多參數對b型地鐵列車響應影響的研究

Yanwen劉^1，2，
楊必應¹，
Shoune肖¹，
陶朱¹，
Guangwu楊¹＆
Ruixian秀^3.

bwin900手机版體積35，文章編號:85（2022）引用本文

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摘要

為得到改進的b型地鐵列車綜合耐撞性準則，研究了車輛設計碰撞重量的影響規律米空筆畫D對列車的碰撞響應進行了研究，並以最小化為目標進行了多目標優化決策TS(沿移動列車的總壓縮位移)和了一隻名叫阿玉(沿著移動的列車的總體平均加速度)。首先建立一維列車碰撞動力學模型，並與有限元模型結果進行對比驗證;其次，在動力學模型的基礎上，分析了各因素的影響規律米而且D在碰撞響應上，如吸能裝置的位移和吸收的能量，車輛的速度和加速度，TS，了一隻名叫阿玉並對耦合相關效應進行了研究。然後，代理模型TS而且了一隻名叫阿玉采用拉丁超立方法(OLHD)和響應麵法(RSM)進行優化，采用粒子群優化算法(MPOSO)進行多目標優化。最後，利用熵值法求出各參數的權重係數TS而且了一隻名叫阿玉，進行多目標決策。結果表明D而且米對前三個碰撞界麵的壓縮位移和能量吸收影響顯著，但對後三個碰撞界麵的影響有限。車輛M1和M2的速度-時間曲線在不同的位置進行平移和平行D．然而，所有車輛的速度-時間曲線都發生了偏移，但隨著不同而逐漸發散米．車輛的最大碰撞瞬時加速度直接由米，但受D．在耦合作用下，所有相關碰撞響應都具有很強的相關性米；然而，這些響應與D除了M2- m3碰撞界麵處的壓縮位移和車輛M2的最大碰撞瞬時加速度。經過多目標優化和決策，b型地鐵列車的綜合耐撞性準則得到了明顯改善。研究為地鐵列車耐撞性設計提供了更多的理論和工程應用參考。

簡介

列車的耐撞性是保護機組人員和乘客生命安全的最後一道屏障，這種評估在歐洲和北美已成為一項強製性要求。1- - - - - -3.］．列車碰撞過程中，由於編組時間長、重量重的特點，傳遞的巨大動能會造成車輛結構的塑性變形，同時產生碰撞加速度，導致乘員傷亡[4］．列車或車輛在第一次碰撞後，應盡量保持結構完整，減少碰撞加速度，以及減輕乘員與車輛內部結構的二次碰撞，是確保乘員及乘客安全的重要措施[5，6］．

列車耐撞性評價的研究方法可分為理論分析、試驗研究和數值模擬。路[7]基於線性理論假設建立了列車碰撞方程，研究了不同車輛編組對列車碰撞界麵第一峰值力的影響規律。根據5個不同項目的仿真結果，提出了列車前端和中端吸能要求的理論方程。理論分析方法通常適用於簡單的線性模型，但很難解決大變形和非線性問題。試驗研究方法最能真實地反映結構的耐撞性特性，受到許多研究者的青睞[8- - - - - -11]，但成本高，重複性差。實驗研究方法通常隻用於吸能裝置或小型結構，對整個列車的耐撞性研究不是一個現實的選擇。數值模擬可以彌補理論分析和實驗研究的不足，隨著商業軟件的成熟，該方法近年來得到了迅速的發展和應用。數值模擬方法包括有限元法和多體動力學法[4］．謝等人。[12，13]分別用有限元法研究了兩列列車和車輛碰撞障礙物時的碰撞響應。與有限元法相比，多體動力學方法可以顯著縮短計算時間，計算精度在工程可接受範圍內。多體動力學方法已廣泛應用於列車碰撞規律研究和參數優化設計[14- - - - - -18］．

國內外學者對列車的耐撞性進行了大量的研究。在不同領域進行的研究可以總結如下。在全球層麵，研究了編組列車的碰撞響應和能量管理，包括吸能結構分布和吸能順序優化[19];此外，還進行了駕駛室和內部結構優化以及乘員二次碰撞損傷評估[20.- - - - - -24］．在地方層麵，根據最大能量吸收準則，設計了專門的能量吸收裝置，以優化和提高能量吸收性能[25- - - - - -30.］．

車輛設計碰撞重量米列車碰撞速度V是影響列車碰撞行為的兩個關鍵因素[7］．但在相關文獻中，對其對列車碰撞響應影響規律的研究較少。同時，在參考文獻中已經觀察到。[31空筆畫D(半自動耦合器剪斷後到防爬裝置接觸前的列車運行行程)對不同碰撞界麵吸能裝置的壓縮行程有明顯影響。以典型的六節車廂編組b型地鐵列車為研究對象，建立了列車碰撞動力學一維模型。接下來，列車的綜合耐撞性標準TS(沿移動列車的總壓縮位移)和了一隻名叫阿玉(沿運動列車的總體平均加速度)的定義。然後，分析了影響規律D而且米標準碰撞條件下列車碰撞響應及耦合效應的相關性研究(V= 25公裏/小時)[1進行調查。基於最優拉丁超立方法(OLHD)和響應麵法(RSM)，建立了模型的代理模型TS而且了一隻名叫阿玉，利用粒子群優化算法(MPOSO)進行多目標優化。此外，利用熵值法求出了各參數的權重係數TS而且了一隻名叫阿玉並進行多目標決策。

典型b型地鐵列車及吸能裝置

6節車廂組成的b型地鐵列車典型吸能裝置布局如圖所示1．以三輛車為基本單位，整體布局是對稱的。半自動耦合器和防爬坡吸能裝置(防爬坡裝置)位於前導車前端。在頭部車輛與第二車輛的碰撞界麵處，設置有半永久耦合器a - b。半永久耦合器C-D位於其他碰撞界麵。防爬坡吸能裝置為金屬切割式管。半自動和半永久性聯軸器是由橡膠緩衝器和可膨脹粉碎管組成的組合結構。

數字2介紹了吸能裝置的結構和力學特性。所有耦合器都具有相同的耦合器緩衝性能，壓縮行程為73毫米，最大阻力為800千牛。半自動聯軸器配有剪切保護裝置，剪切力為1200kn。

在半自動耦合器被剪掉後，列車以22毫米的空行程運行，之後防爬裝置接觸並齧合。抗爬吸能裝置的平均破碎力為1250 kN(其中頭車2個，每個為625 kN)。半永久耦合器沒有剪切保護。半永久聯軸器A-B的破碎管由兩部分組成，破碎力分別為930kn和1000kn。半永久耦合器C-D的破碎管具有800kn的破碎力。假定車體的等效坍縮力為2000千牛。

一維列車碰撞動力學模型

模型建立

利用LS-DYNA軟件建立了一維列車碰撞動力學模型，如圖所示3.(a). M1至M6和S1至S6分別代表移動列車的第一至第六節車廂和靜止列車的第一至第六節車廂。列車碰撞動力學模型隻考慮列車運動方向的自由度。

一維列車碰撞動力學模型的建模方法詳見表1．車身和轉向架的重量相當於MAT 20號材料的同一質量塊，隻保留了列車運動方向上的自由度。車輛的重量可以通過調整材料的密度來改變。采用#MAT S08材料，用離散梁模擬了抗爬升吸能裝置、半自動耦合器和半永久耦合器。

表1列車碰撞模型建模方法比較

全尺寸表

在軌道車輛實際碰撞過程中，車輪與軌道的接觸是一個以滾動摩擦為主、庫侖滑動摩擦為輔的複雜接觸過程。滾動摩擦力小得多，但由於車輪或軌道變形引起的庫侖滑動摩擦力的存在，車輪在軌道上滾動時，輪軌之間仍存在一定的庫侖滑動摩擦力。為了使仿真模型更接近車輛的實際情況，有必要在輪軌接觸處引入等效庫侖滑動摩擦係數。

庫侖滑動摩擦係數和輪軌受力的準確測量是非常困難的。此外，庫侖滑動摩擦力和係數受軌道條件和環境因素的影響，如在軌道被雨雪覆蓋的情況下，等效庫侖滑動摩擦係數變小。參考文獻中輪軌間的等效庫侖滑動摩擦係數為0.008。[19］．

本研究采用#MAT S03材料的離散梁模擬輪軌接觸力，等效摩擦係數參考參考文獻0.008。[19］．

模型驗證

BS EN 15227:2020 (E)標準[1清楚地闡明了通過物理測試來評估完整列車的行為是不切實際的，但可以通過動態模擬來驗證。同樣，在Refs中。［16]和[19]，采用有限元模型驗證了動力學模型的準確性。因此，在無法進行物理試驗的情況下，利用有限元模型對動力學模型進行驗證是一種可行的方法。

采用LS-DYNA軟件建立列車碰撞有限元模型，如圖所示3.(b)，有限元模型具體建模方法如表所示1．輪軌接觸等效摩擦係數也設為0.008 [19］．

與輪軌接觸不同的是，兩列碰撞列車在碰撞過程中與編組列車中相鄰車輛之間的接觸完全是庫侖滑動接觸，必然存在庫侖滑動摩擦力。車輛所用的材料是不鏽鋼的。Ref。32]給出常用材料的庫侖滑動摩擦係數，鋼與鋼之間的等效庫侖滑動摩擦係數為0.15 [32］．

為了更好地模擬實際碰撞情況，在三維列車碰撞仿真模型中加入了碰撞列車與相鄰車輛之間的接觸，並引入等效庫侖滑動摩擦係數來模擬接觸摩擦力。參考參考文獻[32]時，等效庫侖滑動摩擦係數也取0.15。

參考文獻[33]，通過仿真結果與能量吸收裝置的試驗結果以及三維列車碰撞有限元模型的仿真結果(包括各碰撞界麵的壓縮行程、列車碰撞能量轉換和車輛速度-時間曲線)的對比，驗證了一維列車碰撞動力學模型的準確性。

本研究為進一步驗證一維列車碰撞動力學模型的準確性，基於不同碰撞重量和碰撞速度的兩種碰撞場景，在相同邊界條件下對兩種列車碰撞模型進行數值計算，如表所示2．比較了兩種模型的碰撞界麵壓縮位移、能量碰撞轉換曲線和車輛速度-時間曲線。

表2碰撞數值計算的邊界條件

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基於碰撞場景1的列車碰撞模型之間碰撞能量轉換對比結果如圖所示4(a)，基於碰撞場景2如圖所示4(d).由圖可知4(a)和(d)，可以看出在列車碰撞過程中，動能逐漸減小並轉化為內能，總能量保持不變，最終內能約為初始動能的一半。對於兩種碰撞場景，列車碰撞動力學模型和有限元模型的碰撞能量轉換曲線非常一致，能量變化趨勢和時間幾乎相同。

兩種碰撞場景下兩種模型各碰撞界麵壓縮位移對比如圖所示4(b)和(e)。可以看出，兩種模型各碰撞界麵的壓縮位移分布相同，兩列列車之間的S1-M1碰撞界麵的壓縮位移最大，而其他碰撞界麵的壓縮位移圍繞S1-M1碰撞界麵對稱分布，並向兩端逐漸減小。列車碰撞的動能主要由位於前三個碰撞界麵的能量吸收器吸收。兩種模型在S1-M1、S2-S3和M2-M3碰撞界麵處的壓縮位移略有不同，這可能是由於FE模型中車體的彈性能量吸收所致，而其他碰撞界麵基本相同。

兩種模型在兩種碰撞場景下的車輛速度-時間曲線對比如圖所示4(c)和(f)。可以看到，與能量轉換曲線相似，兩種車型的車輛速度-時間曲線也表現出相同的趨勢和平衡時間。平衡後，最終車輛的速度大約是初始速度的一半。與動力學模型相比，有限元模型的最終車輛速度略低，曲線波動較大，這主要是由於車輛的彈性能量吸收。總的來說，這兩個模型表現出良好的一致性。

綜上所述，通過對比上述兩種碰撞場景和三個方麵的動力學模型與有限元模型，一維列車碰撞動力學模型與有限元模型始終表現出較好的一致性。結果表明，一維列車碰撞動力學模型的計算結果準確可靠，可作為進一步研究的基礎模型。

車輛設計參數及列車耐撞性準則

車輛設計參數的定義

假設b型列車各車廂的設計碰撞重量(工作單車輛重量+就座乘客重量的一半)相同，即米．車輛設計碰撞重量米，列車碰撞速度V，和空筆畫D半自動耦合器與防爬器之間都對列車的碰撞響應有重要影響。地鐵列車的標準碰撞速度為每小時25公裏[1］．車輛設計碰撞重量米空筆畫D是車輛固有的設計參數，不受標準限製。因此,米而且D作為車輛設計變量參數，對應的取值範圍為:30t≤米≤36t, 20mm≤D≤50mm。

列車耐撞性評價標準的定義

參考文獻[19]，對整列列車提出了兩個綜合耐撞性評價標準，即TS(列車碰撞時的總位移)和藍玉(列車的總平均加速度)。越小TS，居住者生存空間的完整性越高;越小藍玉為列車碰撞加速度。

在本研究中，由於運動列車與靜止列車碰撞響應的對稱性，隻考慮了運動列車。進一步，將最大碰撞瞬時加速度作為車輛碰撞加速度響應。本研究基於Ref. [19),TS而且了一隻名叫阿玉分別選取了列車的耐撞性評價標準，並對TS而且了一隻名叫阿玉方程式中所示。（1)及(2）.

沿運動列車的總壓縮位移，TS，定義為:

$$TS = \sum\nolimits_{j = 1}^{n} {S_{j}}，$$

(1）

在哪裏n是移動列車碰撞界麵的個數，和年代_我碰撞界麵處吸能裝置的壓縮位移是多少j行駛的火車。

沿著移動的列車的總體平均加速度，了一隻名叫阿玉，可定義為:

$ $名叫阿玉= \壓裂{{\總和\ nolimits_ {i = 1} ^ {m} {MA_{我}}}}}{米,$ $

（2）

在哪裏媽_我碰撞時車輛的最大瞬時加速度是多少我在行進的火車上，而且米是移動列車的車輛數。

空筆畫的影響D有關列車碰撞應變

車輛設計碰撞重量米固定在33t，空衝程D在規定的範圍內每隔相等的間隔取9個點。在標準地鐵列車碰撞情景下[1]，根據一維列車碰撞動力學模型的數值模擬結果，得出空行程的影響規律D對列車碰撞響應進行了研究。

對吸能裝置響應的影響

不同空行程下D值、各碰撞界麵上吸能裝置的壓縮位移和吸能隨時間變化的曲線如圖所示5．可以看到，隨著D，碰撞界麵S1-M1(抗爬坡麵)和M1-M2處的壓縮位移和能量吸收總體呈上升趨勢，但並非嚴格單調。相反，在M2-M3碰撞界麵處壓縮位移和能量吸收逐漸減小。其餘三個碰撞界麵的壓縮位移和能量吸收變化較小，曲線接近水平。

表格3.列出了不同碰撞條件下位於前三個碰撞界麵的吸能裝置的壓縮位移和吸能情況D值。由表可以得出結論3.半自動耦合器始終在25千米的初速度下被完全壓縮和剪切。隨著D在20 ~ 50 mm範圍內，與初始值相比，前三個碰撞界麵壓縮位移的相對變化分別為20.59%、4.03%和−25.41%;能量吸收的相對變化分別為9.60%、4.48%和−27.25%。

表3吸能裝置在不同空行程下的碰撞響應D

全尺寸表

而空筆畫D對前三個碰撞界麵的壓縮位移和能量吸收有顯著影響，對後三個碰撞界麵影響不大。一般來說,D對S1-M1和M1-M2碰撞界麵有正向影響，對M2-M3碰撞界麵有負向影響。在前三個碰撞接口中，D對M2-M3碰撞界麵影響最大，其次為S1-M1碰撞界麵，對M1-M2碰撞界麵影響最小。空筆畫D不同列車碰撞界麵對壓縮位移和能量吸收的影響規律相同。

對車輛響應的影響

不同空行程下D，移動列車各車廂的速度-時間曲線如圖所示6．從圖中可以看出，隨著的增加D， M1和M2車輛的速度-時間曲線在0.2 s時開始移位。速度分布在不同D移動到彼此平行，最終速度達到平衡的時間也移動了。M3 ~ M6車輛在不同工況下的速度曲線基本相同D．隨著D從20到50 mm, M1和M2車輛的速度平衡時間分別從0.396增加到0.433 s和0.556增加到0.595 s。

表格4列出運動列車在不同空衝程下各車廂的最大碰撞瞬時加速度D．可以得出結論，隨著的增加D， M1 ~ M3車輛最大碰撞瞬時加速度不變;M4 ~ M6車輛的最大碰撞瞬時加速度較初始值變化不大，相對變化分別為−0.47%、−1.16%和−0.11%。

表4不同工況下車輛碰撞加速度響應D

全尺寸表

車輛的最大碰撞瞬時加速度不受空行程的直接影響D，這完全是由位於車輛兩端的吸能裝置的壓縮力和車輛的重量決定的。車輛M3 ~ M6的最大碰撞瞬時加速度略有變化是由於位於車輛兩端的吸能裝置的壓縮位移不同，在耦合器緩衝器的範圍內，不同的壓縮位移產生不同的壓縮力。

對響應的影響TS而且了一隻名叫阿玉

碰撞響應TS而且了一隻名叫阿玉在不同D列於表中5．眾所周知，兩者都TS而且了一隻名叫阿玉呈下降趨勢而增加D．隨著D從20到50毫米，與初始值相比，相對變化在TS而且了一隻名叫阿玉分別為−2.11%和−0.22%。

表5TS而且了一隻名叫阿玉在不同D

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空筆畫D有負麵影響嗎TS而且了一隻名叫阿玉．同樣的,D有沒有直接影響了一隻名叫阿玉．減少了了一隻名叫阿玉也可以歸因於車輛的最大碰撞瞬時加速度M3到M6的細微變化。