主體結(jié)構(gòu)的完整。

近年來,國內(nèi)許多科研單位及院校對軌道車輛的耐撞性開展了大量的研究。文獻[3]提出了一種基于LS-DYNA軟件離散梁單元模擬鉤緩特性的仿真方法。該方法能夠模擬碰撞時列車鉤緩裝置的力學特性及車鉤的失效和脫落現(xiàn)象,并能得到連掛列車各位置鉤緩裝置的輸出特性、能量吸收等指標。文獻[4]的研究表明，當防爬器的總高度及齒厚一定時,防爬器的防爬能力會隨著防爬器齒高和傾角的增大而降低,其中齒高對防爬器防爬能力的影響較之其傾角更大。文獻[5-6]利用金屬薄壁結(jié)構(gòu)軸向切削吸收能量的原理,設計了一種車輛端部專用吸能裝置。該吸能裝置的沖程效率可達100%,壓縮力效率和總效率可達70%以上。這些研究工作對提高我國軌道車輛的總體技術(shù)水平起到了積極的推動作用。

本文依據(jù)某型地鐵列車頭車、中間車的車體結(jié)構(gòu)、車體材料特性、總體布置和鉤緩特性，以及地鐵列車的運用條件,利用顯式有限元分析軟件ANSYS/LS-DYNA,針對主動列車分別以20 km/h和25 km/h的速度正面碰撞另一列相同的靜止列車時的情況,建立有限元模型,對該型地鐵列車耐撞性進行研究。

1 地鐵列車耐撞性要求

依據(jù)EN 15227—2008《鐵道車輛車體耐碰撞性要求》、CFR 238(美國聯(lián)邦法規(guī)第238部分)《客車設備安全標準》等有關地鐵、輕軌車輛耐碰撞設計規(guī)范及準則,耐撞性地鐵列車在低速下發(fā)生碰撞時,應達到如下要求:

(1) 當兩列AW0(空載)列車以20 km/h速度相互碰撞時,沖擊能量全部由可復原和不可復原能量吸收元件吸收,不造成車體結(jié)構(gòu)的損壞,傳遞到乘客身上的加速度值在允許極限范圍內(nèi)。

(2) 當兩列AW0列車以25 km/h速度相互碰撞時，沖擊能量除了由可復原和不可復原能量吸收元件吸收外,還有在車輛兩端部設置的車體結(jié)構(gòu)碰撞變形能量吸收區(qū)參與碰撞能量吸收,以使傳遞到乘客身上的加速度值在允許極限范圍內(nèi)。

2 地鐵列車碰撞仿真模型的建立

2.1 地鐵列車車體結(jié)構(gòu)

地鐵列車頭車和中間車都采用模塊化結(jié)構(gòu)。將整車結(jié)構(gòu)進行分解,形成若干獨立而又相互聯(lián)系的子結(jié)構(gòu)。頭車主要由車頂模塊、底架模塊、側(cè)墻模塊、端墻模塊、司機室模塊等組成,其結(jié)構(gòu)如圖1所示。中間車主要由車頂模塊、底架模塊、側(cè)墻模塊及端墻模塊等組成,其結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖1 地鐵列車頭車結(jié)構(gòu)

圖2 地鐵列車中間車結(jié)構(gòu)

2.2 地鐵列車碰撞有限元模型

地鐵列車碰撞模型的建立與一般的有限元模型基本一樣,通過對結(jié)構(gòu)實際形狀的考慮、受力特征等的分析,建立準確的碰撞模型。為了保證碰撞仿真模型的可靠性,結(jié)合碰撞仿真計算的要求及碰撞結(jié)構(gòu)變形的特點,在不影響計算要求和計算精度的條件下,對車體劃分疏密不一的網(wǎng)格單元(車體端部結(jié)構(gòu)及防爬吸能裝置單元尺寸較小,車體中部單元尺寸較大),從而提高仿真分析可靠性。為了減少列車碰撞模型的單元總量,加快仿真計算速度,建立列車碰撞模型時,碰撞端前3節(jié)車輛采用圖1和圖2所示的有限元模型,對后3節(jié)車輛進行簡化,采用只具有縱向自由度的質(zhì)量點替代。整列列車碰撞有限元模型,共包含2 945 490個單元,2 779 064個節(jié)點。兩列車碰撞的仿真計算在Dell T7600工作站上進行。

2.2.1 車鉤緩沖器特性的模擬

地鐵列車的車鉤類型包括半自動車鉤和半永久車鉤。頭車前端及動力單元間為半自動車鉤,其他中間車鉤都為半永久車鉤。其中，僅頭車的半自動車鉤安裝有過載保護裝置。

碰撞過程中，鉤緩裝置對撞擊力的傳遞起著非常重要的作用,更是列車多級吸能系統(tǒng)中不可或缺的組成部分,故應對鉤緩裝置的力學特性,尤其是壓縮特性進行準確模擬[3]。本文采用文獻[3]中提出的6自由度離散梁單元,對鉤緩裝置的加載、卸載以及在極限載荷下的失效脫落等現(xiàn)象進行模擬。表1為半自動車鉤和半永久車鉤的相關參數(shù)。

表1 鉤緩裝置特性參數(shù)

2.2.2 車體和轉(zhuǎn)向架材料特性

該型地鐵列車車體結(jié)構(gòu)的主要承載件除變壓器安裝梁、車鉤箱、枕梁由ST355、ST500鋼板焊接而成外,其余構(gòu)件均采用不銹鋼材料。車體和轉(zhuǎn)向架的材料特性分別如表2和表3所示。

表2 車體材料特性

模型采用LS-DYNA中的3號材料(雙線性隨動硬化材料)模擬車體材料。轉(zhuǎn)向架的實際結(jié)構(gòu)比較復雜,在有限元模型中對轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)進行簡化。為保證轉(zhuǎn)向架剛度,將其構(gòu)架簡化為剛體,采用LS-DYNA中20號剛性材料模擬;輪對簡化為彈性體,采用LS-DYNA中的3號材料模擬。

表3 轉(zhuǎn)向架材料特性

2.3 接觸界面的定義

兩列相同的地鐵列車發(fā)生正面低速碰撞時,兩列車頭車的半自動車鉤首先接觸,然后兩個頭車的司機室發(fā)生面面接觸,碰撞過程中隨著一列車中各節(jié)車輛間距的變化,各中間車端部也可能發(fā)生接觸。此外,若車體結(jié)構(gòu)產(chǎn)生大變形會發(fā)生自接觸,輪軌間也需要定義接觸。所以,根據(jù)實際情況,模型中定義了頭車半自動車鉤之間、頭車司機室之間、中間車端之間的自動面-面接觸(Automatic surface to surface contact),頭車司機室、各節(jié)車端部的自動單面接觸(Automatic self surface contact),輪軌之間的自動點-面接觸(Automatic point to surface contact)。

2.4 列車編組及碰撞工況

該型地鐵列車采用6輛編組,編組方式為:—TC*MP*M*M*MP*TC—。其中,TC表示帶司機室的頭車;MP表示帶受電弓的動車;M表示不帶受電弓的動車;—表示半自動車鉤;*表示半永久車鉤。

將列車各車輛及相鄰車端進行編號,A代表主動車,B代表被動車。sectioni為相鄰車端編號,其中section 6為主動頭車與被動頭車界面。碰撞場景及相應編號如圖3所示。

圖3 碰撞場景及列車車輛編號

英國通過理論分析和試驗研究,總結(jié)出耐碰撞軌道車輛的設計原理和方法。其在車輛車體的防撞性設計上采用多級能量吸收系統(tǒng):在第一速度界限下,由緩沖器來吸收撞擊能量;在第二速度界限下,由車外附加的吸能裝置來吸收撞擊能量;在第三速度界限下,由車體變形區(qū)域來吸收撞擊能量[7,8]。

本文主要研究地鐵列車在第三速度界限下的耐碰撞性能，因為當撞擊速度大于16.5 km/h時,車體吸能元件將破壞而開始吸收能量。現(xiàn)根據(jù)歐洲標準EN 15227—2008和制造商、運營商的要求,設置碰撞工況，如下：

(1) 工況1。AW0狀態(tài)下,主動列車以20 km/h的速度與靜止的被動列車發(fā)生正面對心碰撞,輪軌間的動摩擦系數(shù)設為0.15。

(2) 工況2。AW0狀態(tài)下,主動列車以25 km/h的速度與靜止的被動列車發(fā)生正面對心碰撞,輪軌間的動摩擦系數(shù)設為0.15。

3 列車碰撞仿真分析結(jié)果

兩列列車發(fā)生碰撞時,頭車的車鉤緩沖器發(fā)生失效后,防爬吸能裝置開始接觸。防爬吸能裝置的吸能元件在撞擊力作用下發(fā)生壓潰屈曲并吸收部分能量,當沖擊波傳播到各中間車鉤的緩沖器時,鉤緩裝置也逐步參與吸收碰撞能量。此外，輪軌之間的摩擦也消耗一部分的能量。主動列車的初始動能除仿真結(jié)束時兩列列車的剩余動能外,全部被鉤緩裝置、防爬吸能裝置及輪軌間的摩擦耗散或轉(zhuǎn)化。

3.1 工況1的仿真結(jié)果

3.1.1 車體速度及加速度

碰撞發(fā)生后，主動列車各車輛由初始速度20 km/h逐漸減速,被動列車的各車輛受到撞擊由靜止逐漸加速。碰撞結(jié)束后,兩列列車的所有車輛均以相同的速度沿軌道行駛,并且在輪軌間摩擦力的作用下其速度逐漸減小為零。

根據(jù)歐洲標準EN 15227—2008的規(guī)定,車輛平均加速度的計算時間段為該車輛所受接觸力從零開始到再次為零的時間區(qū)間。車輛的平均加速度即為所有計算時間段內(nèi)平均加速度的最大值,而每個時間段內(nèi)加速度的平均值由瞬時加速度隨時間變化的曲線計算得到。

在工況1下,兩列車各個車輛的縱向平均加速度如表4所示。由表4可知,A1、B1車的縱向平均加速度最大,并且所有車輛的平均加速度都小于5g(g為重力加速度)。

表4 工況1下各個車輛的縱向平均加速度

3.1.2 車端變形

整個碰撞過程的仿真時間為880 ms,計算機時為97.8 h。碰撞結(jié)束后,界面section 4、section 5、section 6、section 7和section 8中所有車鉤的緩沖器都達到了最大行程,壓潰管發(fā)生作用,并且兩個頭車的半自動車鉤的壓潰管都達到了最大行程,車鉤剪切保護裝置發(fā)生作用,兩個半自動車鉤失效脫落。碰撞結(jié)束時，section6界面的變形圖如圖4所示,防爬吸能裝置的吸能元件的變形圖如圖5所示。

碰撞結(jié)束時，兩個頭車一位端的防爬吸能裝置的縱向變形如表5所示,主動列車和被動列車前三節(jié)車端部的縱向變形如表6所示。

圖4 section 6界面碰撞結(jié)束時的變形圖(工況1)

圖5 吸能元件碰撞結(jié)束時的變形圖(工況1)

表5 碰撞結(jié)束時防爬吸能裝置的縱向變形(工況1)

表6 碰撞結(jié)束時不同車輛端部的縱向變形(工況1) mm

由圖4和圖5,表5和表6可知,各車端部的縱向變形都很小,車體端部只發(fā)生了彈性變形,并且都沒有超過車體結(jié)構(gòu)每5 m長度的1%,乘客的生存空間都得到了保證,且沒有發(fā)生爬車現(xiàn)象。

3.1.3 能量變化

主動列車的初始動能為3 106.55 kJ,碰撞結(jié)束時兩列車的剩余動能為1 599.28 kJ,占初始動能的51.48%。工況1下兩列列車的防爬吸能裝置及車鉤緩沖器等共吸收1 454.64 kJ的能量,占初始動能的46.82%;接觸面上耗散掉的滑移能為27.50 kJ,占初始動能的0.89%;模型沙漏能19.50 kJ,占初始動能的0.63%。防爬吸能裝置、車鉤緩沖器和車體吸收的能量及所占的比例如表7所示。

表7 各部分吸收的能量及所占比例

3.2 工況2的仿真結(jié)果

3.2.1 車體速度及加速度

發(fā)生碰撞后,主動列車各車輛由初始速度25 km/h逐漸減速,被動列車的各個車輛受到撞擊由靜止逐漸加速。碰撞結(jié)束后,兩列列車的所有車輛均以相同的速度沿軌道行駛,并且在輪軌間摩擦力的作用下其速度逐漸減小為零。

在工況2下,兩列車各個車輛的縱向平均加速度如表8所示。由表8可知,A1、B1車的縱向平均加速度最大,并且所有車輛的平均加速度值都小于5g。

表8 工況2下各個車輛的縱向平均加速度

3.2.2 車端變形

整個碰撞過程的仿真時間為860 ms,計算機時為95.6 h。碰撞結(jié)束后,界面section 4、section 5、section 6、section 7和section 8中所有車鉤的緩沖器都達到了最大行程,壓潰管發(fā)生作用,并且發(fā)生碰撞的兩個頭車半自動車鉤壓潰管都達到了最大行程,車鉤剪切保護裝置發(fā)生作用,兩個半自動車鉤失效脫落。碰撞結(jié)束時，section 6界面的變形圖如圖6所示,防爬吸能裝置的吸能元件的變形圖如圖7所示。

圖6 section 6界面碰撞結(jié)束時的變形圖(工況2)

列車碰撞結(jié)束時，兩個頭車一位端的防爬吸能裝置的縱向變形如表9所示,主動列車和被動列車前三節(jié)車端部的縱向變形如表10所示。

圖7 吸能元件碰撞結(jié)束時的變形圖(工況2)

表9 碰撞結(jié)束時防爬吸能裝置的縱向變形(工況2)

表10 碰撞結(jié)束時不同車輛端部的縱向變形(工況2) mm

由圖6和圖7、表9和表10可知,各車端部的縱向變形都很小,車體端部只發(fā)生了彈性變形,并且都沒有超過車體結(jié)構(gòu)每5 m長度的1%,乘客的生存空間都得到了保證,沒有發(fā)生爬車現(xiàn)象。

兩列列車發(fā)生碰撞時,頭車前端的防爬器嚙合在一起,導致相互接觸的兩個防爬器之間存在一定的高度差。由于防爬器齒端圓滑,且列車碰撞速度不同時,相互嚙合的兩個防爬器的垂向相對位置也有所不同,故相對位置在上的防爬吸能裝置縱向變形較大[9]。從圖4、圖5及表5可以看出,兩列車以20 km/h的速度發(fā)生碰撞時,A1車的防爬吸能裝置在下,其變形小于B1車的;從圖6、圖7及表9可以看出,兩列車以25 km/h的速度發(fā)生碰撞時,A1車的防爬吸能裝置在上,其變形大于B1車的。

3.2.3 能量變化

主動列車的初始動能為4 858.17 kJ,碰撞結(jié)束時兩列車的剩余動能為2 465.80 kJ,占初始動能的50.76%。工況2下兩列列車的防爬吸能裝置、車鉤緩沖器等共吸收2 292.46 kJ的能量,占初始動能的47.19%;接觸面上耗散掉的滑移能為52.58 kJ,占初始動能的1.08%;模型沙漏能40.04 kJ,占初始動能的0.82%。防爬吸能裝置、車鉤緩沖器和車體吸收的能量及所占的比例如表11所示。

表11 各部分吸收的能量及所占比例

4 結(jié)論

由以上的分析可以得出如下結(jié)論:

(1) 20 km/h對撞工況下,列車僅車鉤壓潰管和防爬吸能裝置產(chǎn)生了塑性變形,客室結(jié)構(gòu)區(qū)域縱向長度的最大變形值為4.05 mm,小于車體結(jié)構(gòu)每5 m長度的1%,保障了乘客生存空間,所有車輛的縱向平均加速度均小于5g,未發(fā)生爬車現(xiàn)象。

(2) 25 km/h對撞工況下,列車僅車鉤壓潰管和防爬吸能裝置產(chǎn)生了塑性變形,客室結(jié)構(gòu)區(qū)域縱向長度的最大變形值為6.95 mm,小于車體結(jié)構(gòu)每5 m長度的1%,保障了乘客生存空間,所有車輛的縱向平均加速度均小于5g,未發(fā)生爬車現(xiàn)象。

(3) 該地鐵列車的耐撞性滿足要求。

[1] 雷成,肖守訥,羅世輝.地鐵列車頭車耐碰撞性研究[J].城市軌道交通研究,2013(11):32.

[2] 雷成.基于多體系統(tǒng)動力學的機車車輛耐撞性研究[D].成都:西南交通大學,2014.

[3] 肖守訥,張志新,陽光武,等.列車碰撞仿真中鉤緩裝置模擬方法[J].西南交通大學學報,2014,49(5):831.

[4] 陳淑琴,牛衛(wèi)中,文洮.城軌車輛碰撞仿真與防爬器防爬能力的影響因素[J].機械強度,2015,37(5):924.

[5] 雷成,肖守訥,羅世輝.軌道車輛切削式吸能裝置吸能特性研究[J].中國機械工程,2013,24(2):263.

[6] 雷成,肖守訥,羅世輝.軌道車輛新型車端專用吸能裝置[J].西南交通大學學報,2013,48(4):738.

[7] 張振淼,逄增禎.軌道車輛碰撞能量吸收裝置原理及結(jié)構(gòu)設計(待續(xù))[J].國外鐵道車輛.2001,38(3):13.

[8] 張振淼,逄增禎.軌道車輛碰撞能量吸收裝置原理及結(jié)構(gòu)設計(續(xù)完)[J].國外鐵道車輛.2001,38(4):16.

[9] 丁叁叁,李強,盧毓江,等.防爬吸能裝置的碰撞動力學性能[J].西南交通大學學報,2015,50(4):732.

On the Crashworthiness of Metro Train Based on Explicit Finite Element

LEI Cheng, WANG Lihong, WU Min

In order to verify the crashworthiness of a certain type of metro train, the collision finite element models of two similar metro trains are established by using explicit finite element software ANSYS/LS-DYNA, according to the structure of head car and middle car, the material characteristics of carbody, the overall layout, the characteristics of couplers and buffers. By referring to crashworthiness design specifications and guidelines of metro train and light rail vehicle in the world, the crash process is numerically simulated. The result shows that the crashworthiness of this type metro train is consistent with the requirements of related specifications.

metro train; explicit finite element software; crashworthiness

*國家自然科學基金項目(51505390);國家科技支撐計劃項目(2015BAG12B01-15)

U 270.1+2

10.16037/j.1007-869x.2016.06.005

2015-11-18)