王晉樂，田洪雷，趙士忠，楊紫，姚曙光

(1.中車青島四方機(jī)車車輛股份有限公司技術(shù)中心，山東青島，266000；2.中南大學(xué)軌道交通安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南長沙，410075；3.中南大學(xué)軌道交通安全關(guān)鍵技術(shù)國際合作聯(lián)合實(shí)驗(yàn)室，湖南長沙，410075；4.中南大學(xué)軌道交通列車安全保障技術(shù)國家地方聯(lián)合工程研究中心，湖南長沙，410075)

速度為160～350 km/h 的復(fù)興號(hào)系列動(dòng)車組全部投用，標(biāo)志著中國鐵路科技創(chuàng)新邁出重要步伐。然而，隨著列車運(yùn)營時(shí)速的不斷提升，對列車的安全性能也提出了更高的要求，軌道交通車輛的被動(dòng)防護(hù)性能越來越受到業(yè)內(nèi)關(guān)注[1]。具有及時(shí)、有效地耗散碰撞沖擊能量的吸能結(jié)構(gòu)對避免列車碰撞事故尤為重要。吸能部件的吸能特性和吸能機(jī)理的研究是列車結(jié)構(gòu)耐撞性研究中的關(guān)鍵內(nèi)容[2-3]。在發(fā)生碰撞時(shí)，有效的吸能結(jié)構(gòu)可以吸收巨大的沖擊能量，防止能量傳遞對車身造成嚴(yán)重?fù)p傷和乘客傷亡。在吸能結(jié)構(gòu)中，薄壁結(jié)構(gòu)因其質(zhì)量輕、吸能高而得到了廣泛的應(yīng)用。汽車和火車的許多部件都采用了薄壁結(jié)構(gòu)，薄壁結(jié)構(gòu)不僅起到承重作用，而且能有效地吸收沖擊能量[4-5]。針對薄壁結(jié)構(gòu)的吸能特性，研究者主要從材料[6-7]、加載方式[8-10]、截面形狀[11-13]等方面開展了大量研究。薄壁金屬管是薄壁結(jié)構(gòu)中應(yīng)用最為廣泛的結(jié)構(gòu)，其結(jié)構(gòu)簡單便于加工制造，通過薄壁金屬管的塑性變形達(dá)到吸收撞擊過程中能量的目的。但是薄壁金屬管受眾多因素制約，存在變形不穩(wěn)定可控性低等問題。在動(dòng)態(tài)沖擊過程中，吸能結(jié)構(gòu)的變形從前端、中部或末端開始折疊都是有可能的，在變形過程中按位置順序進(jìn)行折疊也存在不確定性，變形過程具有很大的不確定性[14-15]。針對薄壁結(jié)構(gòu)變形的不穩(wěn)定和不確定性，研究者提出了金屬蜂窩結(jié)構(gòu)和梯度化結(jié)構(gòu)的解決方案。

金屬蜂窩結(jié)構(gòu)是指由胞元結(jié)構(gòu)通過一定的排布順序組合而成的一種復(fù)合結(jié)構(gòu)[16-19]，研究表明蜂窩結(jié)構(gòu)具備質(zhì)量小、吸能效率高、壓縮率高、結(jié)構(gòu)規(guī)律統(tǒng)一的特點(diǎn)，尤其是在軸向方向具有優(yōu)秀的緩沖吸能、隔熱隔音的特性[20-21]。由于其良好的力學(xué)性能，蜂窩結(jié)構(gòu)已經(jīng)廣泛應(yīng)用于交通、航天等多個(gè)領(lǐng)域[22]。同時(shí)，金屬蜂窩結(jié)構(gòu)具有較大的比剛度、比強(qiáng)度和緩沖吸能能力[23-24]，常與薄壁結(jié)構(gòu)組合作為包覆式防爬吸能結(jié)構(gòu)應(yīng)用于軌道交通領(lǐng)域。李巍[25]對應(yīng)用于軌道客車的鋁合金蜂窩芯層結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能進(jìn)行了研究，六邊形蜂窩芯層能夠有效吸收客車撞擊后的動(dòng)能，為軌道客車鋁合金蜂窩芯層結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)提供了參考。于洋洋等[26]針對一種蒙皮蜂窩式整體吸能裝置開展了壓縮性能研究，通過試驗(yàn)和仿真手段驗(yàn)證了該結(jié)構(gòu)能夠滿足不同工況下的性能要求。姜士鴻[27]針對蜂窩式防爬器進(jìn)行設(shè)計(jì)，開展了單個(gè)防爬器碰撞及2個(gè)防爬器垂向錯(cuò)位40 mm的對撞分析，研究了防爬器的吸能特性。李志飛[28]提出了一種圓柱型蜂窩，設(shè)計(jì)了一種包覆式內(nèi)導(dǎo)向防爬吸能器，通過實(shí)驗(yàn)和仿真證明了圓柱型蜂窩作為軌道交通防爬吸能器吸能元件的可行性。

在觀察自然界結(jié)構(gòu)進(jìn)化過程中，研究者根據(jù)具有優(yōu)秀力學(xué)性能和適應(yīng)性強(qiáng)的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)了具有功能梯度的吸能結(jié)構(gòu)。功能梯度吸能思想是指在不同位置設(shè)計(jì)吸能的材料參數(shù)或結(jié)構(gòu)尺寸的梯度變化，以達(dá)到特定的吸能要求或吸能特征。而與傳統(tǒng)吸能結(jié)構(gòu)的吸能效果相比較，功能梯度吸能結(jié)構(gòu)在吸能過程的優(yōu)點(diǎn)主要體現(xiàn)在較好的適應(yīng)性和參數(shù)上升平穩(wěn)性方面[29-30]。將功能梯度吸能的思想應(yīng)用到傳統(tǒng)的軌道車輛端部吸能結(jié)構(gòu)的優(yōu)化調(diào)整的研究取得了一定的進(jìn)展。BAROUTAJI等[31]提出了沿周長平面厚度梯度變化的圓管，研究了幾何參數(shù)對結(jié)構(gòu)耐撞性響應(yīng)的影響，確定了最優(yōu)厚度梯度參數(shù)，極大地提高了圓管的耐撞性。LIU等[32]將結(jié)構(gòu)尺寸梯度引入到連續(xù)編織玻璃纖維增強(qiáng)分層熱塑性復(fù)合材料蜂窩級(jí)配結(jié)構(gòu)中，驗(yàn)證了結(jié)構(gòu)梯度誘導(dǎo)變形過程與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。常白雪[29]提出了一種根據(jù)空間位置分布調(diào)整蜂窩壁厚的梯度多胞材料，滿足輕量化的要求，且平均沖擊力略低于耐受值，滿足耐撞性要求。YAO等[33]提出了強(qiáng)度呈梯度分布的蜂窩改進(jìn)結(jié)構(gòu)，研究了其在偏心碰撞時(shí)的吸能性能，結(jié)果表明改進(jìn)結(jié)構(gòu)很好地解決了失穩(wěn)現(xiàn)象，與原結(jié)構(gòu)相比吸能量增加了171.88%。

理想的變形過程是吸能結(jié)構(gòu)能夠從沖擊端至后進(jìn)行有序穩(wěn)定的變形。為滿足動(dòng)車組工程的需求，降低吸能結(jié)構(gòu)變形過程的不確定性，實(shí)現(xiàn)變形過程的穩(wěn)定有序，本文作者將金屬蜂窩結(jié)構(gòu)與梯度化設(shè)計(jì)思想相結(jié)合，設(shè)計(jì)蜂窩結(jié)構(gòu)尺寸梯度化、誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)和加強(qiáng)筋板的梯度化，提出一種蜂窩填充的梯度吸能結(jié)構(gòu)。通過準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)、剛性墻撞擊試驗(yàn)和吸能結(jié)構(gòu)偏置對撞沖擊試驗(yàn)探究蜂窩填充梯度吸能結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能。

1 鋁蜂窩材料性能試驗(yàn)

為了獲得前端吸能結(jié)構(gòu)中內(nèi)部填充鋁蜂窩材料的準(zhǔn)確力學(xué)性能結(jié)果，對鋁蜂窩試樣進(jìn)行平壓(軸向)試驗(yàn)。蜂窩材料選用鋁3003，蜂窩總體長×寬×高為60 mm×60 mm×68 mm，蜂窩芯為六邊形結(jié)構(gòu)，六邊形的邊長為4 mm，蜂窩芯鋁箔厚度為0.32 mm，蜂窩前后兩面板厚度為0.50 mm，面板與蜂窩芯采用焊接連接。

按照GB/T 1453—2005對鋁蜂窩樣品進(jìn)行平壓試驗(yàn)，當(dāng)加載速率為0.5～2.0 mm/min時(shí)，測試鋁蜂窩樣品1號(hào)～5號(hào)的平壓彈性模量和鋁蜂窩樣品6號(hào)～10號(hào)的平壓強(qiáng)度。

試驗(yàn)前在室溫下對鋁蜂窩樣品進(jìn)行外觀檢查、尺寸測量，按照標(biāo)準(zhǔn)要求對鋁蜂窩樣品進(jìn)行調(diào)節(jié)。將鋁蜂窩樣品分別安裝在試驗(yàn)機(jī)上，按照平壓試驗(yàn)要求進(jìn)行試驗(yàn)，平壓彈性模量加載速率為0.5 mm/min，平壓強(qiáng)度加載速率為2.0 mm/min。試驗(yàn)后室溫下對樣品外觀進(jìn)行目視檢查。加載方向如圖1所示。平壓試驗(yàn)中試樣如圖2所示。平壓試驗(yàn)結(jié)果如下：平壓彈性模量的平均值為1 140 MPa；平壓強(qiáng)度的平均值為10.64 MPa。

圖1 平壓試驗(yàn)加載方向Fig.1 Loading direction of flat pressure test

圖2 平壓試驗(yàn)Fig.2 Flat pressure test

平壓試驗(yàn)典型試驗(yàn)曲線如圖3和圖4所示。從圖4所示的平壓強(qiáng)度曲線可以看出：力在達(dá)到初始峰值力后降至25 kN 左右，隨后緩慢上升至約40 kN后急劇增大，在這個(gè)壓縮過程中力的增幅為60%?？梢钥闯銎胀ǚ涓C結(jié)構(gòu)在壓縮過程中其力-位移曲線整體較為平穩(wěn)，力曲線與橫坐標(biāo)軸圍成的區(qū)域(藍(lán)色區(qū)域)即為吸收的能量。當(dāng)力-位移曲線的斜率越大時(shí)，吸收的能量就越多(紅色區(qū)域)。

圖3 平壓彈性模量曲線Fig.3 Curve of elastic modulus under flat pressure

圖4 平壓強(qiáng)度曲線Fig.4 Curves of strength under flat pressure

2 前端吸能結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

2.1 蜂窩填充梯度吸能結(jié)構(gòu)整體設(shè)計(jì)

前端吸能結(jié)構(gòu)如圖5所示。該結(jié)構(gòu)位于高速列車頭車車體端部底架兩側(cè)，采用鋁蜂窩填充結(jié)構(gòu)，主要起吸收能量和防止列車間爬車的作用。前端吸能結(jié)構(gòu)具體由薄壁錐管、隔板、蜂窩、導(dǎo)向桿、前后端板組成，如圖6所示。薄壁錐管為前端吸能結(jié)構(gòu)的最外層結(jié)構(gòu)，除此之外還包括前后擋板和導(dǎo)向桿，導(dǎo)向桿在壓縮過程中起到變形導(dǎo)向的作用。蜂窩結(jié)構(gòu)將前后端板、導(dǎo)向桿與薄壁錐管形成的中部空間填充，第一塊蜂窩兩側(cè)各有一個(gè)半圓弧形的誘導(dǎo)槽，誘導(dǎo)槽弱化了第一塊蜂窩的強(qiáng)度，使得蜂窩的變形能夠準(zhǔn)確地從前端第一塊蜂窩開始，起到了誘導(dǎo)變形的作用。隔板添加在每2層蜂窩之間。

圖5 前端吸能元件結(jié)構(gòu)示意圖Fig.5 Schematic diagram of front-end energy absorption structure

圖6 前端吸能結(jié)構(gòu)剖面圖Fig.6 Section view of front-end energy absorption structure

2.2 梯度化設(shè)計(jì)

研究者提出了針對結(jié)構(gòu)尺寸、厚度、強(qiáng)度等的梯度化設(shè)計(jì)，李本懷等[34]提出了蜂窩結(jié)構(gòu)尺寸梯度化來填充薄壁錐管，提高了結(jié)構(gòu)的整體吸能量。張勇等[35]提出了梯度厚度的設(shè)計(jì)，證明了梯度厚度下的結(jié)構(gòu)具有更好的耐撞性能，并且在大角度傾斜工況下具有更加明顯的優(yōu)勢。周俊先等[36]結(jié)合梯度厚度和多折角設(shè)計(jì)的理念，高效地提升了結(jié)構(gòu)的耐撞性能。尹華偉等[37]將誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)引入薄壁管，提出一種新型薄壁管，研究結(jié)果顯示誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)能夠有效地控制薄壁結(jié)構(gòu)的變形過程。

基于現(xiàn)有的梯度化設(shè)計(jì)研究基礎(chǔ)，本文將梯度化設(shè)計(jì)應(yīng)用于蜂窩填充結(jié)構(gòu)。首先，體現(xiàn)在蜂窩結(jié)構(gòu)尺寸的梯度化；其次，通過增加強(qiáng)化筋板來達(dá)到實(shí)現(xiàn)厚度梯度化的思想；最后，將誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)引入前端蜂窩來控制結(jié)構(gòu)的變形，并將誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)梯度化。

2.2.1 蜂窩結(jié)構(gòu)梯度化

外層薄壁錐管共用10 塊蜂窩填充，蜂窩的結(jié)構(gòu)示意圖如圖7所示。蜂窩材質(zhì)為鋁箔3003，具體尺寸如表1所示，第N塊蜂窩的深度L2與第N+1塊蜂窩的長度L1相等，第N塊蜂窩的深度L4與第N+1塊蜂窩的長度L3相等，同時(shí)蜂窩的深度L5從前至后呈現(xiàn)梯度化減小。蜂窩尺寸的梯度增加與薄壁錐管的錐度相符，蜂窩能夠均勻地填充薄壁錐管。蜂窩前后面板厚度為0.50 mm，蜂窩芯材鋁箔厚度為0.32 mm，組成蜂窩內(nèi)部結(jié)構(gòu)的六邊形邊長為4 mm。

表1 蜂窩尺寸信息Table 1 Size information of honeycomb

圖7 蜂窩結(jié)構(gòu)示意圖Fig.7 Schematic diagram of honeycomb structure

2.2.2 誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)梯度化

誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)梯度化主要體現(xiàn)薄壁錐管兩側(cè)側(cè)壁各具有3 個(gè)誘導(dǎo)槽，如圖8 所示。從圖8 可知：從前至后誘導(dǎo)槽的長度逐漸減小，起到了促進(jìn)變形按照蜂窩位置順序有序進(jìn)行的作用。

圖8 誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)梯度化Fig.8 Gradient induced structure

2.2.3 強(qiáng)化加強(qiáng)筋板梯度化

圖9所示為在后四塊蜂窩的兩側(cè)分別增加了加強(qiáng)筋板結(jié)構(gòu)，梯度化布置1，2，3 和4 塊加強(qiáng)筋板，將后四塊蜂窩的強(qiáng)度梯度化增強(qiáng)，防止在壓縮過程中后端蜂窩提前發(fā)生變形，保證在變形過程中蜂窩各自能夠從前至后有序地發(fā)生變形。

圖9 加強(qiáng)筋板梯度化Fig.9 Gradient reinforcement ribs

3 試驗(yàn)研究

3.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

3.1.1 準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)

將4個(gè)測力傳感器固定在剛性墻端，為減少試驗(yàn)誤差在測力傳感器前端安裝勻力板，將防爬吸能結(jié)構(gòu)試驗(yàn)件通過螺栓安裝在工裝上。液壓加載系統(tǒng)以50 mm/min的速度勻速加載，通過拉線位移傳感器測量壓縮位移，當(dāng)壓縮行程大于530 mm時(shí)，停止試驗(yàn)并測試記錄試件在壓縮試驗(yàn)過程中力、位移等數(shù)據(jù)，并全程視頻錄像。圖10 所示為準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)布置情況。

圖10 準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)布置圖Fig.10 Layout of quasi-static compression test

3.1.2 沖擊試驗(yàn)

試驗(yàn)系統(tǒng)包括臺(tái)車、前端吸能結(jié)構(gòu)、臺(tái)車發(fā)射器、速度傳感器、測力傳感器、測力剛性墻、高速攝影儀等。高速攝影儀采樣速度為4 000幀/s，傳感器頻率為20 kHz。該試驗(yàn)將吸能結(jié)構(gòu)通過螺栓與過渡工裝固結(jié)后，再將過渡工裝固結(jié)至試驗(yàn)臺(tái)車前端。當(dāng)臺(tái)車發(fā)射器將臺(tái)車加速至預(yù)定速度將臺(tái)車彈出，臺(tái)車運(yùn)行到測力剛性墻前端2 m處的位置時(shí)，速度傳感器被觸發(fā)，開始測量臺(tái)車的瞬時(shí)速度，同時(shí)設(shè)置在側(cè)方及上方的2臺(tái)高速攝像儀記錄整個(gè)撞擊過程中前端吸能結(jié)構(gòu)的變形過程，瞬態(tài)撞擊力采集系統(tǒng)實(shí)時(shí)采集各力傳感器測到的撞擊力。試驗(yàn)通過高速攝影中前后端板上的標(biāo)記點(diǎn)可確定前端吸能結(jié)構(gòu)的壓縮量，力傳感器用于獲取前端吸能結(jié)構(gòu)變形過程中的力-時(shí)間曲線。

撞擊剛性墻試驗(yàn)設(shè)計(jì)如圖11 所示。測力傳感器固定在剛性墻端，吸能結(jié)構(gòu)通過工裝連接在臺(tái)車上。安裝好前端吸能結(jié)構(gòu)的臺(tái)車以18.23 km/h的沖擊速度撞擊剛性墻，臺(tái)車與前端吸能結(jié)構(gòu)的總質(zhì)量為19.12 t。

圖11 沖擊試驗(yàn)工況Fig.11 Impact test condition

偏置對撞試驗(yàn)中將其中一個(gè)前端吸能結(jié)構(gòu)通過螺栓與過渡工裝進(jìn)行固結(jié)，再將過渡工裝固結(jié)至剛性墻上，稱為被動(dòng)端；另一個(gè)前端吸能結(jié)構(gòu)則通過螺栓與過渡工裝固結(jié)后，將過渡工裝固結(jié)至試驗(yàn)臺(tái)車前端，稱為主動(dòng)端，且試驗(yàn)臺(tái)車上的前端吸能結(jié)構(gòu)應(yīng)比固定在剛性墻上的前端吸能結(jié)構(gòu)高42 mm。其他傳感器布置情況與設(shè)置與撞擊剛性墻試驗(yàn)相同。

偏置對撞試驗(yàn)設(shè)計(jì)如圖12 所示。被動(dòng)端吸能結(jié)構(gòu)通過測力裝置與力傳感器相連接，主動(dòng)端與被動(dòng)端前端吸能結(jié)構(gòu)以18.27 km/h速度對撞，臺(tái)車質(zhì)量為38.27 t。兩端前端吸能結(jié)構(gòu)高度差如圖13所示，被動(dòng)端低于主動(dòng)端42 mm。

圖12 偏置對撞沖擊試驗(yàn)工況圖Fig.12 Diagram of offset collision impact test condition

圖13 前端吸能結(jié)構(gòu)高度差Fig.13 Height difference of front-end energy absorption structure

3.2 試驗(yàn)結(jié)果

3.2.1 準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)

在準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)中，梯度蜂窩結(jié)構(gòu)產(chǎn)生規(guī)則穩(wěn)定的變形(見圖14)。由于誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)和加強(qiáng)筋板的存在，梯度蜂窩結(jié)構(gòu)能夠從前至后依次發(fā)生折疊。

圖14 前端吸能結(jié)構(gòu)變形過程(準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn))Fig.14 Deformation process of front-end energy absorption structure(in quast-static compression test)

梯度蜂窩結(jié)構(gòu)試件在準(zhǔn)靜態(tài)壓縮過程中，從防爬齒端到安裝座端產(chǎn)生穩(wěn)定、有序的變形，且試件沒有出現(xiàn)焊縫撕裂等現(xiàn)象，僅部分面漆有一定脫落。圖15 所示為準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)結(jié)果曲線。從圖15 可知：試驗(yàn)過程中梯度蜂窩結(jié)構(gòu)試件在783 s 時(shí)達(dá)到最大變形量為541.8 mm，其中，當(dāng)試件的變形量達(dá)到530 mm 時(shí)，其變形峰值力為810 kN，吸能量為263 kJ。

圖15 準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)結(jié)果曲線Fig.15 Curves of quasi-static compression test

3.2.2 撞擊剛性墻沖擊試驗(yàn)

吸能結(jié)構(gòu)變形過程如圖16 所示。在碰撞過程中，吸能結(jié)構(gòu)撞擊剛性墻后帶有誘導(dǎo)槽的蜂窩首先變形，隨后由前至后蜂窩依次發(fā)生有序規(guī)則的壓縮變形。

圖16 前端吸能結(jié)構(gòu)變形圖(撞擊剛性墻沖擊試驗(yàn))Fig.16 Deformation diagrams of front-end energy absorption structure(rigid wall impact test)

撞擊剛性墻試驗(yàn)結(jié)果曲線如圖17 所示。從圖17 可知：在0.18 s 時(shí)最大位移量為527 mm，在吸能結(jié)構(gòu)與剛性墻接觸的瞬間產(chǎn)生一個(gè)使吸能結(jié)構(gòu)開始變形的初始峰值力，為525.89 kN，沖擊力在0.146 s、壓縮位移為508.07 mm時(shí)產(chǎn)生最大的沖擊力為821.69 kN，平均力為465.10 kN。沖擊力在壓縮過程中的增幅約為400%，曲線斜率明顯增大。在整個(gè)變形過程中前端吸能結(jié)構(gòu)共吸收能量244.1 kJ，占初始動(dòng)能的99.59%，起到了良好的能量吸收作用。

圖17 撞擊剛性墻試驗(yàn)結(jié)果曲線Fig.17 Curves of rigid wall impact test

3.2.3 偏置對撞沖擊試驗(yàn)

偏置對撞試驗(yàn)中吸能結(jié)構(gòu)變形過程如圖18 所示。在變形過程中，當(dāng)兩端吸能結(jié)構(gòu)接觸時(shí)，防爬齒首先相互嚙合。隨后兩端吸能結(jié)構(gòu)同時(shí)開始變形，依次向后折疊形成規(guī)則的褶皺，并且始終處于相同的變形階段，最終兩端吸能結(jié)構(gòu)得到充分壓縮，變形形態(tài)相似，產(chǎn)生數(shù)量相同的褶皺。

圖18 前端吸能結(jié)構(gòu)變形圖(偏置對撞沖擊試驗(yàn))Fig.18 Deformation diagrams of front-end energy absorption structure(offset collision impact test)

偏置對撞試驗(yàn)的沖擊力-位移曲線如圖19 所示。從圖19 可知：在0.36 s 時(shí)有最大壓縮位移1 078 mm，兩端吸能結(jié)構(gòu)前部的防爬齒首先嚙合產(chǎn)生初始力，隨著沖擊的進(jìn)行蜂窩開始依次變形，同樣的沖擊力隨變形位移的增大而逐漸增大。沖擊力在0.35 s、壓縮位移1 077.20 mm 時(shí)產(chǎn)生最大的沖擊力為759.44 kN，變形平均力為468.0 kN。在整個(gè)變形過程中前端吸能結(jié)構(gòu)共吸收能量502.1 kJ。

圖19 偏置對撞試驗(yàn)結(jié)果曲線Fig.19 Curves of offset collision impact test

3.3 結(jié)果討論

3.3.1 梯度設(shè)計(jì)對比

圖20 所示為不含有梯度化設(shè)計(jì)的薄壁吸能結(jié)構(gòu)的變形過程[38]。與圖14 所示的蜂窩梯度填充結(jié)構(gòu)變形過程進(jìn)行對比可以看出：不含有梯度化設(shè)計(jì)時(shí)的吸能結(jié)構(gòu)變形過程具有很大的不確定性，變形不一定能夠按照順序從前端開始漸進(jìn)有序的變形。而增加了梯度化設(shè)計(jì)的蜂窩填充吸能結(jié)構(gòu)的變形過程明顯得到了改善，更加有序穩(wěn)定。

圖20 不含梯度設(shè)計(jì)的結(jié)構(gòu)變形過程[38]Fig.20 Structural deformation process without gradient design[38]

圖21所示為蜂窩填充梯度結(jié)構(gòu)與文獻(xiàn)[33]中提出的不含有梯度設(shè)計(jì)的防爬吸能結(jié)構(gòu)對比(圖中，Lall為防爬吸能結(jié)構(gòu)總長，L為薄壁管結(jié)構(gòu)長度，HA表示前端4 塊蜂窩，HB表示后端6 塊蜂窩，t為薄壁管厚度，tD為隔板厚度)。從文獻(xiàn)[33]中提出的結(jié)構(gòu)可以看出：10 塊蜂窩除厚度外的總體結(jié)構(gòu)尺寸相同，沒有按照梯度化結(jié)構(gòu)尺寸完整填充外部的薄壁錐管，其次在前端沒有梯度化的誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)，后端沒有梯度化的加強(qiáng)筋板結(jié)構(gòu)。

圖21 梯度設(shè)計(jì)對比Fig.21 Comparison of gradient design

圖22 所示為不含梯度設(shè)計(jì)的蜂窩填充結(jié)構(gòu)在臺(tái)車沖擊試驗(yàn)中的結(jié)果與本文的蜂窩填充梯度結(jié)構(gòu)的結(jié)果對比。從圖22 可以看出：添加了梯度化設(shè)計(jì)的結(jié)構(gòu)沖擊力明顯呈現(xiàn)出梯度化上升的趨勢，說明梯度化的設(shè)計(jì)能夠很好地發(fā)揮作用，實(shí)現(xiàn)沖擊力的梯度增長從而提高能量的吸收。

圖22 梯度化設(shè)計(jì)試驗(yàn)結(jié)果對比Fig.22 Comparison of experimental results of gradient design

3.3.2 3種工況試驗(yàn)對比

分析3種工況下的試驗(yàn)結(jié)果可以看出：由于誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)及強(qiáng)化加強(qiáng)筋板的作用，變形過程能夠從首塊蜂窩開始，并限制末端蜂窩的提前變形。準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)與剛性墻撞擊沖擊試驗(yàn)最終均形成7個(gè)規(guī)則褶皺。偏置對撞試驗(yàn)中被動(dòng)端與主動(dòng)端變形過程相似，最終形成相同數(shù)量的規(guī)則褶皺。

3種工況下在試驗(yàn)最初階段首先都是產(chǎn)生一個(gè)使吸能結(jié)構(gòu)開始變形的初始峰值力。對比準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)與撞擊剛性墻試驗(yàn)的力-位移曲線(圖23(a))可以看出：2 個(gè)工況下的變形力表現(xiàn)出較高的一致性。準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)的初始峰值力較小，為298 kN，而2個(gè)工況下的峰值力近似相等分別為810 kN 和821.69 kN。初始峰值力后變形力在45 mm處迅速下降至最低點(diǎn)，恰好為首塊蜂窩誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)位置，說明此時(shí)由于誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)的存在第一塊蜂窩首先變形，使沖擊力下降。隨著壓縮的進(jìn)行，誘導(dǎo)槽部分被壓實(shí)，結(jié)構(gòu)阻抗增大，變形力重新上升，隨后依序壓縮其余蜂窩。加強(qiáng)筋板也起到了強(qiáng)化蜂窩的作用，實(shí)現(xiàn)了結(jié)構(gòu)的依次有序變形，作用力也隨著壓縮位移增加整體呈現(xiàn)梯度上升的趨勢。對力-位移曲線積分得到能量-位移曲線(圖23(b))。準(zhǔn)靜態(tài)試驗(yàn)吸收能量為263 kJ，撞擊剛性墻試驗(yàn)吸收能量為244.1 kJ，兩者能量吸收相差在7.19%，均占初始動(dòng)能的90%以上。

圖23 準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)與撞擊剛性墻試驗(yàn)曲線對比Fig.23 Curves comparison between quast-static compression test and rigid wall impact test

對比撞擊剛性墻試驗(yàn)與偏置對撞試驗(yàn)的沖擊力-位移曲線(圖24(a))可以看出：偏置對撞試驗(yàn)的總位移約為撞擊剛性墻試驗(yàn)位移的2倍。偏置對撞試驗(yàn)的沖擊力-位移曲線波動(dòng)幅度較小，沖擊力更加穩(wěn)定。在剛性墻沖擊試驗(yàn)中，沖擊力的最大波動(dòng)幅度為320 kN，而偏置對撞試驗(yàn)的最大波動(dòng)幅度僅為130 kN 左右，沖擊力的波動(dòng)幅度降低了41%。這是由于在偏置對撞試驗(yàn)中，當(dāng)一端吸能結(jié)構(gòu)發(fā)生折疊后，隨后另一端的吸能結(jié)構(gòu)相應(yīng)地也會(huì)折疊，此時(shí)原本會(huì)在折疊后下降的沖擊力，受到另一端吸能結(jié)構(gòu)開始變形的影響，沖擊力產(chǎn)生上升的趨勢，兩者中和便會(huì)使沖擊力的波動(dòng)幅度減小。對沖擊力-位移曲線進(jìn)行積分得到圖24(b)所示的能量-位移曲線。偏置對撞試驗(yàn)最終吸收502.1 kJ 能量，是撞擊剛性墻試驗(yàn)吸收能量的2.05倍。

圖24 撞擊剛性墻試驗(yàn)與偏置對撞沖擊試驗(yàn)曲線對比Fig.24 Curves comparison between rigid wall impact test and offset collision impact test

4 結(jié)論

1)準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)、撞擊剛性墻沖擊試驗(yàn)和偏置對撞沖擊試驗(yàn)3種不同試驗(yàn)條件下，吸能結(jié)構(gòu)的變形過程均穩(wěn)定有序。誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)與加強(qiáng)筋板促進(jìn)吸能結(jié)構(gòu)按照從前至后的順序依次發(fā)生變形，解決了結(jié)構(gòu)變形過程的不確定性問題。

2)準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)、撞擊剛性墻沖擊試驗(yàn)和偏置對撞沖擊試驗(yàn)的力-位移曲線均呈梯度增加，其中偏置對撞沖擊試驗(yàn)的沖擊力波動(dòng)幅度較小，沖擊力更加穩(wěn)定。

3)準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)、撞擊剛性墻沖擊試驗(yàn)和偏置對撞沖擊試驗(yàn)分別吸收263，244.1 和502.1 kJ能量，均占初始動(dòng)能的90%以上，達(dá)到了良好的吸能效果，能夠滿足某動(dòng)車組的工程需求。