復合材料在地鐵列車吸能防爬裝置上的應用

何佳捷,由天宇

(1.中車青島四方機車車輛股份有限公司,山東 青島 266111;2.中南大學 軌道交通安全教育部重點實驗室,湖南 長沙 410083)

2019年啟動標準地鐵列車統型[1],對地鐵列車的各項性能尤其是安全性能提出了更高的要求,而地鐵列車受人為操作失誤、設備故障、技術漏洞等影響,碰撞時有發生[2-4],因此地鐵列車吸能防爬結構應運而生。目前我國地鐵列車主要采用由防爬齒、導管及內充耗能元件所組成的裝置設計方案[5],主要材料均采用鋁合金材料,但隨著列車輕量化需求的日益提升,尋求各金屬結構的替代材料成為一種緊迫的需求,而纖維增強復合材料代替傳統金屬材料是實現列車輕量化的重要方法[6-9]。

復合材料具有高比強度、高比模量、易于整體成型和可設計性強等優異特性,通常復合材料是由增強相、基體相及其相結合的界面相一起構成的多相體系,其中增強相在復合材料中主要起承載作用,提供復合材料的強度和剛度,基體相則固定和支持增強相,保護增強相、傳遞增強相間的載荷等。因此,復合材料保持了原組分的主要特點,同時又具備了原組分所沒有的新性能,具有很強的可設計性。因此地鐵列車復合材料吸能結構具有廣闊的應用前景。

本文緊扣列車輕量化及安全性的需求,設計了4種復合材料列車吸能防爬裝置方案,并對其強度進行了校核,同時將其與傳統金屬材料吸能防爬裝置的吸能特性進行了對比,分析了復合材料在吸能防爬裝置上應用的可行性。

1 方案設計

圖1為標準化地鐵列車的復合吸能防爬裝置示意圖,該裝置由前部防爬齒及內導管、后部導向管以及內部蜂窩吸能原件組成,在此基礎上,防爬齒部分沿用鋁合金材料,內導管及后部導向管采用碳纖維復合材料制作,其中內導管與防爬齒一體化成型,即碳纖維預浸料在防爬齒上進行鋪放并一起固化成型,內導管內部根據隔板的不同布置形式共有4種方案,如圖2所示,4種方案的外輪廓尺寸及防爬齒尺寸、導管厚度與圖1所示的防爬裝置相同。

圖1 復合防爬吸能裝置外形尺寸輪廓圖

圖2 復合材料吸能防爬裝置的4種方案

4種防爬裝置均在內導管末端填充蜂窩,其中方案圖2(a)內部無隔板,方案圖2(b)內部有一個隔板,法向為y軸且經過內導管形心,方案圖2(c)內部有兩個平行排列的隔板,法向為y軸且將內導管內部空間三等分,方案圖2(d)內部有兩個十字形隔板,法向分別為x軸、y軸且都經過內導管形心。

4種復合材料吸能防爬裝置與同樣外輪廓尺寸的金屬吸能防爬裝置的質量對比如表1所示,可見復合材料吸能防爬裝置的質量明顯小于鋁合金材質的,約為鋁合金材質質量的67%。

表1 復合防爬吸能裝置質量分布 kg

2 數值模擬及結果分析

2.1 有限元模型

根據圖1中端部防爬吸能裝置的幾何尺寸,圖3給出了相應的全尺寸有限元網格模型。其中圖3(a)～(d)用于圖2中4種方案的靜強度計算,因蜂窩在靜強度計算中影響可以忽略不記,因此圖3(a)～(d)所建有限元模型不含蜂窩,圖3(e)～(f)用于沖擊吸能的計算,其中圖3(e)為圖2(a)基礎上增加2個隔板后的模型,圖3(f)為圖1尺寸的鋁合金材料吸能防爬裝置模型,用于對比分析。本文在通用有限元軟件求解環境下構建防爬吸能結構的有限元模型,考慮到壓縮過程中結構的大變形及復雜接觸狀態,防爬齒采用六面體實體單元劃分,內導管、后部導管及內充蜂窩耗能元件采用四邊形殼單元劃分,可在保證計算精度的同時節約計算成本[10-11]。在各部件之間設置了通用接觸,其動態摩擦系數取為0.2[10-11]。進行靜強度計算時,將內導管末端與后導管前端綁定,并在防爬齒處分別施加沿垂向及橫向的大小均為150 kN的載荷。為模擬碰撞載荷,通過在防爬齒端設置一剛性平板并對其施加速度場邊界條件,根據標準化地鐵企業標準的要求[1],速度設定為36 km/h。

圖3 復合材料防爬吸能裝置的有限元模型

圖4為內導管的復合材料鋪層示意圖,內導管壁厚15 mm,鋪層為[0/90]50,其中單層鋪層厚度為0.15 mm,后部導管采用同樣的方式進行鋪放。

圖4 復合材料鋪層示意圖

碳纖維復合材料增強相為T700,連續相為環氧樹脂TDE-85,其材料參數如表2所示。防爬齒部分選用鋁合金材料,牌號為5052,內填充蜂窩鋁合金牌號為3003,同時蜂窩耗能元件考慮了加工過程中造成的部分鋁箔雙倍壁厚效應。鋁合金材料參數如表3所示,由于鋁合金材料的應變率效應較低,有限元模型中忽略了材料的應變率效應[10-11]。

表2 復合材料單層板(T700)基本力學性能參數

表3 鋁合金參數

2.2 靜強度分析

2.2.1 橫向150 kN載荷強度分析

對S1-S4 4種方案的防爬裝置的防爬齒端部分別施加150 kN橫向載荷后的強度分析結果如圖5所示,可見4種方案防爬裝置在橫向載荷作用下的TSAIW值(根據蔡—吳張量理論得到的強度表征值)均小于1,滿足強度要求。TSAIW值最大為0.65,出現在圖5(c)方案S3,且4種方案TSAIW值最大值均出現在內導管與后導管的連接處。

圖5 4種方案在橫向載荷下的TSAIW值云圖

2.2.2 垂向150 kN載荷強度分析

對4種方案的防爬裝置的防爬齒端部分別施加150 kN垂向載荷后的強度分析結果如圖6所示,可見4種方案防爬裝置在橫向載荷作用下的TSAIW值均小于1,滿足強度要求。TSAIW值最大為0.76,出現在圖6(a)方案S1,且4種方案TSAIW值最大值均出現在內導管與后導管的連接處。

圖6 4種方案在垂向載荷下的TSAIW值云圖

2.3 復合材料與金屬材料防爬裝置撞擊工況對比分析

復合材料吸能防爬裝置方案S1與鋁合金吸能防爬裝置在36 km/h撞擊工況的變形模式對比如圖7所示,可見,鋁合金吸能防爬裝置和復合材料吸能防爬裝置的蜂窩壓縮區域都主要集中在內導管的末端。鋁合金吸能防爬裝置內導管的末端截面發生突變,因此蜂窩在此處橫向擴張,發生交疊變形,變形區域較大,而復合材料吸能防爬裝置的蜂窩放置在內導管末端擋板的后面,截面無突變,且增加了隔板,使得蜂窩變形區域相對集中在內導管末端附近,變形區域相對較小,蜂窩發生一定程度的屈曲,工程上可以通過增加誘導機構,進一步改善蜂窩的變形模式。

圖7 防爬吸能裝置的壓縮變形過程

圖8(a)為鋁合金與復合材料吸能防爬裝置的載荷對比,可見,由于復合材料吸能防爬裝置填充的蜂窩橫截面較大,因此復合材料吸能防爬裝置在撞擊過程中的平臺載荷明顯高于鋁合金材質。以兩條載荷-位移曲線中先達到蜂窩密實段的位移為準,將兩條載荷-位移曲線以該位移為準進行截斷,將截斷后的的載荷-位移曲線分別積分得到能量-位移曲線,分別除以2種吸能結構的質量,得到圖8(b)所示的比吸能-位移曲線,可見復合材料吸能防爬裝置的比吸能相比鋁合金材質顯著增大,截斷位移處的鋁合金吸能結構比吸能為1 502.24 J/kg,復合材料吸能結構的比吸能為4 897.40 J/kg,是鋁合金材質的3.26倍,因此選用復合材料制造吸能防爬裝置滿足輕量化的需求,具有顯著的優勢。

圖8 鋁合金與復合材料吸能防爬裝置對比

3 結論

本文設計了4種復合材料的吸能防爬裝置,并對其進行了橫向及垂向分別作用150 kN載荷的靜強度分析,靜強度分析結果顯示4種吸能防爬裝置均滿足強度要求,對方案S1的復合材料吸能防爬裝置與同輪廓尺寸的標準化地鐵采用的鋁合金材質吸能防爬裝置進行36 km/h的撞擊工況對比分析,發現復合材料吸能防爬裝置的蜂窩變形區域相對鋁合金材質會更加集中在內導管末端,復合材料的吸能防爬裝置的平臺載荷及比吸能均明顯高于鋁合金材質的,其截斷位移處的比吸能是鋁合金材質的3.26倍,滿足吸能要求的同時質量更輕,更符合軌道列車輕量化的要求。