地铁车辆司机室骨架结构准静态分析与试验验证

滕万秀，王科飞，张春玉，邢杰，赵慧，许平



地铁车辆司机室骨架结构准静态分析与试验验证

滕万秀1，王科飞1，张春玉1，邢杰2, 3，赵慧2, 3，许平2, 3

(1. 中车长春轨道客车股份有限公司 工程实验室，吉林 长春 130062； 2. 中南大学 交通运输工程学院，湖南 长沙 410075； 3. 轨道交通安全教育部重点实验室，湖南 长沙 410075)

以某型地铁车辆为研究对象，对其司机室骨架结构进行设计与评估验证。根据评估标准，提出骨架结构的设计思路，并基于有限元仿真计算，对3种设计方案进行比选；对整车样车结构进行准静态压缩工况的试验，分别测试压溃力和防撞柱各高度的位移值，通过对试验数据的分析并与评估准则的条件进行对比，发现该设计方案能够满足所有的设计要求；最后，对试验工况进行有限元模拟，并对试验数据和数值计算结果进行对比分析，结果具有很好的一致性，可以作为后续研究的基础模型。

地铁车辆；司机室骨架结构；防撞柱；准静态

近年来，随着轨道交通的大力发展，运营速度的不断提高，轨道车辆尤其是地铁车辆的碰撞事故风险也逐步提高。一旦事故发生，造成的人员伤亡和财产损失也更加严重。因此，国内外关于轨道车辆碰撞标准体系的建立，车辆被动安全保护技术以及前端吸能结构的研究越来越受到学者的关 注[1−8]。就地铁车辆的被动安全保护要求而言，除了要求车辆结构能够具备足够的吸收碰撞动能的能力外，还要在事故造成破坏后保护乘客特别是司机不再受二次伤害的要求。地铁车辆端部司机室骨架对于车辆碰撞时起到保护的关键作用。其中特别是位于车体端部的防撞柱结构。防撞柱结构作为车体端部重要的承载组件，在发生碰撞时，还要发挥防止车辆端部被过度挤压和车辆爬车的作用。因此，对车体端部骨架结构尤其是防撞柱的设计研究对于提高地铁车辆耐撞性具有重要意义[9−14]。2003~ 2009年，国外学者先后对基于美国标准APTA S-034设计的防撞柱结构进行了结构改进[11]、动态冲击试验[12]以及准静态试验[13]的研究，认为其设计方案能够满足标准要求。随着标准要求的进一步发展，目前的防撞柱设计主要是参考最新的ASME RT-2 2014标准进行[14]。本文以某型地铁车辆为研究对象，首先基于有限元仿真计算，对车体端部结构的3种设计方案进行比选；然后对整车样车结构进行准静态压缩工况的试验，对试验结果进行分析；最后，对试验数据和数值计算结果进行了对比分析，其结果呈现了很好的一致性。研究结果表明该车体端部骨架结构的设计方案满足所有要求。

1 司机室端部骨架设计方案比选

1.1 司机室端部骨架结构设计方案

车体端部司机室骨架的设计主要遵照美国标准ASME RT-2 2014中对车体设计的要求进行。其中对端部吸能区设计方案的评估是通过对端部承力结构的准静态压缩工况完成。该工况要求对整车钢结构(不包括附属部件)持续施加一个纵向载荷，载荷位置为任一防撞柱根部以上457 mm处，直至防撞柱出现塑性屈曲。该工况的主要评判准则有：

1) 所施加的纵向加载刚卸载时，防撞柱中间高度位置处的纵向位移必须超过防撞柱自身纵向长度的1/3；

2) 防撞柱所受到的屈曲载荷必须大于弹性设计载荷；

3) 所施加的纵向载荷完全卸载后，防撞柱的根部以及顶部与车体端部的连接关系没有明显的 分离。

根据以上评估准则，可以得出车体端部结构的主要设计思路为：

1) 端部结构必须保证一定的强度，使其临界屈曲载荷大于弹性设计载荷，防撞柱与其他结构连接处要避免应力集中；

2) 端部结构必须保证一定的柔度，使其在塑性屈曲后，变形能达到评价指标的要求；

3) 防撞柱结构的刚度设计应当在垂向方向存在分布梯度，上下端部的刚度应大于中间部位，有利于中间部位发生塑形变形。

基于以上基本设计思路，本文提出3种车体端部结构的设计方案，如图1所示。

其中，方案1防撞柱整体刚度为均匀分布，在加载位置处采用双横梁结构加强其底部抗弯刚度；方案2中防撞柱整体刚度呈3段式分布；方案3中防撞柱整体刚度呈4段式分布。

1.2 基于有限元分析的方案比选

对以上3种结构设计方案进行有限元模型的建立。由于防撞柱准静态压缩以局部变形为主，为遴选合理的设计方案，有限元建模只选取前1/3车体结构。由于车体结构较为复杂，且主要变形发生在车体端部，采用统一网格大小无法同时兼顾计算效率与结果精度。因此在实际有限元模型中，车体端部变形集中区域的网格大小为2 mm，其余横梁，边梁等连接结构网格大小逐渐过渡至5 mm，端部以后结构网格尺寸基本为10 mm。为了表征材料屈服后的塑形硬化行为，选用双线性材料模型进行模拟。模型中用到的各种材料的主要属性如表1所示。

计算工况按照评估工况设置：对给定的刚性加载块赋予一定的纵向速度，作用于防撞柱根部以上457 mm处，并对车体结构远端的1/3处设置固定约束。为模拟加载块的准静态加载过程，选用显式动力学软件LS-DYNA进行求解[15]。

(a) 方案1；(b) 方案2；(c) 方案3

在显式有限元算法中假设当前时步为第步，有如下运动方程：

如果已经求得时步时的节点位置和加速度以及时步(−1/2)时的节点速度，则时步(+1)时的位移n+1可以解出。因此在整个时域范围内，显式算法不需要进行矩阵分解和求解而是只需进行如图2所示的循环。因此在保证精度的同时，充分提高了计算效率。

通过计算得出3种方案的分析结果，图3所示为3种设计方案的压溃力−位移曲线。从图中可以看出，方案1由于防撞柱整体刚度较弱，因此压溃力较低。虽然采用了双横梁结构，但对防撞柱的刚度加强作用并不明显。方案2中，防撞柱刚度呈3段式分布，且壁厚较厚，因此整体刚度要强于方案1，平均压溃力也明显增高。方案3中防撞柱刚度呈4段式分布，刚度梯度变化更加平滑，因而在保持了较高的平均压溃力的同时，也具有一定的弹性恢复能力。通过以上对比分析，最终确定方案3为最优设计方案。

图2 显式算法的流程图

图3 3种设计方案压溃力-位移曲线对比

2 整车准静态试验验证

2.1 试验布置与测试方法

整车准静态试验的总体布置情况如图4所示。该试验通过将1节地铁车辆车体钢结构放置于弹塑性试验台上，由2个带测力传感器的垂向支撑装置模拟转向架将车体支撑在标准轨道上。纵向方向上，一端由固定于刚性墙上的约束装置支撑，另一端通过弹塑性加载装置进行加载。为了防护由偏心载荷而引起的车体转动或横向运动，在车体两侧分别设置4个横向止挡装置，其中最靠近加载端的横向止挡附带安装测力传感器，用以测试横向约束力。各测力传感器的编号为LC01~LC10。

为了详细描述防撞柱主要压溃位置的变形量，对其各个高度位置的位移量进行测试。位移计测点的分布情况如图5所示。

图4 试验布置及测力传感器位置

2.2 试验结果

试验后观察到的车体结构变形结果如图6所示。从图中可以看出，压溃后结构的一次变形是稳定的。车体局部结构有小的二次变形。碰撞柱或其与车身的连接没有明显的断裂。周围连接部件的变形也很小，没有断裂的迹象。

图5 防撞柱各高度位移计布置情况

对碰撞柱准静态试验进行评估，最关键的数据来源是位移和力的测量。从测试中获得的位移计测量结果如图7所示。从图中的位移数据可以看出，位移计测试数据显示在纵向载荷刚刚卸载时，碰撞柱中间高度位置(LVDT4)的位移值为195 mm，远大于评估标准要求的72 mm。

试验中测试的纵向力数据如图8(a)所示。通过安装在加载装置上的测力传感器获得加载力的测试值，在刚性墙约束端也有3个测力传感器，将其数据相加可以得到约束端的支反力。总体上，加载端的载荷与约束端的反作用力相当吻合。然而，随着位移量的增加，加载力比支反力高出约50 kN(总共约800 kN)。所测得的加载力与支反力产生差异的主要原因是碰撞柱变形时所产生垂向力作用的结果。在图8(b)所示的靠近一位端加载端支撑的垂向测力传感器示值可以看出这一点。

(a) 整体后变形；(b) 局部屈曲响应

图7 防撞柱各测点的位移值

将测量的力和位移(加载位置高度)结合起来，得到如图9所示的力−位移曲线。从图中可以看出，试验所施加的载荷远高于334 kN的碰撞柱弹性设计载荷。通过对试验中结构完整性、位移和力的数据分析，可以看出各项评估指标均满足要求。

(a) 纵向力测试结果；(b) 横向力与垂向力测试结果

图9 测试压溃力-位移曲线对比

3 数据对比分析

为了验证有限元建模方法的准确性和有效性，为后续的分析研究提供基础，按前文所述方法对整车准静态试验工况进行建模并计算，将有限元结果与试验数据进行对比分析。

防撞柱的试验变形模式与有限元计算的变形模式的比较如图10~11所示。总体上，防撞柱的整体变形模式和局部屈曲行为非常相似。图12比较了仿真和试验中防撞柱的最终位移的大小。从图中可以看出，有限元计算和试验结果的响应规律十分相似，但计算结果的位移值略大于试验测试的 数据。

图10 试验与仿真计算中防撞柱的整体变形

图11 试验与仿真计算中防撞柱的局部屈曲

图12(b)为仿真计算得到的力−位移曲线与试验测得的力−位移曲线的比较。对比结果表明，仿真结果与测试结果有较好的一致性，但有限元计算的结果比实际试验中得到的响应要强烈一些。这主要是由3方面的原因造成的：1) 端部底架结构也是有较大变形的，在仿真中这部分结构的刚度模拟偏大，因而对压溃力的贡献要更大一些，所以计算结果中压溃力要稍大于试验结果；2) 仿真计算采用显式动力学方式计算，为了提高计算速度，对于准静态的模拟采用了提高加载速度的方法，这不可避免地引入了一些动态效应，因此会使变形程度更大一些；3) 试验测试中同样存在一些引入误差的可能，加载装置并不能保证绝对刚性，其微小的弹性形变会使位移测试结果变大，使得防撞柱的力−位移特性，即整体刚度减弱。

(a) 最终位移测试结果；(b) 压溃力−位移测试结果

4 结论

1) 通过对设计准则与评估方法的解读，提出3种端部结构的设计方案；经过有限元计算对比，确定防撞柱刚度梯度的最优方案。

2) 进行整车准静态试验，测试压溃力和防撞柱各高度的位移等主要数据，试验结果表明，车体端部结构方案完全能够满足评估准则，设计有效 可靠。

3) 对试验工况进行有限元仿真计算，并与测试数据进行对比，结果表明，两者在整体规律上具有较好的一致性，可以作为后续研究的基础模型。

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Quasi-static analysis and experimental validation of the subway cabin skeleton structures

TENG Wanxiu1, WANG Kefei1, ZHANG Chunyu1, XING Jie2, 3, ZHAO Hui2, 3, XU Ping2, 3

(1. Engineering Laboratory, CRRC Changchun Railway Vehicle Co., Ltd, Changchun 130062, China; 2. School of Traffic and Transportation Engineering, Central South University, Changsha 410075, China; 3. Key Laboratory of Traffic Safety on Track of Ministry of Education, Changsha 410075, China)

Taking a certain type of subway vehicle as the research object, this paper addressed the design process and experimental validation of the cabin skeleton structures. Firstly, according to the evaluate principle, the design ideas was carried out. Based on the finite element simulation calculation, three design solutions of the end structure of the car body were compared. Then the quasi-static compression test of the vehicle prototype structure was carried out, and the crush forces and displacement values of different height of the collision post were tested. By analyzing the test data and comparing it with the conditions of the evaluation criteria, it was shown that the design scheme of the car body end skeleton structure meets all requirements. Finally, the simulation of test condition was carried out the experimental data and numerical calculation were compared and analyzed, and the results show a good agreement. It indicates that this model can be used as the basis model for subsequent research.

subway vehicles; cabin skeleton structure; collision post; quasi-static

10.19713/j.cnki.43−1423/u.2019.03.026

U270.2

A

1672 − 7029(2019)03 − 0758 − 07

2018−10−10

国家自然科学基金资助项目(51675537)；国家重点研发计划项目(2016YFB1200505-016)

许平(1971−)，男，湖南娄底人，教授，博士，从事轨道车辆耐撞性研究；E−mail：xuping@csu.edu.cn

(编辑 阳丽霞)