某地鐵車側翻碰撞安全性分析

敖建安，趙國輝，周俊先，陳秉智

(1.中車大連機車車輛有限公司，遼寧 大連 116028;2.大連交通大學 機車車輛工程學院，遼寧 大連 116028)*

側翻是指車輛在行駛過程中車體繞其行駛方向坐標翻轉，導致車體側面與地面發生碰撞的運動.側翻事故一般都發生在明線行駛車輛上，雖然地鐵車輛通常在隧道中行駛，不易發生側翻傾覆，但是當列車運營維護人員工作出現失誤時，同樣會導致側翻事故發生.因此，地鐵車的側翻碰撞研究依然具有非常重要的現實意義.

目前鐵路車輛前端吸能結構的正面碰撞研究已經相當成熟［1-4］，但是車體側翻碰撞研究還處于起步階段.側翻碰撞研究主要集中在客車領域，已經有相當完善的標準法規，如ECE R66法規［5］.在軌道車輛領域目前沒有任何側翻耐撞性的相關標準，因此國內外學者主要通過參考ECE R66汽車側翻標準作為邊界條件進行仿真分析.Riazi等人通過側翻實驗和有限元仿真結果進行對比來研究鐵路客車的側翻耐撞性能，結果表明頂棚橫梁能夠提高車輛在側翻過程中能量吸收效率［6］.Baykasoglu等人依據ECE R66標準采用單倍和兩倍角速度下兩種不同的碰撞邊界條件對鐵路車輛車體進行側翻仿真分析，根據車體內乘員生存空間的完整性和車體結構的變形情況來判斷車體的側翻耐撞性能是否符合標準要求［7］.西南交通大學劉豐嘉采用LS-TaSC軟件對正面碰撞和側翻碰撞兩種工況下的機車車輛端部結構進行了耐撞性和剛度的拓撲優化，結果表明:與原結構相比，優化后的結構在側翻碰撞和正面碰撞兩種工況下的耐撞性能均有不同程度的提高［8］.

本文首先建立某地鐵車Tc車體結構有限元模型，計算車體側翻碰撞時的初始條件，采用碰撞仿真軟件LS-DYNA對車體進行仿真分析，并通過車體內生存空間是否完整判斷車體的側翻耐撞性是否符合標準要求;然后對發生塑性變形較大的薄弱結構進行改進，提高車體的側翻耐撞性能，達到提高車輛被動安全性的目的.

1 乘員生存空間

ECE R66客車側翻標準中規定車內乘員生存空間是一個高度為750 mm的等腰梯形，梯形下端距離車體波紋地板的垂直高度為500 mm，距離側墻立柱的水平距離為150 mm;梯形上端距離下端的水平距離為250 mm，生存空間上端與下端的垂直高度為750 mm［9］，如圖1所示.

圖1 乘客生存空間示意圖

2 車體側翻碰撞仿真分析

2.1 車體有限元模型

該地鐵車Tc車體主要由底架模塊、側墻模塊、端墻模塊、頂棚模塊以及司機室模塊組成.車體上的大部分結構為板殼結構，因此在建模時選擇用殼單元模擬.由于在車輛側翻碰撞中整個車體長度的結構都會接觸地面，因此對整車網格統一對整車劃分20 mm尺寸的網格單元.模型的單元總數為1 488 153，節點總數為1 580 414;車體有限元模型如圖2所示.

圖2 車體有限元模型

2.2 車體觸地角速度設定

依據ECE R66客車側翻標準，將車體側翻碰撞場景設計為在側翻平臺以靜止狀態繞著旋轉軸旋轉并撞擊在800 mm高度落差的水平地面上.在臨界側翻位置即車廂的重心位置達到最高點時，車廂旋轉角速度不超過5°/s(轉化為弧度0.087 5 rad/s)，此后車體因自身重力而繼續側翻.在此過程中車體重心下降高度ΔH=973 mm.車輛側翻過程如圖3所示.由于側翻碰撞過程中，列車的動能與勢能總和不變，所以車體在臨界側翻位置的動能與勢能之和與車體接觸地面時動能與勢能之和相等:

式中，I為車體的轉動慣量;ΔH為車體從臨界側翻位置至車體接觸地面時重心下降高度;M為車體的總質量;ω2為車體接觸地面時的角速度;ω1為車體在臨界側翻位置時角速度取值為0.0875rad/s.

在車體側翻過程中，任意設一個角速度ω2，將有限元模型導入到LS-DYNA中進行計算，得系統初始能量為E，而

因此可得車體的轉動慣量為:

聯立式(1)～(3)得車體觸地角速度為:

圖3 車體側翻過程示意圖

2.3 仿真結果及分析

列車車體在發生側翻碰撞時，由于車體與地面的碰撞而導致車體結構變形吸能，其內能不斷升高，動能不斷降低.同時由于車體重心位置不斷下降，重力在此過程中做正功，使得系統的總能量不斷升高.如圖4所示，在側翻碰撞過程中車體共吸收內能量0.28 MJ，系統沙漏能最大值為0.011 MJ，沙漏能占內能比值最大為3.9%，小于5%，因此判斷仿真結果是有效可靠的.

圖4 車體側翻碰撞能量變化曲線

車體在側翻碰撞過程中骨架結構是否侵入乘員生存空間是評價車體是否符合側翻安全法規的重要標準.為了能夠準確表達出側墻骨架結構侵入到生存空間的具體量，在生存空間上邊緣和下邊緣、側墻立柱上選取四個點作為測量點，以測量生存空間與側墻骨架結構的距離變化，如圖5所示.乘員生存空間與側墻骨架結構測點的距離如圖6所示.當側墻骨架上下測點與生存空間上下測點相對距離小于0時，說明車體結構變形侵入了生存空間.

由圖6可以看到，車體側墻立柱的上下測點與生存空間上下測點的相對距離總體趨勢為在第250 ms以前慢慢減小，以后又慢慢增大，說明車體在側翻碰撞過程中生存空間與車體結構的間距逐漸減小，在車體變形量達到最大時，發生回彈變形，兩者間距又逐漸增大.其中，生存空間的下部與側墻骨架的最短距離為36 mm，比未碰撞前減小了107 mm;上部與側墻骨架距離最小值為-66 mm，這說明在整個側翻碰撞過程中側墻骨架侵入了車內乘員生存空間，且侵入量為66 mm.因此判定該車車體在側翻碰撞中不符合安全法規ECE R66的要求，需要對此結構加以改進.

圖5 生存空間測點布置示意圖

圖6 生存空間與側墻立柱相對距離曲線

3 車體結構改進及分析

3.1 車體薄弱部位分析

圖7 車體塑性應變圖

車體在側翻碰撞過程中，二位端端部結構相較于車體中部和司機室結構發生了較大變形，因此重點關注二位端結構變形情況.從圖7中可以看出車體發生較大塑性變形的區域主要包括:①車體二位端頂棚彎梁;②端墻防撞柱頂端;③端墻防撞柱根部.該部位在側翻過程中受到軸向和法向載荷的作用發生彎曲變形，為了避免乘員生存空間受到入侵，車體骨架變形應盡可能的小，即提高車身骨架的抗變形能力，以使得乘員生存空間不被侵入.

3.2 結構改進方法

目前主要采用兩種方法提高結構抗彎能力:一是采用彈性模量更高的材料;二是改變部件的截面，增大其抗彎截面模量.結合實際情況，由于改變材料的成本更高，所以本次改進采用更加經濟的第二種方式.本次改進的方法是:

(1)將兩根二位端+頂棚彎梁由1 mm厚乙型梁改為2 mm厚帽型梁;

(2)將端墻防撞柱和端墻門上橫梁由帽型梁改為同厚度的矩形梁.

3.3 改進后結果分析

以相同的邊界條件對改進結構后的模型進行碰撞仿真分析.通過對比改進前后的車體結構內能吸收量，如圖8所示，可以發現:

(1)改進后的模型由于剛度更加協調，使得碰撞開始發生后，更多的結構參與變形吸能，吸能速率明顯高于優化前結構;

(2)改進后車體結構模型由于剛度得到提高，使得車體在側翻碰撞中的最大吸能量小于原結構.

圖8 結構改進前后車體能量吸收對比圖

分別測量生存空間上部和下部與車體內部結構的相對距離，如圖9所示.可以看到，下部的最短相對距離為80 mm，比優化前的最短距離提升了44 mm;優化后上部最短相對距離為71 mm，沒有侵入到乘員生存空間，比優化前相對距離提升了137 mm.這表明改進后的車體結構在側翻碰撞中的被動安全性得到明顯的提升.

圖9 結構改進前后生存空間距離對比圖

4 結論

本文參照ECE R66客車側翻碰撞標準對車體結構進行側翻碰撞分析，通過對車體結構變形、能量變化以及生存空間侵入量的分析，發現車體側墻骨架結構侵入乘員生存空間的侵入量高達66 mm，未滿足安全標準.改進發生較大塑性形變的薄弱結構后，與原結構相比，改進結構具有更高的吸能速率，且剛度更高.因此改進后結構未侵入乘員生存空間，車體的側翻被動安全性能得到顯著提高.

可以看出地鐵列車側翻碰撞過程中主要發生塑性變形的部位是二位端頂棚彎梁和端墻防撞柱等，且變形是由于在與地面接觸過程時受到彎矩影響導致.因此在車體設計過程中，這兩個部位應使用抗彎截面模量較高的結構以提高其抗彎能力以保護乘員的生命安全.

本文仍有一些問題需要完善，比如在側翻碰撞中沒有考慮到乘員與車體結構二次碰撞時乘員的損傷情況，僅僅以車體結構是否侵入乘員生存空間往往不足以保證乘員的安全性［10］.本文的側翻碰撞分析及結構改進對今后的鐵路車輛設計有一定的借鑒意義.