提高鋁合金車體防火性能的方法研究

陳煜，劉永兵，劉小霞，張倩，張軍

(1.中車唐山機(jī)車車輛有限公司產(chǎn)品研發(fā)中心 ，河北 唐山 063035;2.中車唐山機(jī)車車輛有限公司 總裝配一廠，河北 唐山 063035;3.大連交通大學(xué) 機(jī)車車輛工程學(xué)院，遼寧 大連 116028)*

動車組屬于人員密集型載運(yùn)工具，對防火性能有明確的要求，其防火性能是衡量車輛可靠性、安全性的重要指標(biāo)之一，該性能包括材料的防火性能和防火結(jié)構(gòu)設(shè)計兩個方面［1］.目前國內(nèi)防火標(biāo)準(zhǔn)對動車組等產(chǎn)品的防火性能要求，限定的是非金屬材料的阻燃性能，即氧指數(shù)、難燃級和煙密度要求，僅此三項指標(biāo)，不能很好的反映車內(nèi)火勢及煙霧發(fā)展的狀態(tài)和程度.當(dāng)車內(nèi)的火勢達(dá)到大火時，尤其是對鋁合金車體的防火性能要求還沒有提出可行的依據(jù)［2-3］.當(dāng)車內(nèi)的非金屬材料或車外一旦發(fā)生意外火災(zāi)事故，并在短時內(nèi)引起大火，將使其鋁合金車體強(qiáng)度降低，高溫造成車體軟化、變形、坍塌，影響人員疏散逃生、救援的實施.依據(jù)EN45545-1標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定，在滿足基本設(shè)施的情況下，當(dāng)發(fā)生火災(zāi)時，車輛要滿足運(yùn)行速度80 km/h，運(yùn)行15 min 行車能力的要求［4-9］.在現(xiàn)有技術(shù)下，為滿足動車組的防火性能要求，許多文獻(xiàn)從防火材料的選擇、結(jié)構(gòu)設(shè)計到材料部件的燃燒試驗以及數(shù)值仿真分析等方法進(jìn)行研究.如王瑾璐［10］等介紹了CRH380動車組車體防火結(jié)構(gòu)體系及其施工工藝，探討了動車組制造過程中防火涂料替代防火毛氈的可行性，從防火材料的選擇上進(jìn)行了闡述;孫勇［11］等針對兩種不同防火設(shè)計的典型乘客座椅，按照EN 45545-2標(biāo)準(zhǔn)要求進(jìn)行整體座椅燃燒試驗，分析了測試結(jié)果與防火結(jié)構(gòu)設(shè)計的關(guān)系，從結(jié)構(gòu)部件設(shè)計及燃燒測試等方面進(jìn)行了實物防火驗證;張麗榮［12］等對動車組行李架上小型火災(zāi)進(jìn)行了數(shù)值仿真研究，分析了動車組行李架上小型火災(zāi)時，車內(nèi)煙氣、溫度及速度分布特點，對結(jié)構(gòu)小部件進(jìn)行了防火分析;李霞［13］等基于ISO9705標(biāo)準(zhǔn)對車輛材料組件的模型進(jìn)行了燃燒試驗，并通過數(shù)值仿真對其進(jìn)行驗證，進(jìn)行試驗與仿真結(jié)果對比分析;張相寧［14］等利用ANSYS軟件以有限元分析法為基礎(chǔ)，對某動車組在發(fā)生火災(zāi)時車體強(qiáng)度、剛度進(jìn)行了仿真分析，進(jìn)一步說明了仿真計算應(yīng)用到車體靜強(qiáng)度對其防火性能的驗證是可行的和有效的.動車組車體采用材質(zhì)多為鋁合金材料，不耐高溫，大火時高溫會對車體結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性構(gòu)成嚴(yán)重威脅.本文提出了一種在熱力耦合條件下，對其車體的靜強(qiáng)度剛度進(jìn)行仿真分析，不滿足行車能力要求時，需在車體靜強(qiáng)度薄弱的區(qū)域，不改變車體設(shè)計結(jié)構(gòu)的情況下，添加非金屬防火材料，提高車體靜強(qiáng)度的方法，即提高車體防火性能的方法.

1 方法介紹

本文介紹了一種提高鋁合金車體防火性能的方法，包括:依據(jù)車體三維有限元模型及強(qiáng)度薄弱區(qū)域，計算火源功率，假設(shè)燃燒位置、燃燒風(fēng)險，應(yīng)用FDS軟件仿真分析車體在火災(zāi)狀態(tài)下的溫度分布，定義車體模型的燃燒損壞區(qū);利用ABAQUS強(qiáng)度有限元軟件計算車體在承受熱負(fù)荷及載荷工況下的靜強(qiáng)度、剛度的變化，依據(jù)熱力耦合工況下車體的剛度變化暨車體變形量，判斷車體變形后車下懸吊部件與軌面之間的空間是否滿足安全速度下的行車能力要求;若否，則對車體靜強(qiáng)度薄弱區(qū)、燃燒損壞區(qū)進(jìn)行非金屬材料防火處理，直到滿足行車能力要求為止.圖1為提高鋁合金車體防火性能方法實施流程圖.該方法的重點是需要建立車體三維有限元模型、火源功率的計算、熱力耦合工況下車體溫度的分布、車體靜強(qiáng)度薄弱區(qū)域的防火處理及火災(zāi)事故時的行車能力驗證.

圖1 提高車體防火性能方法流程圖

2 溫度假定

2.1 依據(jù)車內(nèi)非金屬材料計算熱釋放量

本方法中溫度的數(shù)值可以通過計算火災(zāi)熱釋放速率的方法來確定.通過計算火災(zāi)熱釋放速率，可以得到火災(zāi)燃燒時釋放的總熱量，通過熱傳導(dǎo)將熱量傳遞給車體，從而可以確定車體溫度.

火災(zāi)熱釋放速率是決定火災(zāi)發(fā)展及火災(zāi)危害的一個重要參數(shù)，與車內(nèi)的火災(zāi)載荷密度、可燃物種類、通風(fēng)情況等因素有關(guān).由于火災(zāi)過程是一個復(fù)雜的非線性過程，火災(zāi)熱釋放速率的確定是很困難的.導(dǎo)致火災(zāi)熱釋放量的計算復(fù)雜化因素有:

(a)火災(zāi)中每種單一材料持續(xù)燃燒時間不同;

(b)每個表面的幾何尺寸;

(c)材料的燃燒特性不同，如熔化、滴落或結(jié)構(gòu)破壞.

若已知給定的輻照度下單位面積的熱釋放速率，就可以利用這個試驗數(shù)據(jù)計算整個表面的熱釋放率(時間的函數(shù)).然后火災(zāi)的總熱放即為所有材料的所有表面上的熱放的總和.

火災(zāi)中火源功率由每種材料質(zhì)量損失速率mi(kg/s)和燃燒熱值Hi(kJ/kg)確定，兩者都可以用實驗測定，然后運(yùn)用下式計算全部可燃物的總熱釋放速率Q(kW)，xi為可燃物的燃燒效率，i表示某種材料.總熱釋放速率表示為

2.2 利用FDS軟件模擬溫度分布

為了解火災(zāi)的發(fā)展過程，分析動車組在火災(zāi)過程中的車體靜力強(qiáng)度，目前國內(nèi)對動車組火災(zāi)研究主要集中在車輛靜止?fàn)顟B(tài)下的火災(zāi)模擬研究.現(xiàn)采用FDS軟件模擬動車組在安全速度下運(yùn)行時的火災(zāi)溫度分布規(guī)律，為提高車體結(jié)構(gòu)安全性研究提供參考依據(jù).

3 熱負(fù)荷車體靜強(qiáng)度、剛度仿真計算

通過火災(zāi)模擬分析得到車體所處環(huán)境的流場溫度分布，根據(jù)一維熱傳導(dǎo)理論插值得到車體結(jié)構(gòu)有限元模型中每個節(jié)點的溫度，以模型中所有節(jié)點的溫度，分析車體結(jié)構(gòu)的溫度場，對特定溫度下的車體進(jìn)行靜力加載，將結(jié)構(gòu)的溫度場與結(jié)構(gòu)的力學(xué)特性進(jìn)行耦合，在結(jié)構(gòu)體內(nèi)產(chǎn)生熱應(yīng)力，通過有限元分析軟件計算特定工況條件下的車體靜強(qiáng)度、剛度的變化，強(qiáng)度薄弱區(qū)暨燃燒損壞區(qū)、剛度暨車體變形量.此方法由車體結(jié)構(gòu)熱力耦合靜強(qiáng)度剛度分析結(jié)果，判斷車體結(jié)構(gòu)是否符合所處工況的要求和行車能力要求.

以某動車組選其一種工況為例，選取動車組在隧道內(nèi)以80 km/h速度運(yùn)行，運(yùn)行時間為900 s時(15 min)的火災(zāi)功率為工況，承受最大拉伸載荷1 000 kN施加于車鉤位置處，對鋁合金車體進(jìn)行熱負(fù)荷車體靜強(qiáng)度、剛度仿真計算.

3.1 車體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格及單元類型

某車體有限元分析模型如圖2所示.網(wǎng)格模型總共劃分為941319個單元，823637個節(jié)點.具體包括922669個四邊形殼體單元S4R，10589個三角形殼體單元S3R，7585個C3D8I和476個C3D6單元.

圖2 有限元模型整體視圖

3.2 車內(nèi)非金屬材料熱釋放量(火源功率)

由式(1)計算得到的車內(nèi)非金屬材料的火災(zāi)熱釋放量大約17 MW，考慮相關(guān)增長因子，更能反映車廂內(nèi)火災(zāi)燃燒的實際情況，所以模擬采用的火災(zāi)功率為15 MW，火災(zāi)增長類型為t2火，增長因子為0.046 89.

火源設(shè)置燃燒材料為丙烷，發(fā)煙率為0.01，在1#火源處點燃如圖3，采用混合分?jǐn)?shù)燃燒模型.

在FDS火災(zāi)模擬過程中，假定兩側(cè)逃生窗(4個)為打碎通風(fēng)狀態(tài)，速度80 km/h、900 s時火災(zāi)功率大約19 MW.火源功率與時間的關(guān)系曲線如圖4所示.

圖4 火災(zāi)功率與時間曲線

圖5 是高度方向上Y=2.96m處和車廂中間Z=-0.2 m處的溫度切片，火災(zāi)前期車廂內(nèi)的溫度較低;火災(zāi)發(fā)生300 s時車廂內(nèi)的溫度大約為300℃，高溫趨于在車廂的中部;火災(zāi)發(fā)生600 s時車廂內(nèi)的溫度可達(dá)1 000℃左右;火災(zāi)發(fā)生900 s時車廂內(nèi)的溫度可達(dá)1 200℃左右;大范圍高溫區(qū)域出現(xiàn)在車廂的中部.

圖5 v=80 km/h、Z=-0.2 m處縱向溫度切片

3.3 承受最大拉伸載荷工況的車體溫度場

通過FDS火災(zāi)仿真得到車體結(jié)構(gòu)在火災(zāi)發(fā)生時的溫升，考慮車體結(jié)構(gòu)的溫升對結(jié)構(gòu)材料彈性模量及屈服強(qiáng)度的影響，應(yīng)用ABAQUS軟件模擬分析火災(zāi)發(fā)生情況下的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度剛度，插值得到車體溫度場如圖6.由圖6可知，此工況的溫度場最高溫度大約1 200℃，受火災(zāi)高溫影響嚴(yán)重的區(qū)域為車頂、車窗下、側(cè)車門附近和車門附近底架位置.

圖6 時速80 km/h拉伸載荷工況車體溫度場云圖

3.4 承受最大拉伸載荷1000 kN工況整車垂向位移

車體在承受1 000 kN拉伸工況下的垂向位移如圖7所示.圖7表明，車體最大垂向位移為右端承受最大拉伸載荷的構(gòu)件斷裂失效產(chǎn)生的剛體位移.車體結(jié)構(gòu)側(cè)墻的垂向位移大約在20 mm左右的范圍內(nèi)，最大垂向位移均在80 mm左右.

圖7 時速80 km/h工況整個車體垂向位移云圖

3.5 添加5 mm厚防火材料車體溫度場

對車體結(jié)構(gòu)在強(qiáng)度薄弱區(qū)局部添加5 mm厚非金屬遇熱膨脹防火材料后，車體溫度場如圖8所示.在5 mm厚遇熱膨脹防火材料的防護(hù)下，底架右端的溫升幾乎為零，底架中端的溫升最高約有100℃，車體最高溫度分布在車頂.

圖8 添加5 mm厚防火材料工況車體溫度場云圖

3.6 添加5 mm防火材料后拉伸載荷工況車體位移

局部添加5 mm厚防火材料后，在拉伸工況下車體位移如圖9所示.圖9表明，車體底架左端的平均垂向位移約為30 mm，底架中間的較大垂向向下位移大約在40～50 mm范圍內(nèi)，說明5 mm厚防火材料起到了相應(yīng)的防護(hù)作用，改善了車體在火災(zāi)情況下的強(qiáng)度及剛度.

圖9 添加5 mm防火材料后車體垂向位移云圖

4 火災(zāi)事故時的行車能力驗證

在熱力耦合工況下，對車體靜強(qiáng)度、剛度進(jìn)行數(shù)值仿真計算，確定車體強(qiáng)度薄弱區(qū)域和車體變形量.根據(jù)車體變形量判斷車體變形后，車下懸吊部件與軌面之間的空間是否滿足安全速度下的行車能力要求.其車下懸吊部件與軌面之間的空間計算限值，是以轉(zhuǎn)向架系統(tǒng)在不同故障工況下的狀態(tài)允值與車輛的限界1B尺寸來進(jìn)行計算的.

4.1 火災(zāi)事故時行車能力要求

按EN45545-1標(biāo)準(zhǔn)，對于3級防火的動車組，需驗證在假定發(fā)生火災(zāi)時，車體強(qiáng)度、剛度要滿足運(yùn)行速度80 km/h，運(yùn)行15 min的行車能力要求.

4.2 車輛限界要求

依據(jù)國內(nèi)動車組車輛限界規(guī)定，校核判斷車體變形后，車下懸吊部件與軌面之間的空間是否滿足安全速度下的行車能力要求，350 mm以下部分車輛的限界1B尺寸如圖10所示.

圖10 350 mm以下部分的限界1B

4.3 車體變形量限值判斷依據(jù)

結(jié)合動車組車輛在350 mm以下部分的限界1B與轉(zhuǎn)向架系統(tǒng)在不同故障工況下的狀態(tài)允值(規(guī)定值)如表1所示，在轉(zhuǎn)向架系統(tǒng)幾種故障工況下，對車體最大變形量的限值進(jìn)行理論計算.

表1 車輛一二系懸掛靜態(tài)垂向位移計算

(1)在輪對磨耗45 mm及二系空簧故障位移49 mm狀態(tài)下，允許車體最大變形量的限值為:不大于(265-45-49-110)61 mm;

(2)在輪對磨耗45 mm及一系彈簧故障位移35 mm狀態(tài)下，允許車體最大變形量的限值為:不大于(265-45-35-110)75 mm;

(3)在磨耗、一系二系簧同時故障，考慮極特殊情況時，允許車體最大變形量的限值為:不大于(265-45-35-49-110)26 mm.

根據(jù)轉(zhuǎn)向架系統(tǒng)運(yùn)行故障經(jīng)驗分析，故障情況較多的狀態(tài)為一系彈簧故障.故考慮在輪對磨耗45 mm，一系彈簧故障位移35 mm狀態(tài)下，允許車體變形量不大于75 mm，作為本文參考限值.

4.4 車體變形量驗證

通過熱力耦合工況下車體變形量仿真結(jié)果表明，車體內(nèi)未加防火材料之前，車體最大垂向位移均在80 mm左右;在強(qiáng)度薄弱區(qū)局部添加5 mm厚非金屬遇熱膨脹防火材料后，車體底架左端的平均垂向位移約為30 mm，底架中間的較大垂向向下位移大約在40～50 mm范圍內(nèi);顯然，添加非金屬防火材料后，車體熱力靜強(qiáng)度、剛度得到了提高.因仿真計算的車體變形量小于本文限值75mm，故動車組滿足行車能力要求.

5 結(jié)論

本文通過某動車組實例，介紹了一種提高鋁合金車體防火性能的方法:利用車體建模加載計算的火源功率，并進(jìn)行熱力耦合仿真計算，確定車體變形量是否滿足轉(zhuǎn)向架系統(tǒng)故障工況下車體變形量的限值要求;若否，需在車體強(qiáng)度薄弱區(qū)域粘貼或噴涂遇熱膨脹非金屬防火材料再行修改計算，直到滿足行車能力要求為止.此方法在不改變車體設(shè)計結(jié)構(gòu)的前提下，局部添加遇熱膨脹非金屬防火材料提高了鋁合金車體的防火性能，降低了發(fā)生火災(zāi)的風(fēng)險，驗證了行車能力.一旦發(fā)生火災(zāi)，可贏得乘客疏散及救援時間，保證人身安全，降低財產(chǎn)損失.