基于碰撞有限元法的地鐵列車脫軌碰撞事故分析

王崇明 ,周 磊 ,鄧 銳 ,朱 濤 ,李宗治 ,肖守訥

(1.中車南京浦鎮(zhèn)車輛有限公司,江蘇 南京 210031;2.西南交通大學 軌道交通運載系統(tǒng)全國重點實驗室,四川 成都 610031)

隨著技術(shù)與裝備的不斷突破與創(chuàng)新,軌道列車在交通運輸領(lǐng)域的重要性不斷提升,不論是高速鐵路,還是城市地鐵、輕軌,都已成為主流的出行方式。然而,由于特殊原因,列車碰撞事故時有發(fā)生[1-2],這對列車的耐撞性研究提出了更高的要求。

軌道車輛的耐撞性研究主要從數(shù)值模擬和試驗研究兩個角度出發(fā),但是受限于試驗研究的經(jīng)濟性、安全性和可重復性,全尺寸車輛碰撞試驗很難實施[3-4]。因此,在通常情況下,研究人員一般采用數(shù)值模擬的方法。數(shù)值模擬的方法又分為有限元仿真分析和動力學仿真分析[5]。動力學仿真分析能夠快速獲得列車碰撞時的動力學響應如速度、加速度以及列車姿態(tài),能夠預測在碰撞后列車是否會出現(xiàn)脫軌、爬車和側(cè)翻等極端危險情況[6-8],而有限元仿真分析則通過詳細地建模得到列車碰撞的具體結(jié)構(gòu)變形情況。

碰撞有限元方法是常用的軌道列車耐撞性分析手段。李本懷等[9]依據(jù)EN 15227:2020《鐵路設施 鐵路車輛的防撞性要求》建立了16編組三維碰撞仿真分析模型,研究了16輛長編動車組碰撞性能,結(jié)果表明設計的16編組碰撞吸能系統(tǒng)滿足列車防爬、司機室生存空間、碰撞減速度等標準要求。BAYKASOGLU等[10]對土耳其國家鐵路公司使用的N13型客車的側(cè)翻耐撞性進行了研究,研究結(jié)果表明,在側(cè)翻過程中和側(cè)翻后,剩余空間均未受損,客車能夠滿足要求。利用有限元方法還可以對碰撞事故進行較好地還原,張樂樂等[11]提出了一種評估地鐵頭車車體耐撞性的碰撞場景設計與條件,同時建立了某型地鐵頭車車體對撞有限元模型,實現(xiàn)了碰撞過程的數(shù)值仿真并分析了車體的速度、加速度、變形、能量的變化趨勢。韋海菊等[12]對6編組列車撞擊靜止的相同編組列車進行了還原,對比了仿真與事故的界面力、能量變化以及變形情況等。

曲線段是地鐵中常見的線路形式,地鐵車輛在曲線段容易發(fā)生脫軌事故,但在目前的標準中還未見到針對地鐵列車曲線碰撞和脫軌碰撞的要求。楊皓杰[13]對地鐵列車的曲線碰撞進行了研究,得到了碰撞速度、軌道半徑等對響應的影響規(guī)律,以此進行了耐撞性改進。繆得祥[14]對地鐵列車脫軌后撞擊隧道進行了研究并分析了不同因素對碰撞響應的影響,設計了隧道吸能裝置。

本文基于碰撞有限元法,在對某地鐵列車曲線脫軌碰撞事故調(diào)研的基礎(chǔ)上,對列車在曲線段脫軌后滑行撞向站臺的過程進行了還原,得到了各車輛的損傷情況,并結(jié)合增材修補技術(shù)以及車體塑性應變,給出了不同受損車輛的修補方案,為碰撞事故列車的修復提供了參考。

1 碰撞場景及分析方法

某地鐵列車在進站時以24 km/h的初速度脫離曲線軌道并正面撞擊站臺,如圖1所示。考慮到有限元數(shù)值模擬耗時較長,兼顧還原的準確性,本文采用分步仿真方法。第1階段主要模擬列車從直線段進入曲線段后的脫軌過程,由于脫軌發(fā)生后只有頭車在軌邊滑行,其余車輛繼續(xù)在軌道上行駛,忽略這個過程中轉(zhuǎn)向架的輕微擦傷,通過簡化有限元模型模擬該時段內(nèi)列車的運動情況,獲得其速度變化、姿態(tài)響應、各車輛相對位置以及車鉤響應等參數(shù);第2階段主要模擬列車撞擊站臺的過程,以第1階段獲取的參數(shù)為初始計算邊界條件,建立列車撞擊站臺時刻的詳細碰撞有限元模型,獲得列車撞擊站臺過程中的詳細碰撞響應。

圖1 列車脫軌碰撞事故場景

2 有限元模型及響應

地鐵列車為6輛編組,共有3種車型,包括帶司機室的頭車(A 車)和2種中間車(B車和C 車),車體的基本參數(shù)見表1。車體由底架、側(cè)墻、端墻、車頂?shù)冉M成,主要使用鋁合金焊接結(jié)構(gòu),司機室部分區(qū)域使用鋼材,各部件使用材料及其力學特性見表2,表中t為擠壓型材厚度。

表1 車輛基本參數(shù)

表2 材料力學特性

脫軌過程和碰撞過程采用相同的轉(zhuǎn)向架模型、車鉤緩沖裝置模型、軌道模型以及地面站臺模型,其區(qū)別是不同過程對應的車體模型不同。轉(zhuǎn)向架各關(guān)鍵機械部件使用殼單元配合20號材料進行模擬,一系、二系懸掛系統(tǒng)采用6自由度離散梁單元配合119號材料進行模擬,如圖2所示。車鉤緩沖裝置采用6自由度離散梁單元配合119號材料進行模擬,其特性曲線如圖3所示。

圖2 脫軌模型轉(zhuǎn)向架有限元模型

圖3 車鉤緩沖緩沖裝置特性

2.1 脫軌過程有限元模型

使用獲取的列車脫軌后運動狀態(tài)作為列車碰撞仿真的邊界條件,列車在此過程中不涉及車體的損傷,因此采用簡化的有限元模型有利于提高計算效率。列車在此過程中不涉及車體的損傷,所以采用簡化的有限元模型來加快計算速度。車體簡化為形狀與真實車相似的結(jié)構(gòu)剛體,保證長度、寬度、高度和重心與碰撞過程有限元模型相同,采用殼單元配合20號材料進行離散,單元尺寸為200 mm,其中頭車共7 672個單元,中間車共7 377個單元,有限元模型如圖4所示。

圖4 脫軌模型車體有限元模型

脫軌場景有限元素模型如圖5所示,包括含有直線段、緩和曲線段和曲線段的軌道模型、地面模型以及站臺模型,在曲線段設置脫軌器,通過在軌道一側(cè)抬升車輪,另一側(cè)橫向擠壓車輪,誘導列車脫軌,模型如圖6所示。列車初始位置處于直線軌道上,初速度為24 km/h,經(jīng)直線段-緩和曲線段-曲線段至脫軌器,使得A1車脫軌而其他車輛仍處于軌道上,最終列車正面撞擊站臺。

圖5 脫軌場景有限元模型

圖6 脫軌器有限元模型

2.2 脫軌過程模型響應

脫軌模型計算完成后,得到列車姿態(tài)如圖7所示。作為列車碰撞模型的初始邊界條件,需要測定此時刻各車的速度矢量和車體的姿態(tài)及相對位置。列車在脫軌后各車的速度沿X向與Y向分解,如表3所示。

表3 列車速度分解表 m/s

圖7 列車撞擊站臺前位置

從圖7可以看出,脫軌后A1車轉(zhuǎn)向架已經(jīng)全部脫離軌道,B1、C1、C2、B2和A2車轉(zhuǎn)向架均全部在軌道上。車體存在一定的側(cè)滾角度,但側(cè)滾角度較小,小于0.1°,所以忽略車輛脫軌的側(cè)滾影響,各車輛的相對位置如圖8所示。圖8中顯示了列車在脫軌后即將撞擊站臺的各車輛相對位置關(guān)系,A1車與站臺的夾角為3°,與站臺撞擊的距離為1 574 mm。A1 車與B1車的夾角為11°,車間間距為613 mm,橫向錯動為354 mm。B1 車與C1 車的夾角為4°,車間間距為662 mm,橫向錯動為177 mm。C1車與C2車無夾角,車間間距為703 mm,無橫向錯動。C2車與B2車無夾角,車間間距為716 mm,橫向錯動為15 mm。B2車與A2車無夾角,車間間距為711 mm,無橫向錯動。

圖8 車輛姿態(tài)示意圖

2.3 碰撞過程有限元模型

碰撞有限元模型車體則根據(jù)實際結(jié)構(gòu)采用殼單元配合24號材料進行離散,司機室與站臺碰撞區(qū)域采用20 mm 的單元,其他部位則采用40 mm 的單元。車載設備通過質(zhì)量點單元根據(jù)重心確定其相對位置并通過rigids單元和rbe3單元與車體連接。其中A 型車共有654 630個單元,B 型車共有605 390個單元,C型車共有601 645個單元。列車由A、B、C 3種不同車型車輛混合編組組成,不同車輛的車體有限元模型如圖9所示,列車撞擊站臺的有限元模型如圖10所示。

圖9 碰撞模型車體有限元模型

圖10 列車撞擊站臺有限元模型

2.4 碰撞仿真與事故對比

圖11(a)展示了事故現(xiàn)場與本文方法計算結(jié)果關(guān)于列車整體姿態(tài)的對比情況,各車輛之間的相對位置關(guān)系具有較好的一致性。圖11(b)展示了司機室吸能防爬裝置的對比情況,從圖中可以看到,吸能防爬裝置已經(jīng)完全壓縮退回安裝座處,在壓縮量方面有較好的一致性。此外,還對事故較為最嚴重的頭車進行了車體主要結(jié)構(gòu)的外形尺寸檢測來確認車體的變形情況,主要包括邊梁直線度、門窗及空調(diào)安裝處的長度尺寸、側(cè)墻與地板的角度尺寸和地板的撓度等。

圖11 列車碰撞仿真與真實事故對比

根據(jù)車輛的結(jié)構(gòu)尺寸檢測,與本文方法的有限元模型計算結(jié)果進行對比。表4顯示了邊梁直線度和撓度的具體數(shù)據(jù)對比情況。表5顯示了地板撓度的具體數(shù)據(jù)對比情況。直線度和撓度能較好的反映車體的變形情況,從對比的結(jié)果來看,大部分誤差能夠控制在15%以下,說明對于事故還原具有較好的準確性。

表4 邊梁尺寸檢測結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對比

表5 地板撓度檢測結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對比 mm

2.5 碰撞模型響應

2.5.1 車體變形及應變響應

列車撞擊站臺后,損傷最為嚴重的是前兩輛車,即A1車和B1車,其1位端和2位端位置如圖10所示,A1車的各關(guān)鍵部位塑性應變分布如圖12所示。整車最大塑性應變位于A1 車司機室處,其塑性應變?yōu)?.86。從整體情況看,司機室塑性應變區(qū)域較大。此外,司機室與乘客區(qū)連接處、空調(diào)安裝處、車鉤箱、端墻、枕梁均存在一定的塑性應變。A1車車體各部位產(chǎn)生塑性應變區(qū)域及最大塑性應變見表6。

表6 A1車車體各部位產(chǎn)生塑性應變區(qū)域及最大塑性應變值

圖12 A1車車體各關(guān)鍵部位塑性應變分布

B1車的各關(guān)鍵部位塑性應變?nèi)鐖D13所示,B1車最大塑性應變位于底架與1位端端墻連接處,其塑性應變?yōu)?.34,B1車車體各部位產(chǎn)生塑性應變區(qū)域及最大塑性應變見表7。

表7 B1車車體各部位產(chǎn)生塑性應變區(qū)域及最大塑性應變值

圖13 B1車車體各關(guān)鍵部位塑性應變分布

2.5.2 連接鉚釘應力響應

車輛連接鉚釘是車體各部位相互連接的重要連接件,根據(jù)鉚釘?shù)氖芰梢耘袛嘬圀w與其他部件的連接是否穩(wěn)定以及是否需要更換鉚釘。本文研究對象采用的是基于標準GB/T 870—1986《半沉頭鉚釘》,其材料為Q335鋼。鉚釘?shù)氖疽鈭D如圖14所示。

圖14 鉚釘示意圖

由于GB/T 870—1986標準中對Q355鋼鉚釘?shù)膹姸刃：宋从忻鞔_規(guī)定,故本文參照GB 50017—2003《鋼結(jié)構(gòu)設計規(guī)范》對鉚釘材料為BL2鋼情況下的強度標準進行等效計算。BL2鋼屈服強度為215 MPa,則鉚釘?shù)脑S用拉應力為215 MPa,最小許用剪應力為155 MPa,最小許用擠壓應力為240 MPa。令材料許用應力與屈服強度之比為安全系數(shù),則拉伸安全系數(shù)kt為1,剪切安全系數(shù)ks為0.66,擠壓安全系數(shù)kp為1.12。鉚釘強度計算如下所示:

式中:σt為鉚釘所受拉應力;Ft為鉚釘所受軸向拉力;τ為鉚釘所受剪應力;Fs為鉚釘所受剪切力;σp為鉚釘所受擠壓應力;σy為鉚釘所受許用應力;A=為鉚釘桿橫截面積,Ap=dt鉚釘桿側(cè)面受壓面積在軸截面上的投影。

A1車和A2車底架側(cè)梁鉚釘區(qū)域分布示意圖如圖15所示,A2車無司機室部分。圖16顯示了A1車鉚釘最大應力分布情況,由圖16可知,A1車底架側(cè)梁各部位鉚釘所受最大剪應力為204.93 MPa,未超過許用剪應力221.9 MPa;最大拉應力和最大擠壓應力分別為249.13 MPa和241.30 MPa,未超過許用拉應力331.2 MPa和許用擠壓應力496.8 MPa。根據(jù)現(xiàn)場事故圖片(圖17)及仿真結(jié)果,斷裂的鉚釘(位于H3區(qū)域)所受最大剪應力不超過180.85 MPa,且斷裂處位于被連接板外部,故判斷該鉚釘并非由于受剪切力過大而斷裂。由仿真結(jié)果可知,事故發(fā)生時,A1車與B1車2位側(cè)防爬器接觸后并未軸向壓縮,B1車防爬器失穩(wěn)彎曲并撞上A1車H3區(qū)域。由現(xiàn)場事故圖片可看到B1車1位側(cè)防爬齒上存在撞擊痕跡,與鉚釘尺寸較為吻合,故判斷鉚釘斷裂原因是B1車1位側(cè)防爬器撞擊導致。

圖15 底架側(cè)梁鉚釘區(qū)域分布俯視圖

圖16 A1車鉚釘最大應力分布

圖17 事故現(xiàn)場圖片

B1車鉚釘最大應力分布情況如圖18所示,由圖18可知,B1 車2 位側(cè)鉚釘所受平均最大剪切力較1位側(cè)大,這跟B1車1位端2位側(cè)與A1車2位端2位側(cè)接觸并碰撞并且B1車2位端防爬器發(fā)生變形情況相吻合。而在底架與枕梁連接處,2位側(cè)鉚釘所受平均最大拉應力較1位端小,原因在于發(fā)生碰撞時,A1車、C1車對B1車的力和B1車過曲線的離心力均指向曲線外,轉(zhuǎn)向架需向車體提供指向曲線內(nèi)側(cè)的力使其受力平衡,故底架與枕梁連接處1位側(cè)力大于2位側(cè)。整體上看,B1車2位端鉚釘受力較B1車1位端和A1車小。

圖18 B1車鉚釘最大應力分布

3 車輛修補策略

根據(jù)碰撞事故還原獲得受損最為嚴重的A1車和B1車的塑形應變,結(jié)合材料的斷裂應變[15-16]可以判斷出車輛損傷的位置,提供準確的車輛修補策略,如表8所示。若結(jié)構(gòu)的塑形應變超過材料的斷裂應變,則該區(qū)域應該整體替換;若材料的塑形應變超過0.5%,但未超過斷裂應變,則采用修補技術(shù)。

表8 材料斷裂應變

常見的增材修補技術(shù)有激光熔覆技術(shù)、新型冷焊技術(shù)、熱噴涂技術(shù)和電刷鍍技術(shù)等,激光熔覆技術(shù)具有冷卻速度快、熔覆粉末選擇范圍廣和熔覆層厚度范圍大等優(yōu)點,適用于重載、大尺寸損傷件的再制造修復;新型冷焊技術(shù)可保持基體無熱變形且修復層性能優(yōu)良;熱噴涂技術(shù)具有沉積效率高、對基體熱影響小、材料廣泛和易對基體進行局部強化等優(yōu)點;電刷鍍技術(shù)具有沉積速度快、鍍層厚度可控、殘余應力及變形小等特點,適用于內(nèi)孔類零件的再制造修復[17]。

針對列車的不同受損部位,采取不同的修補策略,對于A1車而言,各部分應變最大區(qū)域的最大塑形應變均超過材料的斷裂應變,則應該全部切除替換新的材料;對于B1車而言,底架、車頂和端墻應變最大區(qū)域需要更換,側(cè)墻的最大塑形應變沒有超過材料的斷裂應變,可以采用熱噴涂技術(shù)進行修補。

4 結(jié)論

本文利用有限元數(shù)值模擬對某地鐵列車碰撞事故進行了還原,得到了在碰撞事故中車體的損傷情況,結(jié)果表明:

(1) 首先,在事故中頭車的車體損傷最為嚴重,其中司機室地板變形比較明顯。其次,前兩節(jié)車的端部變形也比較明顯,這是由于吸能防爬裝置不能承受非軸向載荷失穩(wěn)導致的。

(2) 車體連接處的鉚釘沒有發(fā)生因碰撞力導致的斷裂,A 車鉚釘斷裂原因為碰撞過程中B 車吸能防爬裝置垂向失穩(wěn)撞擊剪斷。

(3) 對于A1車和B1車損傷部位最大塑性應變超過材料的斷裂應變的結(jié)構(gòu),無法進行修復,而對于B1車的側(cè)墻而言,可以采取熱噴涂技術(shù)進行修補。