謝素超，杜炫錦，馬聞

(1.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(zhǎng)沙，410075；2.中南大學(xué)交通運(yùn)輸工程學(xué)院，軌道交通安全關(guān)鍵技術(shù)國(guó)際合作聯(lián)合實(shí)驗(yàn)室，湖南長(zhǎng)沙，410075；3.中南大學(xué)交通運(yùn)輸工程學(xué)院，軌道交通列車安全保障技術(shù)國(guó)家地方聯(lián)合工程研究中心，湖南長(zhǎng)沙，410075)

鐵道車輛整體質(zhì)量大，運(yùn)行速度不斷提高，一旦發(fā)生碰撞事故，必定產(chǎn)生巨大經(jīng)濟(jì)損失和眾多人員傷亡，因此，必須高度重視列車運(yùn)行過(guò)程中的安全性問(wèn)題[1-5]。研究者希望列車在碰撞過(guò)程中，車體的吸能組件能夠完全吸收沖擊過(guò)程的能量。許多國(guó)家根據(jù)耐撞擊設(shè)計(jì)指導(dǎo)思想研制出多種具有被動(dòng)安全設(shè)計(jì)的耐撞擊車體端部結(jié)構(gòu)以及司機(jī)室端部結(jié)構(gòu)，這些結(jié)構(gòu)多采用“局部損壞以滿足整體耐撞要求”的原則[6-7]，對(duì)整車預(yù)設(shè)的非變形區(qū)在碰撞事故中起到了很好的保護(hù)作用。目前，對(duì)于軌道交通車輛的耐撞性研究與設(shè)計(jì)主要體現(xiàn)在對(duì)外部吸能元件吸能特性的提升上，基本的吸能結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)理念有兩點(diǎn)：一是希望吸能結(jié)構(gòu)的撞擊力盡量平穩(wěn)并且峰值力較低，因?yàn)檫^(guò)大的峰值力往往伴隨著過(guò)大的加速度，會(huì)對(duì)駕駛?cè)藛T和乘客造成傷害[8-9]；二是結(jié)構(gòu)能量吸收總量需要滿足相應(yīng)的能量吸收要求并可以按照既定的順序發(fā)生塑性變形[10-13]。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)軌道車輛吸能裝置的研究主要集中于專用吸能結(jié)構(gòu)，而對(duì)承載式吸能結(jié)構(gòu)研究很少。當(dāng)車輛以較高速度發(fā)生碰撞時(shí)，承載式吸能結(jié)構(gòu)將在防爬吸能裝置失效后參與吸能，因此，在列車以較高速度碰撞時(shí)，承載式吸能結(jié)構(gòu)是底架前端結(jié)構(gòu)中最重要的吸能區(qū)域。分析承載式吸能結(jié)構(gòu)發(fā)生變形的基本規(guī)律和能量吸收情況，并對(duì)承載式吸能結(jié)構(gòu)的耐撞性能進(jìn)行優(yōu)化，對(duì)于碰撞時(shí)提高車輛的被動(dòng)安全性、減小結(jié)構(gòu)的損壞具有重要的參考價(jià)值。承載式吸能結(jié)構(gòu)在正常工作期間也用作結(jié)構(gòu)承載，發(fā)生碰撞時(shí)，通過(guò)大的塑性變形耗散碰撞中產(chǎn)生的沖擊動(dòng)能。目前，所設(shè)計(jì)的承載式吸能結(jié)構(gòu)主要應(yīng)用于鐵路車輛底架的前端，實(shí)現(xiàn)了鐵路車輛底架結(jié)構(gòu)中的承載和吸能一體化設(shè)計(jì)[14]。如甘寧[15]為了提高列車的安全性，對(duì)底架端部進(jìn)行了拓?fù)鋬?yōu)化，使得整個(gè)車體的最終結(jié)構(gòu)滿足扭轉(zhuǎn)剛度和彎曲剛度要求。XU等[16-18]提出了漸進(jìn)承載式吸能結(jié)構(gòu)以及由嵌套的薄壁方管構(gòu)成和帶有隔板的軸對(duì)稱矩形管(ART)的承載吸能結(jié)構(gòu)，這些吸能結(jié)構(gòu)具有可控且穩(wěn)定的塌陷模式，并具有可接受的耐撞性指標(biāo)。YANG等[19]提出了一種從概念設(shè)計(jì)到優(yōu)化設(shè)計(jì)的鐵路車輛塌陷區(qū)有效設(shè)計(jì)過(guò)程，證明了將動(dòng)態(tài)權(quán)重分配給同時(shí)發(fā)生的靜態(tài)和碰撞負(fù)載情況的重要性。

為滿足軌道交通車體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)要求以及提高乘員安全性，人們廣泛采用結(jié)構(gòu)優(yōu)化方法。如MRZYG?óD等[20]提出了一種新的高速列車車身優(yōu)化的均勻抗撞性概念，即首先應(yīng)用拓?fù)鋬?yōu)化的方法找到初步的解決方案，然后采用進(jìn)化算法對(duì)薄壁結(jié)構(gòu)尺寸進(jìn)行優(yōu)化。ZHOU等[21]采用多體動(dòng)力學(xué)方法優(yōu)化了單軸轉(zhuǎn)向架跨式單軌車輛的動(dòng)力學(xué)參數(shù)，優(yōu)化后通過(guò)動(dòng)態(tài)參數(shù)改善彎道通過(guò)性能和舒適性并減少輪胎磨損。目前，優(yōu)化算法在車體結(jié)構(gòu)方面應(yīng)用更多的是結(jié)合商用軟件的算法，應(yīng)用各種優(yōu)化方式對(duì)車體結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)，一般針對(duì)某類型軌道交通車輛的1個(gè)或多個(gè)構(gòu)件進(jìn)行優(yōu)化，而對(duì)整車的優(yōu)化較少。為了使承載式吸能結(jié)構(gòu)在車體中得到更好應(yīng)用，能夠在碰撞過(guò)程中充分發(fā)揮承載式吸能結(jié)構(gòu)的作用，本文通過(guò)對(duì)某列車頭車原型車的正面碰撞進(jìn)行仿真分析，然后，根據(jù)仿真結(jié)果，采用拓?fù)鋬?yōu)化方法對(duì)頭車承載式吸能結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)，將改進(jìn)后的承載式吸能結(jié)構(gòu)填充泡沫鋁材料以進(jìn)一步其提升吸能特性。

1 底架前端承載式吸能結(jié)構(gòu)拓?fù)鋬?yōu)化

1.1 原車型頭車有限元模型與碰撞場(chǎng)景

針對(duì)某列車頭車的車體結(jié)構(gòu)，建立其有限元模型，如圖1 所示。由圖1 可知頭車由5 個(gè)主要部分組成，分別為司機(jī)室、底架、側(cè)墻、端墻和車頂。車體的主要材料為鋁合金，具體材料參數(shù)如表1所示。司機(jī)室、底架、車頂、側(cè)墻、端墻均采用分段線性塑性材料。軌道、輪對(duì)采用剛體材料模擬，車體與轉(zhuǎn)向架、轉(zhuǎn)向架構(gòu)架與輪對(duì)的連接均采用6自由度的離散梁?jiǎn)卧M。列車輪對(duì)與軌道采用自動(dòng)面面接觸，車體自身采用自動(dòng)單面接觸，動(dòng)、靜摩擦因數(shù)分別取0.15和0.20。整個(gè)計(jì)算模型(包括軌道)包含節(jié)點(diǎn)總數(shù)518 492 個(gè)，單元總數(shù)573 791個(gè)。

表1 材料參數(shù)Table 1 Material parameters

圖1 頭車碰撞有限元模型Fig.1 FE model of head-vehicle collision

LU[22]提出了頭車吸能公式，當(dāng)1 列列車以速度v運(yùn)行并與1列采取制動(dòng)措施的相同列車正面相撞時(shí)，頭車吸能Ed計(jì)算式如下：式中：R1為動(dòng)能吸收率，推薦值為0.9；fd為動(dòng)力系數(shù)，推薦值為1.20；k1為頭車初始動(dòng)能；M1為頭車的質(zhì)量；v為頭車的碰撞速度。

基于頭車能量吸收公式，本文將碰撞質(zhì)量設(shè)置為正常運(yùn)行狀態(tài)中頭車的整備質(zhì)量與50%座席乘客質(zhì)量之和，為40.5 t。當(dāng)1列列車以36 km/h的速度與相同速度的列車正面撞擊時(shí)，將該頭車的參數(shù)代入式(1)可計(jì)算出頭車吸能量為759.37 kJ，依據(jù)式(2)計(jì)算該頭車單獨(dú)以22.04 km/h 的速度正面撞擊固定剛性墻時(shí)所產(chǎn)生的碰撞能量。

1.2 優(yōu)化設(shè)計(jì)域的建立

混合元胞自動(dòng)機(jī)(hybrid cellular automata,HCA)是一種常用的拓?fù)鋬?yōu)化算法，其綜合了元胞自動(dòng)機(jī)和有限元方法。本文選擇具有混合元胞自動(dòng)機(jī)法的典型商業(yè)軟件LS-TaSC(topology and shape computation tool)進(jìn)行拓?fù)鋬?yōu)化[23]。

混合元胞自動(dòng)機(jī)方法采取局部控制準(zhǔn)則，使局部領(lǐng)域內(nèi)的平均應(yīng)變能與局部的目標(biāo)應(yīng)變能接近，其數(shù)學(xué)模型為

Uj為單元i的第n個(gè)相鄰單元的內(nèi)能密度；為單元i鄰域內(nèi)的相鄰單元數(shù)量。

質(zhì)量或體積通常作為拓?fù)鋬?yōu)化設(shè)計(jì)的約束條件，HCA 算法一般采用質(zhì)量作為約束條件，在每次迭代計(jì)算時(shí)，質(zhì)量的收斂準(zhǔn)則為

式中：ΔMk為第k次迭代的質(zhì)量變化；為第k次迭代的比例誤差；ΔM(k+1)為第k+1 次迭代的質(zhì)量變化；ε為質(zhì)量收斂誤差因子。當(dāng)質(zhì)量變化滿足式(5)和(6)時(shí)，模型收斂。

對(duì)該列車結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析發(fā)現(xiàn)，司機(jī)室底架存在大量的未利用區(qū)域，需進(jìn)一步進(jìn)行耐撞性設(shè)計(jì)，同時(shí)，司機(jī)室前端的強(qiáng)度小于中間客室部分的強(qiáng)度，且要求司機(jī)室前端發(fā)生塑性變形，其中，底架作為主要的吸能結(jié)構(gòu)，其吸能區(qū)域吸能能力不足。為此，選取司機(jī)室底架變形部分作為研究對(duì)象，將壓潰區(qū)域作為設(shè)計(jì)域，整個(gè)設(shè)計(jì)域的有限元模型如圖2所示，模型網(wǎng)格邊長(zhǎng)為20 mm，設(shè)計(jì)區(qū)為圖示綠色單元部分，對(duì)設(shè)計(jì)區(qū)采用六面體單元建立，非優(yōu)化設(shè)計(jì)區(qū)域則由殼單元建立。為了消除不對(duì)稱因素對(duì)優(yōu)化結(jié)果的影響，在計(jì)算分析中施加對(duì)稱約束。在Y方向施加擠壓拉伸約束，采用剛性墻以22.04 km/h的速度碰撞設(shè)計(jì)域。

圖2 承載式吸能結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)域與碰撞工況Fig.2 Design domain and impact condition of bearing type energy absorbing structure

1.3 材料屬性

承載式吸能結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)域使用A6061鋁合金材料，采用*MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY 材料模型。材料拉伸試驗(yàn)與試件拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖3所示。為獲得材料模型參數(shù)，在MTS647萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上對(duì)材料試件進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，加載速度為2 mm/min。依據(jù)圖3(b)所示材料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線得到材料的抗拉強(qiáng)度σb為257 MPa，彈性模量E為52 625 MPa，屈服應(yīng)力為215 MPa。

圖3 材料拉伸試驗(yàn)設(shè)備與試件拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.3 Material tensile test device and tensile stress-strain curves of specimens

1.4 拓?fù)鋬?yōu)化結(jié)果及分析

對(duì)底架前端的承載式吸能結(jié)構(gòu)進(jìn)行拓?fù)鋬?yōu)化設(shè)計(jì)，將k文件導(dǎo)入優(yōu)化軟件，目標(biāo)質(zhì)量分?jǐn)?shù)設(shè)置為0.3，定義最大迭代次數(shù)為100，并設(shè)定默認(rèn)的收斂閾值ε=0.002。碰撞工況采用顯式計(jì)算求解，拓?fù)鋬?yōu)化結(jié)果如圖4(a)所示。從圖4(a)可以看到有4條主要路徑被保留，這是力傳遞的最直接和最有效的路徑。據(jù)HCA 法計(jì)算結(jié)果，可對(duì)吸能區(qū)域結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)，但其與實(shí)際的車體結(jié)構(gòu)仍有一定差距。針對(duì)一般的結(jié)構(gòu)拓?fù)鋬?yōu)化概念設(shè)計(jì)，結(jié)構(gòu)優(yōu)化結(jié)果僅作為參考，這是因?yàn)閮?yōu)化結(jié)果一般存在難以加工、難以制造的問(wèn)題[24]。因此，優(yōu)化結(jié)果需要結(jié)合實(shí)際情況近似簡(jiǎn)化，以便對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行重新設(shè)計(jì)和改進(jìn)。在對(duì)承載式吸能結(jié)構(gòu)拓?fù)鋬?yōu)化結(jié)果進(jìn)行修正時(shí)，可以根據(jù)底架的布局特點(diǎn)設(shè)置4根縱梁，而外側(cè)路徑保留大部分材料，內(nèi)側(cè)路徑保留的材料較少，說(shuō)明外側(cè)結(jié)構(gòu)是較重要的，外側(cè)結(jié)構(gòu)的寬度應(yīng)大于內(nèi)側(cè)結(jié)構(gòu)的寬度，依據(jù)保留材料的寬度，修正后的結(jié)構(gòu)如圖4(b)所示。

圖4 修正前后的拓?fù)鋬?yōu)化結(jié)果Fig.4 Topology optimization results before and after modification

2 泡沫鋁填充承載式吸能結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及試驗(yàn)

2.1 泡沫鋁準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)

閉孔泡沫鋁的材料屬性通常用孔隙率和相對(duì)密度來(lái)表征。通常使用稱質(zhì)量法測(cè)量其質(zhì)量m。泡沫材料外觀為常見(jiàn)形狀，可通過(guò)簡(jiǎn)單的體積計(jì)算公式獲得體積V。長(zhǎng)方體的閉孔泡沫鋁密度ρ*可通過(guò)下式計(jì)算：

式中：m為閉孔泡沫鋁材料的質(zhì)量；V為閉孔泡沫鋁材料的體積。

閉孔泡沫鋁的孔隙率用材料胞元孔所占體積與總體積的比值來(lái)表示?？紫堵师扰c相對(duì)密度ρ*/ρs之間存在以下關(guān)系：

式中：ρs為構(gòu)成泡沫材料的基體密度即鋁的密度。

為了進(jìn)一步提高薄壁管的耐撞性，將閉孔泡沫鋁填充承載式吸能結(jié)構(gòu)。泡沫鋁材料的力學(xué)性能試驗(yàn)在中南大學(xué)現(xiàn)代分析測(cè)試中心的INSTRON1342 試驗(yàn)機(jī)上完成，該試驗(yàn)機(jī)提供的最大載荷為±250 kN，位移量程為±50 mm。具體的壓潰實(shí)驗(yàn)設(shè)備如圖5(a)所示。試驗(yàn)的加載速度為5 mm/min，泡沫鋁試樣如圖5(b)所示。本次試驗(yàn)采用密度為0.4 g/cm3的閉孔泡沫鋁，其孔隙率為85.2%，長(zhǎng)×寬×高為60 mm×60 mm×50 mm。

圖5 泡沫鋁準(zhǔn)靜態(tài)壓縮實(shí)驗(yàn)Fig.5 Quasi-static compression test of aluminum foam

泡沫鋁的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系如圖5(b)所示。從圖5(b)可見(jiàn)：隨著壓縮位移持續(xù)增加，泡沫鋁所受的應(yīng)力開(kāi)始較快地上升至第1個(gè)峰值，然后突然下降，并且在相對(duì)較長(zhǎng)時(shí)間內(nèi)，應(yīng)力出現(xiàn)平臺(tái)階段；在致密化階段，應(yīng)力開(kāi)始突然上升，直到完全被壓潰。由應(yīng)力-應(yīng)變曲線可得孔隙率為85.2%的泡沫鋁抗壓強(qiáng)度為4.08 MPa，平臺(tái)應(yīng)力為3.51 MPa。

2.2 泡沫鋁填充方管有限元模型驗(yàn)證

填充泡沫鋁的方管的準(zhǔn)靜態(tài)軸向壓潰試驗(yàn)在MTS647 萬(wàn)能材料試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，薄壁方管長(zhǎng)為100 mm，寬為50 mm，厚度為1 mm，填充孔隙率為85.2%的泡沫鋁，壓縮速度為5 mm/min。對(duì)相同規(guī)格的泡沫鋁填充方管進(jìn)行數(shù)值仿真分析，試驗(yàn)及有限元模型如圖6所示。對(duì)于金屬薄壁方管采用殼單元來(lái)模擬，四邊形殼單元的長(zhǎng)×寬為1 mm×1 mm。彈塑性材料本構(gòu)模型采用24 號(hào)材料模擬，材料參數(shù)由材料試件拉伸試驗(yàn)獲得，接觸方式定義為自動(dòng)單面接觸。采用移動(dòng)的剛性墻進(jìn)行壓潰，其壓潰速度設(shè)置為1 m/s。(a)試驗(yàn)結(jié)果；(b)仿真結(jié)果

圖6 泡沫鋁填充方管試驗(yàn)與仿真的壓潰變形結(jié)果對(duì)比Fig.6 Crushing deformation result omparison of test and simulation of square tube filled with aluminum foam

圖6所示為填充了孔隙率為85.2%的泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)壓潰變形試驗(yàn)與仿真對(duì)比結(jié)果，發(fā)現(xiàn)試驗(yàn)與仿真產(chǎn)生的褶皺數(shù)量一致，證實(shí)了仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。圖7所示為復(fù)合結(jié)構(gòu)試驗(yàn)與仿真的力-位移對(duì)比曲線，其中試驗(yàn)與仿真的初始峰值力分別為27.46 kN 和28.76 kN，相對(duì)誤差為4.52%；試驗(yàn)與仿真的平均作用力分別為21.06 kN和21.97 kN，相對(duì)誤差為4.41%，且試驗(yàn)與仿真的力-位移曲線具有相似的波動(dòng)趨勢(shì)，證實(shí)了仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果較吻合?；诖耍梢源_定數(shù)值仿真模型可以有效地驗(yàn)證試驗(yàn)結(jié)果，并可以用于后續(xù)研究。

圖7 復(fù)合結(jié)構(gòu)試驗(yàn)與仿真的力-位移曲線Fig.7 Force-displacement curves of composite structure in test and simulation

3 承載式方管四縱梁吸能結(jié)構(gòu)耐撞性分析與評(píng)估

3.1 原型列車頭車底架前端碰撞仿真結(jié)果分析

圖8所示為碰撞時(shí)車體各個(gè)時(shí)間碰撞變形序列圖。從圖8可以看出：邊梁、司機(jī)室以及后支撐梁在碰撞時(shí)都發(fā)生了塑性變形；0～0.1 s 時(shí)，主要由司機(jī)室及相應(yīng)的司機(jī)室底架吸能；隨著碰撞進(jìn)行(0.1～0.2 s)，邊梁與后支撐梁接觸，邊梁進(jìn)一步被壓潰變形，后支撐梁發(fā)生輕微變形，最后底架前端結(jié)構(gòu)與剛性墻分離，結(jié)束碰撞過(guò)程。

圖8 頭車各個(gè)時(shí)刻變形圖Fig.8 Deformation diagrams of head vehicle at each time

圖9(a)所示為頭車與固定剛性墻發(fā)生碰撞時(shí)的能量-時(shí)間曲線，可見(jiàn)總能量最高為752.97 kJ，內(nèi)能由0 kJ 增大到663.62 kJ；動(dòng)能由752.97 kJ 減小到59.34 kJ，整個(gè)碰撞過(guò)程中沙漏能的最大值為3.29 kJ，占總能量的0.43%，小于5.00%，滿足要求[25]。頭車的能量分布如圖9(b)所示。從圖9(b)可以看出：在整個(gè)車體碰撞過(guò)程中，司機(jī)室吸能較少，為142.07 kJ，占總能量的21.41%；前端底架結(jié)構(gòu)吸收了絕大部分能量，達(dá)到521.55kJ，占總能量的78.59%，說(shuō)明在司機(jī)室前端被完全壓潰時(shí)，底架是主要的吸能區(qū)域。

圖9 碰撞過(guò)程中能量變化Fig.9 Energy change during collision

列車碰撞界面沖擊力-時(shí)間關(guān)系曲線如圖10所示。從圖10 可以看出：在0.1 s 左右，碰撞力直線上升，司機(jī)室底架前端進(jìn)入壓潰密實(shí)狀態(tài)，此時(shí)，由于車體的動(dòng)能仍未耗散完畢，前端吸能區(qū)域被密實(shí)化，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)又產(chǎn)生一段塑性壓縮變形，而后端客室區(qū)域強(qiáng)度較高，沒(méi)有明顯的塑性變形，因此，壓潰力將不再上下波動(dòng)，而是單調(diào)增加，直至上升至5.631 49 MN開(kāi)始卸載。密實(shí)化部分吸能量不屬于結(jié)構(gòu)的有效塑性內(nèi)能，因此，頭車前端部分可吸能的路徑基本上是確定的，在此基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)合理的能量吸收區(qū)結(jié)構(gòu)，提高頭車的被動(dòng)安全性和承載式吸能結(jié)構(gòu)的吸能能力是本文研究的主要目的。

圖10 列車碰撞界面碰撞力與時(shí)間的關(guān)系Fig.10 Relationship between collision force of railway and time

3.2 拓?fù)鋬?yōu)化構(gòu)型后底架前端無(wú)填充方管四縱梁碰撞仿真結(jié)果分析

圖11 所示為在22.04 km/h 碰撞速度下優(yōu)化后的頭車車體結(jié)構(gòu)變形結(jié)果。由圖11 可知司機(jī)室底架部分仍被完全壓潰，不能完全吸收碰撞能量，但由于增加了縱梁，后端支撐梁和牽引梁部分未發(fā)生塑性變形，說(shuō)明在一定程度上提升了碰撞過(guò)程中的安全性。

圖11 優(yōu)化后的車體結(jié)構(gòu)變形Fig.11 Optimized deformations of vehicle body structure

圖12 所示為優(yōu)化后的車體結(jié)構(gòu)在碰撞過(guò)程中的碰撞力-時(shí)間關(guān)系曲線。由圖12可知：在0～0.1 s之間優(yōu)化前后的碰撞力曲線隨著碰撞的進(jìn)行而上下波動(dòng)，變化趨勢(shì)基本一致，但優(yōu)化后的碰撞力曲線在0～0.1 s 之間明顯比優(yōu)化前的高，這是因?yàn)樵谝欢ǖ膲簼⒕嚯x內(nèi)有更多的結(jié)構(gòu)參與吸能，載荷提高使優(yōu)化后的結(jié)構(gòu)在單位距離內(nèi)吸收的能量更多。密實(shí)化階段優(yōu)化后的碰撞力峰值較低，優(yōu)化后密實(shí)化階段碰撞力上升至2.730 35 MN開(kāi)始卸載，其碰撞力峰值對(duì)比優(yōu)化前降低51.51%。

圖12 優(yōu)化后碰撞力-時(shí)間曲線Fig.12 Optimized impact force-time curves

3.3 泡沫鋁填充方管四縱梁吸能結(jié)構(gòu)的底架前端碰撞仿真結(jié)果分析

將泡沫鋁填充至頭車底架外縱梁和內(nèi)縱梁中，頭車以22.04 km/h的速度碰撞剛性墻，車體在碰撞過(guò)程中的變形結(jié)果如圖13所示。從圖13可知司機(jī)室底架前端未被完全壓潰，碰撞結(jié)束后仍有一定的壓潰余量，這說(shuō)明該結(jié)構(gòu)能完全吸收碰撞能量，達(dá)到設(shè)計(jì)要求。

圖13 填充泡沫鋁后車體結(jié)構(gòu)變化Fig.13 Structural changes of vehicle body filled with aluminum foam

碰撞過(guò)程中的碰撞力-時(shí)間關(guān)系曲線如圖14所示。由圖14 可知：填充泡沫鋁后的初始峰值力為2.039 63 MN，比空管的初始峰值力提高了0.06%；碰撞力在0.13 s左右開(kāi)始卸載，而空管在0.15 s左右開(kāi)始卸載，對(duì)比空管提前0.02 s。其中縱梁吸能為0.269 76 MJ，泡沫鋁吸能為0.129 21 MJ，總共占總內(nèi)能的56.01%，對(duì)比空心縱梁提升12.19%。

圖14 填充泡沫鋁后車體碰撞力-時(shí)間曲線Fig.14 Impact force-time curves of vehicle body filled with aluminum foam

4 結(jié)論

1)對(duì)某列車頭車進(jìn)行仿真分析，結(jié)果表明，碰撞時(shí)，底架部分吸收的沖擊能量占總吸能量的78.59%，底架是主要的吸能區(qū)域，但吸能區(qū)域的吸能能力不足。

2)將優(yōu)化后的承載式方管四縱梁吸能結(jié)構(gòu)應(yīng)用于整車中，司機(jī)室底架部分仍被完全壓潰，優(yōu)化后密實(shí)化階段碰撞力上升至2.730 35 MN開(kāi)始卸載，其碰撞力峰值對(duì)比優(yōu)化前降低51.51%，后支撐區(qū)域無(wú)明顯變形。

3)填充泡沫鋁后的方管四縱梁吸能結(jié)構(gòu)在碰撞過(guò)程中未被完全壓潰，碰撞結(jié)束后仍有一定壓潰余量，泡沫填充方管四縱梁設(shè)計(jì)比方管四縱梁設(shè)計(jì)的吸能量提升12.19%，泡沫填充方管四縱梁設(shè)計(jì)滿足應(yīng)用要求。