伊召鋒，于堯，高廣軍，劉東亮

軸向沖擊下薄壁方管屈曲模式及初始峰值力控制研究

伊召鋒1，于堯2，高廣軍2，劉東亮1

(1. 中車唐山機(jī)車車輛有限公司 技術(shù)研究中心，河北 唐山 063035；2. 中南大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院 軌道交通安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長沙 410075)

基于沖擊試驗(yàn)和仿真實(shí)驗(yàn)手段對(duì)帶隔板方管吸能結(jié)構(gòu)的碰撞力學(xué)響應(yīng)特性進(jìn)行分析，建立有限元模型，采用顯式動(dòng)力有限元ANSYS/LS-DYNA進(jìn)行數(shù)值仿真，并與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，誤差基本穩(wěn)定在5%以內(nèi)，驗(yàn)證該數(shù)值仿真模型的有效性。研究結(jié)果表明：結(jié)構(gòu)變形模式為穩(wěn)定可靠的軸對(duì)稱模式。研究隔板結(jié)構(gòu)與誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)對(duì)吸能特性的影響，得出結(jié)構(gòu)在隔板的約束下產(chǎn)生更多的屈曲褶皺，吸能量提高17%。誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)對(duì)結(jié)構(gòu)整體吸能量影響不大，可以顯著降低結(jié)構(gòu)的初始撞擊力峰值，降低百分比達(dá)到42.3%。

碰撞；吸能結(jié)構(gòu)；薄壁結(jié)構(gòu)；誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)；隔板

列車碰撞事故造成的人員傷亡和財(cái)產(chǎn)損失觸目驚心[1]。例如，2008年4月28日，2列高速動(dòng)車組在交濟(jì)線相撞，造成70人死亡，416人受傷。為了避免或減少碰撞事故造成的損失，提高車輛的耐撞性能是降低碰撞事故影響的最有效方法。許多國家正在進(jìn)行鐵路設(shè)備耐撞性研究，旨在開發(fā)一種高效的吸能結(jié)構(gòu)作為被動(dòng)安全防護(hù)的主要手段。為了保證碰撞時(shí)的安全，需要讓列車自身以可控的方式吸收動(dòng)能，盡可能減小作用于車身的加速度。目前，世界各國對(duì)于軌道列車耐撞性設(shè)計(jì)通常為兩端非載人區(qū)設(shè)計(jì)為弱剛度區(qū)域，中間車體載人區(qū)為強(qiáng)剛度[2]。列車在碰撞過程中，車體端部弱剛度的非載人區(qū)率先發(fā)生塑性變形，吸收沖擊動(dòng)能，而中間載人區(qū)基本不發(fā)生變形或者只產(chǎn)生輕微的彈性變形，該設(shè)計(jì)方案已被公認(rèn)為目前最有效的耐撞性設(shè)計(jì)方法[3]。吸能裝置安裝在車輛的前端，碰撞發(fā)生時(shí)通過吸能裝置耗散能量提高車輛的耐撞性。列車端部吸能結(jié)構(gòu)開發(fā)設(shè)計(jì)成為提高列車耐撞性能的關(guān)鍵，因此對(duì)軌道車輛用吸能裝置進(jìn)行研究，對(duì)于改善軌道車輛的安全性能具有重要的意義。吸能結(jié)構(gòu)多種多樣，每種吸能結(jié)構(gòu)都具有其獨(dú)特的吸能方式，而被廣泛應(yīng)用于各個(gè)耐撞性領(lǐng)域。薄壁金屬壓潰管作為一種高效吸能結(jié)構(gòu)，在軸向載荷下會(huì)發(fā)生漸進(jìn)性屈曲變形模式，從而吸收沖擊從動(dòng)能，在過去幾十年間，該結(jié)構(gòu)因其具有質(zhì)量輕、易加工、成本低、吸能效率高而被廣大學(xué)者廣泛研究。Alexander[4]首先對(duì)金屬薄壁圓管在軸向載荷下的漸進(jìn)性屈曲模式進(jìn)行了理論分析，通過理論模型對(duì)圓管吸能量以及吸能模式進(jìn)行預(yù)測。Wierzbichi等[5]基于以上理論模型，開發(fā)了超級(jí)單元法理論，并結(jié)合實(shí)驗(yàn)手段，研究了圓管結(jié)構(gòu)在軸向壓縮下的屈曲變形模式，發(fā)現(xiàn)不同幾何參數(shù)的圓管會(huì)產(chǎn)生諸如手風(fēng)琴、鉆石等不同變形模式，此外不同變形模式吸能能力各不相同?；诔?jí)單元法理論以及試驗(yàn)數(shù)段，諸如五邊形[6]，六邊形[7]，八角形[8]，多胞形[9]和泡沫填充[10]等形式的薄壁結(jié)構(gòu)也被廣泛研究。通過比較以上薄壁管結(jié)構(gòu)吸能性能可以得出一個(gè)共同點(diǎn)，在非理想沖擊載荷下，由于結(jié)構(gòu)抗失穩(wěn)能力較差，往往造成結(jié)構(gòu)失穩(wěn)、屈曲褶皺不均勻從而大大降低吸能效率。在軌道列車耐撞性領(lǐng)域，吸能結(jié)構(gòu)所需吸能量巨大，因此吸能結(jié)構(gòu)通常具有較長的縱向尺寸，這對(duì)吸能結(jié)構(gòu)能否有效平穩(wěn)塑變吸能具有極大的挑戰(zhàn)[11?12]。李健等[13]為了解決薄壁管存在的缺陷，通過在方管中設(shè)置一定數(shù)量的隔板，以提高管材的橫向強(qiáng)度，從而改善吸能結(jié)構(gòu)的吸能性能。本文在以上基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)了一種帶隔板約束的方截面錐形薄壁管吸能結(jié)構(gòu)。從而，控制結(jié)構(gòu)的變形模式，達(dá)到更好的吸能性能。本文研究帶隔板薄壁方形截面管在理想和不完善條件下的軸向屈曲模式。第1部分提出了帶隔板方管的幾何模型和仿真模型。采用不同的模型對(duì)動(dòng)態(tài)過程進(jìn)行數(shù)值模擬。第2部分對(duì)吸能結(jié)構(gòu)進(jìn)行了動(dòng)態(tài)沖擊試驗(yàn)研究，第3部分對(duì)吸能結(jié)構(gòu)進(jìn)行了數(shù)值仿真研究。并通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證了仿真模型的有效性。進(jìn)而通過數(shù)值模擬，研究了吸能結(jié)構(gòu)力學(xué)響應(yīng)特性。第4部分研究了隔板與誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)對(duì)裝置的動(dòng)力特性影響。

1 結(jié)構(gòu)幾何模型

本文設(shè)計(jì)的薄壁管吸能結(jié)構(gòu)可安裝在列車端部弱剛度底架區(qū)域，安裝位置如圖1(a)所示，在列車正常運(yùn)行過程中，該區(qū)域其承載作用，當(dāng)發(fā)生碰撞時(shí)，底架吸能結(jié)構(gòu)發(fā)生塑性變形，吸收沖擊動(dòng)能。吸能結(jié)構(gòu)由薄壁方管、隔板、端板3部分組成。其中方管由2塊對(duì)稱的U型板結(jié)構(gòu)拼焊而成，管角倒角半徑為15 mm，板材厚度為3 mm，方管長度為650 mm，前端端面截面尺寸為147 mm*191 mm，后端端面截面尺寸為147 mm*212 mm。方管4面均開有長條孔，方便與隔板焊接，隔板厚度為3 mm，邊長尺寸為對(duì)應(yīng)方管截面區(qū)域邊長的一半。方管兩端分別焊接有2塊厚度為20 mm的端板。在結(jié)構(gòu)撞擊初期，由于慣性效應(yīng)的存在，往往產(chǎn)生極大的初始撞擊力峰值，對(duì)車體結(jié)構(gòu)極為不利，為避免變形開始時(shí)出現(xiàn)太大的初始峰值力，本文在結(jié)構(gòu)撞擊端設(shè)置誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)，從而降低裝置的初始強(qiáng)度，進(jìn)而降低初始撞擊力峰值，誘導(dǎo)槽寬度為40 mm，長度為110 mm，如圖1(b)所示。

2 結(jié)構(gòu)沖擊實(shí)驗(yàn)

為了驗(yàn)證所設(shè)計(jì)的高速列車單個(gè)吸能組件結(jié)構(gòu)變形穩(wěn)定性和動(dòng)作協(xié)調(diào)性，對(duì)單個(gè)吸能組件結(jié)構(gòu)進(jìn)行臺(tái)車沖擊試驗(yàn)。沖擊試驗(yàn)采用中南大學(xué)碰撞試驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行，撞擊工況為配重臺(tái)車在空氣炮驅(qū)動(dòng)下以一定的速度撞擊靜止剛性墻，其中剛性墻安裝有測力傳感器，如圖2(a)所示。試驗(yàn)臺(tái)車可適度調(diào)整配重以滿足不用試驗(yàn)件的沖擊能量。通過單個(gè)吸能結(jié)構(gòu)沖擊試驗(yàn)，獲取結(jié)構(gòu)組件的碰撞動(dòng)態(tài)響應(yīng)數(shù)據(jù)(撞擊過程中力?時(shí)間歷程曲線)，驗(yàn)證吸能結(jié)構(gòu)的碰撞耐撞性是否滿足設(shè)計(jì)要求。單個(gè)吸能結(jié)構(gòu)組件通過端板焊接固定于試驗(yàn)臺(tái)車前端，在吸能結(jié)構(gòu)重要部位及試驗(yàn)臺(tái)車不同位置采用各種標(biāo)記點(diǎn)進(jìn)行標(biāo)記，便于撞擊過程中高速攝影儀的動(dòng)態(tài)捕捉和運(yùn)動(dòng)序列圖像后處理，如圖2(b)和2(c)所示。具體試驗(yàn)工況如下：臺(tái)車與吸能結(jié)構(gòu)總質(zhì)量為26 674.8 kg，同時(shí)以2.94 m/s的速度撞擊剛性墻。

根據(jù)高速試驗(yàn)儀記錄的吸能結(jié)構(gòu)碰撞序列圖像，采用運(yùn)動(dòng)序列運(yùn)動(dòng)圖像分析軟件，得到吸能結(jié)構(gòu)變形序列，如圖3所示。

圖3 沖擊工況下變形序列

在沖擊載荷作用下，壓潰行程510 mm，帶隔板方管吸能結(jié)構(gòu)產(chǎn)生穩(wěn)定的變形模式，在撞擊瞬間，屈曲褶皺率先在撞擊端誘導(dǎo)槽附近產(chǎn)生，并以遠(yuǎn)離撞擊端方向依次發(fā)生漸進(jìn)屈曲，直至撞擊結(jié)束，整個(gè)變形模式與設(shè)計(jì)變形一致。結(jié)構(gòu)整體并未發(fā)生失穩(wěn)，屈曲變形較為規(guī)整。

試驗(yàn)后通過疊加測力傳感器得到撞擊合力，如圖4所示。從撞擊力?時(shí)間曲線圖可以看出，吸能結(jié)構(gòu)撞擊剛性墻開始后出現(xiàn)一個(gè)峰值力200 kN。隨后結(jié)構(gòu)進(jìn)入穩(wěn)定屈曲變形過程，撞擊力趨向規(guī)律化，隨著褶皺的產(chǎn)生，撞擊力230 kN左右依次形成波峰、波谷狀的起伏變化。隨著沖擊過程的進(jìn)行，撞擊力繼續(xù)保持502 kN的峰值力后，臺(tái)車沖擊動(dòng)能基本耗散完畢，撞擊力逐漸下降至0，撞擊結(jié)束。整個(gè)撞擊過程，吸能結(jié)構(gòu)共耗散了115.3 kJ動(dòng)能，吸能結(jié)構(gòu)平臺(tái)力約為226 kN。相對(duì)于薄壁方管吸能結(jié)構(gòu)，截面邊長與厚度之間的長厚比不同，其對(duì)應(yīng)的變形模式各不相同。當(dāng)長厚比大于40.38時(shí)[14]，結(jié)構(gòu)通常體現(xiàn)的是軸對(duì)稱變形模式，反之則會(huì)出現(xiàn)外延模式或者混合模式，一般而言，方管軸對(duì)稱變形模式具有更好的穩(wěn)定性，本文吸能結(jié)構(gòu)厚度為3 mm，長厚比遠(yuǎn)大于40.38，因此理論上變形模式為軸對(duì)稱模式，與試驗(yàn)一致。

圖4 吸能結(jié)構(gòu)撞擊力-位移曲線

圖5 吸能裝置有限元模型

3 有限元模型

采用顯式動(dòng)力有限元ANSYS/LS-DYNA對(duì)本文建立的吸能結(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值仿真，仿真模型的有效性很大程度上影響分析結(jié)果的精度，因此建立具有較高可信度有限元模型是整個(gè)分析工作的基礎(chǔ)。

為節(jié)約計(jì)算時(shí)間，本文對(duì)臺(tái)車車體進(jìn)行了簡化，省略了輪軌結(jié)構(gòu)，通過約束車體自由度，模擬臺(tái)車縱向運(yùn)動(dòng)。吸能結(jié)構(gòu)是板材結(jié)構(gòu)，其橫向和縱向長度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于其厚度，因此對(duì)吸能結(jié)構(gòu)采用殼單元離散，網(wǎng)格單元尺寸為6 mm×6 m，厚度為5 mm。采用面面焊點(diǎn)接觸(Contact tied surface to surface)，對(duì)吸能結(jié)構(gòu)與臺(tái)車焊點(diǎn)連接進(jìn)行模擬分析。模型全局設(shè)置自動(dòng)單面接觸(Contact tied surface to surface)算法進(jìn)行模擬分析，靜、動(dòng)摩擦因數(shù)分別為0.3和0.2。吸能結(jié)構(gòu)采用A588高強(qiáng)板材料，采用Cowper- Symonds本構(gòu)模型[15]，該模型采用與應(yīng)變率效應(yīng)相關(guān)的因素表示屈服應(yīng)力：

圖7為帶隔板方管沖擊載荷下塑性變形模式。可以看出，仿真模型變形模式與沖擊試驗(yàn)結(jié)構(gòu)的變形模式基本一致，均產(chǎn)生了軸對(duì)稱式漸進(jìn)性屈曲模式。屈曲首先從受沖擊端的誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)開始產(chǎn)生，在隔板的約束下，屈曲褶皺始終產(chǎn)生在隔板之間，并一直延伸到受約束端。仿真與試驗(yàn)均產(chǎn)生了5個(gè)完整的屈曲褶皺。圖8是沖擊試驗(yàn)和有限元仿真的撞擊力?位移曲線，可以看出，仿真試驗(yàn)與沖擊試驗(yàn)結(jié)果基本一致，仿真與試驗(yàn)撞擊力曲線均產(chǎn)生了6組完整的波峰波谷序列，其中前5組分別對(duì)應(yīng)5個(gè)完整的屈曲褶皺，最后一組是由于方管結(jié)構(gòu)進(jìn)入密實(shí)狀態(tài)，導(dǎo)致撞擊力急劇上升，而此時(shí)臺(tái)車動(dòng)能剛好耗散完畢，撞擊力瞬間下降，從而力值產(chǎn)生較大的波動(dòng)。

(a) 試驗(yàn)工況；(b) 應(yīng)力應(yīng)變曲線

圖7 帶隔板方管塑性變形模式

圖8 沖擊和仿真結(jié)果對(duì)比

沖擊試驗(yàn)吸能結(jié)構(gòu)壓潰距離為510 mm，吸能量為115.3 kJ，平均撞擊力為226 kN，對(duì)應(yīng)的有限元仿真結(jié)構(gòu)壓潰距離為518 mm，吸能量為114.8 kJ，平均撞擊力為221.6 kN。綜合比較后，整個(gè)撞擊過程中試驗(yàn)與仿真結(jié)果二者誤差穩(wěn)定在2%左右，在工程領(lǐng)域[17]，該誤差完全在合理范圍內(nèi)，可以認(rèn)定本文建立的有限元模型具有較高的精度，可將驗(yàn)證過的有限元建模過程進(jìn)行推廣，用于后續(xù)結(jié)構(gòu)的耐撞性分析。由于吸能結(jié)構(gòu)在實(shí)際加工過程中材料缺陷、以及加工硬化、殘余應(yīng)力等不可避免因素存在，而有限元模型材料本構(gòu)模型默認(rèn)材料為理想的各向同性材料，因此并未考慮以上參數(shù)，因此導(dǎo)致試驗(yàn)與仿真存在誤差。

4 隔板和誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)對(duì)吸能特性的影響

本節(jié)在第3節(jié)方管薄壁結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上分別取消了隔板結(jié)構(gòu)和誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)，并建立了對(duì)應(yīng)的有限元模型，目的是分析誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)以及隔板結(jié)構(gòu)對(duì)耐撞性的影響。

4.1 隔板結(jié)構(gòu)

薄壁方管能量的耗散主要是沖擊載荷作用下壁面塑性鉸的彎曲變形，而在形成塑性鉸的過程中壁面會(huì)產(chǎn)生剛性移動(dòng)，造成這一部分管壁材料并不吸收能量，因此增加壁面褶皺和壁面變形區(qū)域可以有效提升方管的吸能性能。圖9為吸能結(jié)構(gòu)最終變形內(nèi)部剖面圖，可以發(fā)現(xiàn)，隔板結(jié)構(gòu)在整個(gè)沖擊過程僅產(chǎn)生了局部輕微的塑性彎曲，并未發(fā)生明顯塑性大變形。圖10為方管薄壁結(jié)構(gòu)與隔板結(jié)構(gòu)吸能量?時(shí)間曲線，可以發(fā)現(xiàn)，整個(gè)吸能過程中，主要以方管結(jié)構(gòu)塑性吸能為主，方管共吸收了110.3 kJ能量，隔板吸收了3.69 kJ能量，僅占總能量的3%，隔板吸能量遠(yuǎn)小于方管結(jié)構(gòu)，充分驗(yàn)證了整個(gè)變形過程中，隔板變形量很小。

圖9 結(jié)構(gòu)最終變形剖面圖

圖10 方管薄壁結(jié)構(gòu)與隔板結(jié)構(gòu)吸能量?時(shí)間曲線

圖11為取消隔板結(jié)構(gòu)后，吸能結(jié)構(gòu)的變形模式，可以發(fā)現(xiàn)沒有隔板約束后，吸能結(jié)構(gòu)變形模式仍然為軸對(duì)稱模式，但是單個(gè)屈曲褶皺長度增大，整個(gè)撞擊過程結(jié)構(gòu)僅產(chǎn)生了3個(gè)屈曲褶皺。圖12為不帶隔板結(jié)構(gòu)的撞擊力?時(shí)間曲線，可以發(fā)現(xiàn)，結(jié)構(gòu)在200 ms之后，產(chǎn)生了一個(gè)急劇增加的峰值曲線，最大峰值力達(dá)到了1 050 kN，這是由于吸能結(jié)構(gòu)進(jìn)入密實(shí)狀態(tài)后，由于臺(tái)車動(dòng)能仍未耗散完畢，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)又產(chǎn)生了一段塑性壓縮變形，而該部分吸能量不屬于結(jié)構(gòu)的有效塑性內(nèi)能。表1為分別選取2種結(jié)構(gòu)在450 mm的有效變形行程內(nèi)的吸能量、平均撞擊力以及峰值力撞擊結(jié)果對(duì)比。

表1 帶隔板和無隔板仿真結(jié)果對(duì)比

帶隔板結(jié)構(gòu)吸能量為114.8 kJ，不帶隔板吸能結(jié)構(gòu)吸能量為84.3 kJ。增加隔板結(jié)構(gòu)，吸能量增加了36%。對(duì)應(yīng)的平均撞擊力，帶隔板結(jié)構(gòu)也顯著高于無隔板結(jié)構(gòu)，撞擊初始峰值力帶隔板結(jié)構(gòu)顯著低于無隔板方管結(jié)果。盡管隔板結(jié)構(gòu)并不參與吸能，但是起到了良好的約束變形作用，屈曲褶皺均產(chǎn)生在相鄰隔板之間，增加了褶皺數(shù)量，從而產(chǎn)生單個(gè)褶皺的長度減小，有效增加材料塑性變形利用率，實(shí)現(xiàn)了在有限材料內(nèi)盡可能增加結(jié)構(gòu)的吸能能力。

圖11 無隔板結(jié)構(gòu)變形模式

圖12 無隔板結(jié)構(gòu)撞擊力-時(shí)間曲線

4.2 誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)

由于結(jié)構(gòu)是焊接結(jié)構(gòu)，在加工過程中會(huì)出現(xiàn)誤差，以及結(jié)構(gòu)在撞擊過程中不存在完全理想碰撞，往往存在一定的撞擊偏差，往往導(dǎo)致結(jié)構(gòu)在理想情況和實(shí)際試驗(yàn)情況下變形會(huì)有較大的差別，因此在設(shè)計(jì)之初就可以施加人為的變形觸發(fā)結(jié)構(gòu)，誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生理想的變形模式，本節(jié)著重研究了考慮結(jié)構(gòu)在施加誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)下的變形特性。

從圖7和圖11均可以看出，吸能結(jié)構(gòu)均從誘導(dǎo)槽處率先產(chǎn)生變形，其中有誘導(dǎo)槽兩端面首先向內(nèi)凹陷變形，導(dǎo)致另外兩端面向外延展變形，然后各級(jí)順次發(fā)生變形，屈曲褶皺呈現(xiàn)出相同的變形規(guī)律，整個(gè)變形過程穩(wěn)定可控，結(jié)構(gòu)整體形成標(biāo)準(zhǔn)的軸對(duì)稱變形模式。圖13為結(jié)構(gòu)未施加誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)的變形模式，通過觀察可以發(fā)現(xiàn)，在碰撞初期與3.1和4.1結(jié)構(gòu)不同的是，該結(jié)構(gòu)率先在約束端產(chǎn)生了塑性變形，隨后變形沿約束端逐級(jí)向撞擊端演化，整個(gè)變形順序發(fā)生絮亂，導(dǎo)致變形模式雜亂，屬于混合變形模式，整個(gè)變形模式不是很理想。

初始撞擊力峰值是結(jié)構(gòu)防撞性設(shè)計(jì)中的重要參數(shù)，過大的初始峰值力造成碰撞減速度過大，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)失穩(wěn)以及乘員生命安全，因此應(yīng)盡可能地降低初始撞擊力峰值。圖14為撞擊力曲線，可以發(fā)現(xiàn)，在撞擊初期出現(xiàn)了明顯的峰值力，力值達(dá)到了780 kN，帶誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)模型初始峰值力為450 kN，峰值力降低了42.3%。這說明誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)不僅具有誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)穩(wěn)定變形的作用，還具有顯著降低撞擊力峰值作用。圖15為帶誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)與無誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)吸能量曲線，表2為分別選取帶誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)與無誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)方管在450 mm的有效變形行程內(nèi)的吸能量、平均撞擊力以及峰值力撞擊結(jié)果對(duì)比?？梢园l(fā)現(xiàn)，2種結(jié)構(gòu)吸能量數(shù)值基本一致，誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)對(duì)吸能量的影響基本可以忽略。但是由于吸能結(jié)構(gòu)為焊接件，混亂的變形將導(dǎo)致方管壁板產(chǎn)生較大的塑變轉(zhuǎn)角，可能會(huì)導(dǎo)致焊縫撕裂，導(dǎo)致不可預(yù)期的變形形式。

圖14 無誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)撞擊力曲線

圖15 有無誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)吸能量對(duì)比曲線

表2 帶隔板和無隔板仿真結(jié)果對(duì)比

5 結(jié)論

1) 通過吸能結(jié)構(gòu)沖擊試驗(yàn)的變形模式表明吸能裝置的破壞變形過程穩(wěn)定有序，變形模式為穩(wěn)定可靠的軸對(duì)稱模式，撞擊力?位移曲線表明撞擊力變化十分平穩(wěn)，結(jié)構(gòu)的沖擊和振動(dòng)較小，吸能過程比較平穩(wěn)，可為該吸能裝置的設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)。

2) 建立有限元模型，采用顯式動(dòng)力有限元ANSYS/LS-DYNA進(jìn)行數(shù)值仿真，數(shù)值仿真得到的結(jié)構(gòu)變形模式、撞擊力?位移曲線與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相吻合，整個(gè)撞擊過程中，二者誤差基本穩(wěn)定在5%以內(nèi)，驗(yàn)證了該數(shù)值仿真模型的有效性，可將驗(yàn)證過的有限元建模過程進(jìn)行推廣，用于后續(xù)結(jié)構(gòu)的耐撞性分析。

3) 隔板結(jié)構(gòu)在整個(gè)沖擊過程僅產(chǎn)生了局部輕微的塑性彎曲，基本不參與吸能，但是起到了良好的約束變形作用，屈曲褶皺均產(chǎn)生在相鄰隔板之間，增加了褶皺數(shù)量，從而產(chǎn)生單個(gè)褶皺的長度減小，有效增加了材料塑性變形利用率，實(shí)現(xiàn)了在有限材料內(nèi)盡可能增加結(jié)構(gòu)的吸能能力。

4) 誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)對(duì)結(jié)構(gòu)整體吸能量影響不大，但是可以顯著降低結(jié)構(gòu)的初始撞擊力峰值，同時(shí)誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生更穩(wěn)定可靠的變形模式，在結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性方面具有明顯的作用。

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On buckling mode and initial peak force control of thin-walled square tube under axial impact

YI Zhaofeng1, YU Yao2, GAO Guangjun2, LIU Dongliang1

(1. Technology Research Center, CRRC Tangshan Co., Ltd, Tangshan 063035, China;2. Key Laboratory of Traffic Safety on Track of Ministry of Education, School of Traffic & Transportation Engineering, Central South University, Changsha 410075, China)

Based on impact experiments and virtual simulation tests, the mechanical response characteristics of square tube structure with diaphragms that can absorb energy were analyzed. The finite element model was established, and the explicit dynamic finite element ANSYS/LS-DYNA was used for numerical simulation. When compared with the experimental results, the relative error was less than 5%, thus verifying the validity of the numerical model. The experimental and simulation results show that the deformation mode is stably and reliably axisymmetric. Then, the influences of diaphragms and trigger structure on energy absorption characteristics were studied. It is concluded that more buckling folds are produced under the restraint of diaphragms, and the energy absorption increases by 17%. The induced structure has trivial effect on the overall energy absorption, but can significantly reduce the peak value of the initial impact force by 42.3%.

impact; energy absorbing structure; thin-walled square; trigger structure; diaphragms

10.19713/j.cnki.43?1423/u.T20191054

U270

A

1672 ? 7029(2020)07 ? 1841 ? 08

2019?11?26

國家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃資助項(xiàng)目(2016YFB1200505，2016YFB1200404-03)；國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51975588)

高廣軍(1973?)，男，河南安陽人，教授，從事列車撞擊動(dòng)力學(xué)研究；E?mail：gjgao@ csu.edu.cn

(編輯 蔣學(xué)東)