城轨车辆摩擦式吸能结构数值仿真研究

王天骏，鲁寨军，孙成名，王军彦



城轨车辆摩擦式吸能结构数值仿真研究

王天骏1, 2, 3，鲁寨军1, 2, 3，孙成名1, 2, 3，王军彦1, 2, 3

(1. 轨道交通安全教育部重点实验室，湖南 长沙 410075；2. 轨道交通安全关键技术国际合作联合实验室，湖南 长沙 410075；3. 轨道交通列车安全保障技术国家地方联合工程研究中心，湖南 长沙 410075)

为提高城轨车辆的耐撞击性能、保护乘员安全，基于摩擦吸能原理设计一种新型城轨车辆碰撞吸能结构，利用ABAQUS有限元分析软件建立摩擦式吸能结构的仿真模型，对吸能过程进行热力耦合仿真，进一步分析吸能结构相关参数对吸能特性的影响，研究结果表明：该吸能结构在碰撞过程中摩擦力平稳，且具有初始峰值力小于平均摩擦力的特点；满足城轨车辆车端吸能结构设计要求，摩擦因数和中间摩擦板厚度3增大均造成平均摩擦力、初始峰值力线性上升，同时使摩擦热效应增强；碰撞初速度的增大将造成初始峰值力明显增大而对平均摩擦力影响很小，同时将加剧摩擦片上的热量聚集效应。

城轨车辆；吸能结构；摩擦吸能；有限元仿真；热力耦合

随着轨道车辆运行速度与运输能力不断提高，对轨道车辆的安全性要求也日益增长。轨道车辆吸能结构能够在列车发生碰撞时吸收车辆动能，保护乘员安全[1−2]。常用轨道列车吸能结构可分为压溃式、膨胀式和切削式吸能结构。压溃式吸能结构通过金属塑形变形吸能，其比吸能高、重量轻，应用十分广泛[3−4]。然而，压溃式吸能结构存在初始峰值力大、冲击力不稳定的缺点。切削式吸能结构通过金属材料塑性大变形和变形之后的材料破裂吸收能量[5−6]，其吸能过程平稳，但材料的利用率低，且对刀具的性能有着很高的要求。膨胀式吸能结构通过圆管的塑形扩张与顶杆与圆管之间的摩擦作用吸收能量[7]，吸能效率很高，但存在失稳现象[8]。摩擦吸能通过摩擦将动能转化成热能，是一种稳定的能量转换过程，有着广泛的工程应用。列车盘型制动利用闸片和制动盘间的摩擦制动，在世界范围内被各国铁路行业采用[9−10]。在矿业工程中，吕斌等[11]提出一种摩擦盘式吸能器结构，以防止煤矿矿车巷道内跑车事故发生。在建筑工程领域，许多建筑采用摩擦耗能器来加强结构的抗震能力，其主要是由金属组合构件和摩擦片在一定预紧力下组成一个能够产生滑动摩擦的机构，利用滑动摩擦做功耗散能量[12]。本文将摩擦吸能应用于城轨车辆车端吸能结构，提出一种新型摩擦式吸能结构，并使用ABAQUS有限元仿真软件对吸能过程进行热力耦合数值仿真，同时研究摩擦因数，中间摩擦板厚度3和碰撞初速度对结构吸能特性的影响。

1 摩擦式吸能结构设计

图1为摩擦式吸能结构作为城轨车辆车端吸能结构的应用示例，吸能结构示意图如图2所示。吸能结构的基座固定安装在车端，摩擦导柱由3块高强度合金钢摩擦板和端板组成，可以相对基座运动，并与摩擦片之间发生摩擦消耗能量。摩擦导柱的中间摩擦板上设有过渡区，通过其厚度的改变来使碟形弹簧组受到压缩产生压力以供摩擦，如图2(b)所示。摩擦片材料为粉末冶金刹车材料，具有耐高温、摩擦因数大、摩擦因数稳定等优点。防爬齿的作用是当2车对撞时相互啮合避免爬车。作为摩擦式吸能结构的关键部件，4组碟形弹簧安装在基座内部，通过弹性定位销定位，如图2(c)所示。碟形弹簧为圆锥形盘状，具有低行程高作用力的特点。本文所使用的碟形弹簧为A系列碟形弹簧，外径为90 mm，其组合方式为：先将5片碟形弹簧叠合，再将2组叠合的碟形弹簧对合。在碰撞初始时刻，碟形弹簧组处于自由状态。

图1 摩擦式吸能结构在城轨车辆上的应用

参考其他轨道车辆车端吸能结构[13−14]，摩擦式吸能结构的最大外形尺寸为220 mm×288 mm× 875 mm，摩擦导柱左右两侧摩擦板厚度1为15 mm，宽度1为199 mm，如图3所示。在中央摩擦板上设计过渡区，如图3(c)所示。中间摩擦板厚度2，3和斜角分别为10 mm，17 mm和20°。基座上相应位置开有导槽供摩擦导柱运动，其尺寸1，2和1分别为16，18和200 mm(略大于摩擦板尺寸)。尺寸汇总如表1所示。

当碰撞发生时，摩擦导柱与摩擦片发生相对运动。通过摩擦导柱中间摩擦板的厚度改变，造成过渡区两侧摩擦片张开，挤压碟形弹簧，使得中间和两侧摩擦板的6个表面均受到压力，在运动中产生摩擦吸收动能。通过这种方式，能够显著提升摩擦式吸能结构的工作效率，缩小结构尺寸。

1—防爬齿；2—摩擦导柱；3—基座盖板；4—基座；5—碟形弹簧；6—摩擦片；7—螺栓

(a) 测视图；(b) 正面剖视图；(c) 过渡区

表1 摩擦式吸能结构关键尺寸

2 热力耦合有限元仿真

为进一步研究摩擦式吸能结构的吸能原理及过程，采用有限元法进行仿真研究。在摩擦吸能的过程中，通过摩擦将动能转化为热能并聚集在接触表面，造成接触表面温度显著上升，从而产生热应力，严重时会造成热裂纹等不利影响。因此，有必要对摩擦式吸能结构进行热力耦合仿真，以获得其在吸能过程中的真实应力/应变状况。使用ABAQUS有限元分析软件对结构的吸能过程进行热力耦合仿真。

2.1 有限元模型

2.1.1 材料参数

摩擦式吸能结构的主要材料为高强度合金钢，其密度为7 800 kg/m3，弹性模量为200 GPa，泊松比0.285，屈服强度900 MPa。摩擦片材料为粉末冶金刹车材料，其密度为5 500 kg/m3，弹性模量为200 GPa，泊松比为0.3。为进行热力耦合仿真分析，还需材料的相应热导率、比热和线膨胀系数等热力学参数，材料参数如表2所示。

表2 热力耦合仿真材料参数

本文所选用碟形弹簧为线性弹簧[15]，单个碟形弹簧在压缩1.5 mm时弹力为31.4 kN。按照本文所设计组合方式进行组合时，单组碟形弹簧在压缩3 mm时弹力为157 kN，刚度=52.3 kN/mm。在仿真中使用connector单元模拟碟形弹簧，赋予其与实际碟形弹簧组相同的刚度。

2.1.2 接触与边界条件

由于本研究的对象为吸能结构，因此在仿真研究中将车体简化为刚体。摩擦式吸能结构的热力耦合有限元模型如图4所示，刚性墙位于吸能结构前端。摩擦式吸能结构固定在刚形体上沿方向以一定的初速度撞击刚性墙。

图4 有限元模型及参考坐标系

在仿真计算中为吸能结构的摩擦副设置面面接触，摩擦因数为0.3，设置接触面摩擦力做功所消耗能量的90%转化为热量并均匀分布在主从接触面上[9]。由于吸能过程短暂，忽略热对流与热辐射。使用通用接触来模拟仿真中的其他接触，摩擦因数为0.1。

《EN15227:2008铁路设施.铁路车辆车身的防撞性要求》[16]中规定轨道车辆最高碰撞速度为10 m/s，因此设定碰撞初速度为10 m/s。参考城轨车辆车端吸能结构设计要求[14]，整个模型初始动能约为400 kJ。同时约束刚性墙的自由度，整个模型的初始温度设置为20 ℃。

2.2 仿真结果与讨论

仿真所得力—位移曲线如图5所示，可以看到，摩擦式吸能结构吸能过程平稳。当位移=9.9 mm时，出现了一个初始峰值力，约为441 kN，如图5中的点所示。随后峰值力迅速下降，当位移=16.9 mm时，降至约349 kN，如点所示。此后随着结构的不断运动，力逐渐上升至平台值直至吸能过程结束，如点所示。摩擦式吸能结构的平台力稳定、波动小，比常见的吸能结构冲击力稳定[3]。

图5 摩擦式吸能结构力位移曲线

整个吸能过程摩擦式吸能结构吸能量为399.7 kJ，满足城轨车辆吸能结构的设计要求[14]。整个结构的最大位移为705.7 mm，平均摩擦力为566.4 kN。

由图5可以看到，与通常的吸能结构不同，摩擦式吸能结构的初始峰值力要小于平均摩擦力，而常规吸能结构其初始峰值力则明显大于其平均冲击力。摩擦导柱6个接触面的法向力和切向力合力在方向的分量如图6所示，切向力向分量在初始时刻由0逐渐增大直至稳定，其初始增长阶段没有出现明显波动且平台力稳定。说明在吸能过程中摩擦作用逐渐增强直至稳定，因此切向力是力—位移曲线的平台值，而对曲线的初始峰值没有影响。法向力向分量在初始时刻迅速上升至峰值之后下降，且峰值出现的时间也与图5相符，可以认为力位移曲线的初始峰值力来自于法向力向分量在初始时刻的峰值力，其原因为：摩擦片与过渡区在初始时刻发生碰撞造成接触面法向力迅速上升，随着吸能结构的运动，过渡区与摩擦片不再产生碰撞，使法向力达到峰值后迅速下降。综上所述，摩擦式吸能结构的初始峰值力比平均摩擦力小。

图6 摩擦式吸能结构初始峰值力组成

摩擦式吸能结构运动过程如图7所示，为清楚显示结构在吸能过程中的运动，图中省略了基座等外部结构，仅显示摩擦导柱与摩擦片间的相对运动。如图7(a)所示，当=1 ms时因过渡区的初始时刻碰撞而产生撞击力峰值；随后摩擦片与过渡区不再发生碰撞，如图7(b)所示，此时力位移曲线迅速下降；随着进一步的运动，碟形弹簧受压作用力增大，如图7(c)和7(d)所示，力位移曲线随之上升；当摩擦导柱与摩擦片完全接触后摩擦力趋于稳定，整个吸能过程的运动与力位移曲线相符。

吸能结束后摩擦作用消耗了329 kJ能量，占初始动能的82 %。此外，吸能过程中还产生了黏性损耗(49.4 kJ)与应变能(11.6 kJ)，其原因在于，材料内部阻尼消耗了一部分动能，同时吸能结束后碟形弹簧组仍处于压缩状态，具有一定的弹性势能。

(a) t=1 ms；(b) t=2 ms；(c) t=5 ms；(d) t=10 ms

随着吸能结构的运动，摩擦副上生成大量热能，造成温度升高。摩擦导柱的最高温度为 224.4 ℃，出现在过渡区，如图8(a)所示。造成这种现象的原因在于：在吸能的初始阶段，摩擦片与摩擦导柱过渡区发生碰撞与挤压，在过渡区发生持续的摩擦，造成热量聚集在过渡区表面。而摩擦片的最高温度约为869 ℃，如图8(d)所示。摩擦片的最高温度集中在摩擦片中央区域，呈环形分布在摩擦片上，与碟形弹簧接触面相符，而其余大部分区域均低于600 ℃。其原因在于：摩擦导柱在制动过程中与摩擦片接触面始终在变化，而摩擦片的接触面固定不变。此外，摩擦片的温度场分布云图也说明摩擦片应采用耐高温摩擦材料，如飞机刹车片 材料。

整个吸能过程中，结构的应力最大值为 766 MPa，没有超过材料的屈服强度，可以认为在考虑热效应的情况下本吸能结构安全可靠，能够稳定发挥吸能作用。

(a) t=10 ms；(b) t=70 ms；(c) t=120 ms；(d) 摩擦片温度场

3 摩擦式吸能结构影响因素分析

3.1 摩擦因数μ对吸能特性的影响

改变摩擦因数，变化范围为0.28~0.36，中间摩擦板厚度3固定为17 mm，碰撞初速度为 10 m/s。

图9(a)为结构的平均摩擦力与初始峰值，随摩擦因数增大，初始峰值力从422 kN上升至507 kN，而平均摩擦力由536 kN上升至661 kN，且增长呈线性关系。这表示当摩擦因数增大时摩擦作用增强，初始碰撞也有所增强。图9(b)为摩擦片与摩擦导柱的最高温度与结构最大热应力，增大摩擦因数将造成结构的温度场明显上升，从869℃升高至901℃，其原因在于：平均摩擦力的增大导致更多的热量生成在接触表面，从而造成温度升高，也使得结构热应力上升。当=0.36时，结构最大热应力为836 MPa。

3.2 中间摩擦板厚度t3对吸能特性的影响

改变中间摩擦板厚度3，变化范围为16~17 mm，摩擦因数μ为0.3，碰撞初速度恒定10 m/s。

中间摩擦板厚度3对吸能特性的影响与摩擦因数相类似，如图10(a)所示，当厚度3由16增大到17 mm时，结构初始峰值力从370 kN上升至441 kN，而平均摩擦力由495 kN上升至566 kN。这是因为中间摩擦板厚度3的增大使初始碰撞增强，同时弹簧压缩量变大，使得摩擦力增大。从图10(b)中可以看出，随着厚度3的增大，摩擦片、摩擦导柱的最高温度和结构最大热应力均有上升。摩擦片最高温度由757 ℃升高至869 ℃，结构最大热应力由701 MPa升高至766 MPa。因此，增大中间摩擦板厚度3可以使结构吸能量显著增加，但需要考虑温度场、应力场上升所带来的不利影响，同时过渡区厚度3的增大受到碟形弹簧最大许用压缩量的限制。

3.3 碰撞初速度v对吸能特性的影响

改变碰撞初速度，变化范围为10~15 m/s，中间摩擦板厚度3为17 mm，摩擦因数为0.3。

如图11(a)所示，随着碰撞速度增大，初始峰值力由441 kN逐渐增大至503 kN，而平均摩擦力仅有小幅度上升，这是因为初始峰值力的上升使得过渡区的吸能量有所增加。可以看出，碰撞速度的增大仅对结构的初始碰撞有影响而并不会增强摩擦作用。从图11(b)中可以看到，与增大摩擦因数和中间摩擦板厚度不同，碰撞速度增大会使得摩擦片温度升高而摩擦导柱温度略有降低。造成这种现象的原因是：摩擦片温度相比摩擦导杆要高，当速度提高后摩擦片与摩擦导柱接触表面之间单位时间内的热量传导减少，加剧了摩擦片上的热量聚集。当=15 m/s时，摩擦片最高温度达到991 ℃。同时速度的增大同样会带来结构最大热应力增大，当=15 m/s时，结构最大热应力为974 MPa。

图9 摩擦因数对吸能特性的影响

图10 中间摩擦板厚度t3对吸能特性的影响

图11 碰撞初速度v对吸能特性的影响

4 结论

1) 通过有限元仿真分析研究，本文设计的摩擦式吸能结构能够在发生碰撞时产生稳定摩擦吸收动能，其摩擦力平稳，能够满足城轨车辆吸能结构设计要求。

2) 本文设计的城轨车辆用摩擦式吸能结构与常规的吸能结构不同，其初始峰值力小于平均摩擦力，其原因在于：由于过渡区之间的初始碰撞在接触面产生法向力峰值，随着吸能结构的运动法向力迅速下降，使得法向力在运动方向的分量产生峰值，同时接触面摩擦力随着吸能结构的运动逐渐上升直至稳定。

3) 增大摩擦因数与中间摩擦板厚度3，吸能结构的平均摩擦力、初始峰值力均明显增大。因此，使用摩擦因数更大的摩擦材料或加厚中间摩擦板将使摩擦式吸能结构的吸能量增大，但同时会造成结构热效应的提升，带来一定的不利影响。此外，中间摩擦板厚度还受到碟形弹簧最大许用压缩量的限制。

4) 碰撞初速度的增大将造成初始峰值力明显增大而对平均摩擦力影响很小，因此碰撞速度的增大仅对结构的初始碰撞有影响而并不会增强摩擦作用。同时速度增大也将造成结构热效应的提升，尤其是加剧摩擦片上的热量聚集效应。

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(编辑 阳丽霞)

Numerical investigations of a new frictional energy absorption structure for urban railway vehicle

WANG Tianjun1, 2, 3, LU Zhaijun1, 2, 3, SUN Chengming1, 2, 3, WANG Junyan1, 2, 3

(1. Key Laboratory of Traffic Safety on Track, Central South University, Ministry of Education, Changsha 410075, China; 2. Joint International Research Laboratory of Key Technology for Rail Traffic Safety, Changsha 410075, China; 3. National & Local Joint Engineering Research Center of Safety Technology for Rail Vehicle, Changsha 410075, China)

To improve the crashworthiness and protect the safety of occupants of urban rail vehicles, in this paper a new energy absorption structure (EAS) base on friction for metro vehicles was proposed. The finite element model (FEM) was established by using ABAQUS for thermo-mechanical coupled analysis. Moreover, the effects of parameters of this new EAS on the energy absorption characteristics were studied. The results show that the friction force of this new EAS is stable and this new EAS can meet the design requirements of urban railway vehicle end energy absorption structure. The initial rigid impact of this EAS decreases rapidly so that the initial peak force is smaller than average friction force. Further results show that the increase of friction coefficientorthicknesstwill cause the linear increase of initial peak force and mean friction force, meanwhile enhance thermal effects. The increase of initial impact velocitywill increase initial peak force transparently while its effect on mean friction force is slight, and exacerbate heat accumulation of friction plate.

urban railway vehicle; energy absorption structure; frictional energy absorption; finite element simulation; thermo-mechanical coupled analysis

10.19713/j.cnki.43−1423/u.2019.05.025

U270.38

A

1672 − 7029(2019)05 − 1299 − 08

2018−06−25

国家自然科学基金资助项目(U1334208)

鲁寨军(1975−)，男，湖南醴陵人，教授，博士，从事轨道车辆结构和动力学研究；E−mail：qlzjzd@csu.ed.cn