减轻乘员二次碰撞损伤的列车铝蜂窝吸能桌耐撞性研究

2023-02-24高广军吴小伟于尧

铁道科学与工程学报 2023年1期

高广军，吴小伟，于尧

(中南大学交通运输工程学院，轨道交通安全教育部重点实验室，湖南长沙 410075)

列车相撞导致乘员伤亡主要有2个原因。一是车辆结构完整性被破坏，乘客生存空间减少[1]。二是乘客在惯性作用下与座椅、桌子等车辆内饰的二次碰撞，而后者是造成乘员伤亡的直接原因[2]。大量的研究结果表明，通过提高列车车体和吸能部件的耐撞性能，能够有效保证驾驶员和乘员的安全生存空间，防止乘员遭受因生存空间被挤压导致伤亡[3-6]。并且，随着被动防护技术的发展，车辆被动安全性研究逐渐转向与乘员直接相关的二次碰撞研究。英国轨道列车安全和标准委员会[7]开展了多次冲击试验，研究了列车车厢结构的变形和乘员的动态响应，在此基础上制定了重要的车辆耐撞性标准GM/RT 2100。ESAT等[8]研究了列车固定式餐桌对孕妇体内胎儿的影响，研究表明低、厚的桌板可能导致胎盘剥离的危险，提出了适合孕妇的最佳桌板厚度和空间布置方式。2002年加州客货列车相撞事故造成多名乘客受重伤，2名乘客死亡。PARENT等[9]对事故深入调查发现，2名乘客在碰撞发生瞬间都与固定式餐桌发生剧烈碰撞导致肋骨骨折，胸腹脏器挫伤和破裂等致命伤害而死亡。随后动力学仿真结果证明损伤的确远远超过了耐受极限。MICHELLE等[10]研究了THOR假人与具有不同力学特性餐桌冲击导致的胸腹部损伤，得到了使桌板具有良好防护性能的平台力和吸能量结果。KAZUMA等[11]针对城轨车辆的纵向座椅进行数值仿真分析，提出在长凳中设置多个护栏、隔板的建议，以减少碰撞时乘员移动的距离而减小损伤。YANG等[12]利用人体有限元模型研究了乘员与前座之间的动态响应，提出一种自我保护的座姿，以减少碰撞发生时头部、胸部、颈部和腿部的损伤，并优化了最佳坐姿下的身体卷曲角度。综上所述，关于列车内饰耐撞性和乘员安全保护的研究多种多样。但是现有的二次碰撞研究也主要集中在现有列车内饰对乘员损伤的影响，但对于选用何种吸能方式和材料使内饰具有良好耐撞性发挥防护作用缺乏研究。另外，我国尚在运行的普速列车、基于25型客车改造的出口普速客车和部分动车、餐车的客室环境是面对面座椅形式。发生撞击事故时，餐桌既是限制乘客自由运动的积极因素，又是设计不当就会在碰撞中使乘员胸腹部遭受严重损伤的消极因素，因此减轻后者的消极作用是非常有工程意义的。在此背景下，本文提出一种铝蜂窝-蒙皮夹层结构作为吸能结构的列车餐桌设计，并对铝蜂窝全尺寸模型进行了验证。根据有关标准，采用数值仿真方法对餐桌进行了承载强度和对被动安全防护性能研究。

1 餐桌设计与蜂窝有限元模型验证

建立的客室有限元模型如图1(a)所示。座椅为假人提供支撑，对餐桌的研究影响有限，因此将其简化为头枕、靠背、坐垫和扶手等部分。依据相关标准，座椅靠背之间的距离为1 650 mm，座椅的宽度为510 mm，座椅高度可让乘客腿部垂直着地。吸能桌由框架，支撑腿和4块铝蜂窝芯蒙皮夹层结构组成，桌子下表面和地板之间的距离是740 mm。如图1(b)所示，蜂窝夹层结构尺寸为550 mm×320 mm×80 mm。当乘员撞击压缩蜂窝夹层结构时，铝蜂窝和蒙皮可以有序压溃吸能。如图1(c)所示，蜂窝的上下表面沿长度方向开槽，槽截面尺寸为10 mm×4 mm，槽上方的蒙皮被轻压以引导向槽内折叠；同时，未开槽的蜂窝表面与蒙皮之间使用胶接。这样的夹层结构有效提高了纯蜂窝的垂向抗剪切刚度，同时保证蒙皮对蜂窝的纵向刚度影响较小，在遭受冲击时能有序压溃吸能。

图1 客室环境及蜂窝夹层结构有限元模型Fig. 1 Finite element model of passenger compartment environment and honeycomb sandwich structure

1.1 全尺寸蜂窝模型的验证

数值模拟是分析蜂窝结构力学性能的一种经济、高效、可靠的方法。胞元法、全尺寸法、扩胞等效法和均匀化法是蜂窝结构的常用表征方法。胞元法主要用于模拟少数胞元在面外方向的胞壁屈曲、折叠变形，因此面内方向的网格要足够多，所以要从胞元入手展开间接模拟。全尺寸法是建立完全尺寸的蜂窝结构，保证足够仿真精度的情况下减小网格规模，但是对工程应用中大规格蜂窝结构力学特性的研究有很大局限性。扩胞等效法从蜂窝结构的几何层面入手，利用胞元的关键指标和几何关系进行力学等效，如跨厚比等效。但是这种方法的局限性在于无法对蜂窝的弯曲、剪切、面内变形和局部变形进行模拟。均匀化方法是对蜂窝的进行体等效，通过力学试验测得蜂窝结构的全系列力学参数补充本构模型。LS-DYNA中的蜂窝等效模型有26号材料和126号材料。本文要研究的是面内局部压缩变形的蜂窝结构，所以宜选用全尺寸方法进行建模分析。但是使用该方法首先需要验证网格收敛性。

1.2 蜂窝面内准静态压缩仿真验证

如图2所示，蜂窝规格L×W×T为100 mm×100 mm×50 mm，胞元边长h=l=5 mm，胞元壁厚t=0.08 mm，θ=30°。蜂窝铝基材为3003铝。蜂窝有限元模型选用随动塑性材料模型，不考虑应变率效应，3003铝材料参数如表1所示。为与实物试验场景一致，有限元模型中蜂窝上下为刚性平板，两平板与蜂窝的接触使用*AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE，使用静动摩擦因数分别为0.2和0.15。蜂窝的自接触使用*AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE，对应静动摩擦因数同上。

图2 蜂窝准静态试验及有限元模型Fig. 2 Quasi-static test and finite element model of honeycomb

表1 3003铝和胶合板材料参数[13]Table 1 Material parameters of Al3003 and plywood

为了评价网格的收敛性，蜂窝应离散成不同网格大小进行结果比对。由于蜂窝结构的面外压缩主要是胞壁在T方向上的屈曲和折叠变形，网格离散尺度因子越小，计算结果越收敛于实际值，研究结论表明面外压缩的最佳离散因子值为0.125[14]，即T方向的网格尺寸为5 mm×0.125 mm。而对于面内压缩，主要变形为胞壁的屈曲和沿塑性铰的转动，其离散尺度可以适当放大。所以考虑离散因子分别为0.5，0.33和0.2，即蜂窝网格尺寸为2.5，1.67和1.00 mm。

实物试验和仿真的压缩位移-力曲线结果如图3(a)所示。对于试验结果，当蜂窝压缩量为10 mm左右时，压缩力没有出现初始峰值力。压缩力在蜂窝被压缩到70 mm之前逐渐增加，平台力约为170 N。对于不同网格离散度的仿真结果，随着网格尺寸的增大，初始峰值力越来越明显，然后，压缩力下降到一个缓慢增加的平台区，平台力水平也约为170 N。这其实也很容易解释，胞壁上网格数量越少，胞壁在面内方向上越难发生屈曲，导致峰值力随着网格数量的减少而愈加明显。待大部分内壁发生屈曲后，内壁变形变为沿蜂窝胞壁交界线(即塑性铰)的转动直至与前一层堆叠，此时蜂窝变形受边长上网格数量的影响就减弱了，因此平台段压缩力与实物试验相差不大。图3(b)为力位移曲线积分得到的能量-位移曲线，可以看到网格离散度为0.50时吸收能量较试验值多，离散度为0.33和0.25时与试验结果吻合情况较好。

图3 蜂窝准静态压缩试验与不同离散度仿真结果比较Fig. 3 Comparison of honeycomb quasi-static compression test and simulation results with different discrete factors

考虑力和能量情况，0.50离散度的结果表现出初始峰值力过大，压实比明显提前和能量明显偏高，因此不宜选用；而0.33或0.25的离散度结果均与试验结果较好吻合。

1.3 蜂窝体面内动态冲击验证

这里通过用落锤撞击U型钢板(模拟人胸部)引导蜂窝产生面内局部压缩的面内动态冲击试验来验证蜂窝数值模型。蜂窝规格L×W×T为250 mm×650 mm×100 mm，胞元尺寸h=l=5 mm，t=0.08 mm，θ=30°，使用3003铝，考虑材料应变率效应，材料参数如表1所示。落锤重43 kg，离钢板高0.8 m。使用全尺寸方法建立蜂窝有限元模型，试验场景与准静态试验相同，蜂窝网格大小分别为1.67 mm和1.00 mm。

图4时间序列图显示了从0.41 s到0.49 s的蜂窝动态冲击试验和仿真变形情况，反映的蜂窝变形情况与试验对应时间的变形情况基本一致，最后蜂窝纵向面内压缩程度和两侧翘起也基本一致。

图4 蜂窝面内动态冲击试验和仿真结果对比Fig. 4 Comparison of in-plane dynamic impact test and simulation results of honeycomb

如图5(a)所示，撞击开始时，试验、网格离散度为0.25仿真和网格离散度为0.33仿真结果分别出现了3 400，3 900和4 500 N的初始峰值力，这与准静态仿真的结果一致，网格越小初始峰值力越小，越接近试验值。平台段，试验结果在2 000 N附近震荡，随着压缩程度的加大，平台力缓慢上升。仿真结果平台力水平和趋势都与试验大致相同，但平台力的震荡程度小于试验结果。从图5(b)能量曲线可以得知仿真与试验能量都从0线性增加至350 J左右，仿真能量结果都略高于试验能量结果。最终的蜂窝塑性变形能为350 J，落锤的重力势能在撞击过程中全部耗散，蜂窝压缩比例约为65.6%。

图5 蜂窝动态冲击试验与不同离散度仿真结果比较Fig. 5 Comparison of honeycomb dynamic impact test and simulation results with different discrete factors

表2比较了2种网格离散度下蜂窝结构网格规模和计算时间，可以比较得胞元方向划分3个与4个网格时，网格规模增加0.8倍，但计算时间增加了1.6倍，而这2种离散度下动态冲击仿真结果都与试验结果较好吻合，因此结合精度和计算效率，本文选择离散度为0.33进行下一步的仿真分析。

表2 不同网格离散度的蜂窝模型网格规模和计算时间Table 2 Honeycomb model size and computation time ofmodels with different mesh discrete factors

2 客车内饰和乘员有限元模型

2.1 内饰有限元模型

使用Hypermesh建立内饰有限元模型。双壁厚蜂窝的胞元尺寸为h(=l)×t=4 mm×0.08 mm，离散度0.33，网格大小为1.33 mm。蒙皮厚度0.16 mm，网格尺寸为2 mm。使用*CONTACT_ TIED_NODES_TO_SURFACE模拟蜂窝与蒙皮的黏接。黏接失效在这次的仿真中不予考虑，原因是蒙皮厚度和蜂窝壁厚都非常小，而由于黏接的胶瘤接触面积较大、黏接剂黏性较强，在黏接失效之前蒙皮或蜂窝便已撕裂[13]。蜂窝基材和蒙皮均为3003铝，使用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC材料卡片，材料参数如表1所示，考虑应变率作用。蜂窝和蒙皮单独定义*CONATCT_SINGLE_AUTOMATIC单面接触。

框架使用厚度为4 mm的钢材，材料卡片为*MAT_PLASTIC，材料参数如表1所示。框架两端与车体侧墙、地板使用*CONSTRAINED_EXTRA_NODES。支撑腿和侧墙使用*MAT_RIGID材料，限制除X方向(运动方向)平动外所有自由度。泡沫纤维坐垫使用*MAT_LOW_DENSITY_FORM材料模型。内饰单独施加美国Volpe中心建议的三角形8g-250 ms减速波形作为列车碰撞时的减速度。

2.2 假人有限元模型与损伤评价

假人采用LSTC公司提供的标准50th半刚性坐姿假人模型，并由NASA验证了该假人模型具有良好的损伤预测能力[15]。使用*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFSCE定义假人与内饰接触，使用*CONTACT_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE定义假人自接触，建立的有限元模型如图1所示。

根据GM/RT 2100和APTA PR-CS-S-018-13的规定，在任意3 ms内胸部合成加速度平均值A不得超过60g，胸部压缩量THCC不得超过63 mm，综合胸部指数(CTI)不得超过1.0。CTI计算如式(1)所示。Aint为90g，Dint为103 mm。

胸部的主要器官是由软组织构成的。生物力学研究表明，胸部速率敏感性变形主要引起软组织损伤，黏性判据VC考虑了速度的影响。VC主要用于评价软组织在高速冲击下的损伤情况，可以较好地预测软组织相关损伤。VC计算如式(2)。V(t)为瞬时胸部压缩速度，m/s，D(t)为瞬时胸部压缩量。

本文中使用的假人模型没有腹部损伤输出。因此，使用接触力间接测量伤情。研究[15]得出结论，当撞击力小于2 250Ibf(10 kN)，所有胸部和腹部的损伤都在限制值范围内。因此，通过考虑假人与桌子之间的接触力来评估腹部损伤，其极限值为10 kN。

头部损伤准则(HIC)是头部最常用的损伤准则。但是，HIC仅用于评价头部线性运动导致的颅骨骨折和集中性脑损伤。而头部在较大角加速度的作用下会使不同质量的颅内灰白质之间产生剪应力而造成神经轴索断裂和血管的损伤，又称弥散性轴索损伤。因此只考虑HIC是不够的，所以本文增加考虑头部旋转角加速度的损伤评价。Newman于1986年提出颅脑损伤通用加速度模型GAMBIT[16]，如式(5)所示。am为头部线性运动合成加速度，g；αm为头部合成角加速度，rad/s2。GAMBIT安全值应小于1.0。

颈部损伤指标(Nij)在任何时间均不得超过1.0，Nij的计算如公式(5)。

当颈部处于受拉状态时，FZC为6 806 N；

当颈部处于受压状态时，FZC为6 160 N；.

当颈部处于向前弯曲状态时，MYC为310 Nm；

当颈部处于向后伸展状态时，MYC为135 Nm。

另外，颈部轴向拉伸峰值力不应超过4 170 N，轴向压缩峰值力不应超过4 000 N。

3 结果和讨论

3.1 吸能桌承载性能校核

为了验证餐桌承载重物和正常磕碰时不会产生明显的塑性变形，保证餐桌发挥被动防护性能，有必要对餐桌进行承载强度校核。根据GM/RT 2100标准规定，1 000 N垂向均布载荷施加在上表面127 mm×127 mm矩形区域，1 500 N纵向均布载荷施加在后表面203 mm×80 mm矩形区域，桌子均不得产生明显的永久变形。

本文校核了蜂窝胞元壁厚为0.09 mm，蒙皮厚度为0.18 mm的吸能桌承载后变形情况。如图6(a)，施加垂向均布载荷后，餐桌产生了1.662 mm的塑性变形，相对桌面T方向厚度80 mm，变形比例2.1%，变形不明显；如图6(b)，施加纵向均布载荷后，餐桌产生了1.418 mm的塑性变形，相对桌面L方向长度320 mm，变形比例0.44%，变形也不明显。所以，胞元壁厚为0.09 mm或更大，蒙皮厚度为0.18 mm或更大的餐桌强度校核满足标准规定，因此可用于后文的餐桌被动安全防护性能研究。

图6 吸能桌桌承载强度仿真结果Fig. 6 Table bearing strength simulation results

3.2 吸能桌被动安全防护性能验证

图7展示了假人与现有木质餐桌(材料参数如表1)和吸能桌撞击时的姿态响应情况，分别对应为a假人和b假人。对于a假人，0.15 s时，胸部受到剧烈挤压，0.20 s时，躯干呈C型绕接触点逆时针转动，0.25 s时，桌面反弹分离并与座椅发生3次碰撞，0.30 s时，颈部后向弯曲严重。因此，a假人在碰撞中胸部、腹部、颈部甚至脊柱可能受到致命损伤，这与调查[9]统计结果一致。对于b假人，0.15 s时，在餐桌蜂窝夹层结构的吸能缓冲作用下姿态没有发生较大的变化，0.20 s时，假人躯干发生C型弯曲，但是没有发生转动，0.25 s时，躯干绕接触点缓慢顺时针转动，0.30 s时，下肢着地，上半身在重力作用下趴向桌面。总的来看，a假人与b假人的运动姿态响应差异明显。前者在撞击开始后胸部变形更快，更明显，同时躯干迅速蜷曲。b假人则在蜂窝夹层结构压缩缓冲吸能防护作用下，一直保持向前运动，直至内饰停止运动后脚掌着地，上肢匍匐在桌面上，避免了与其他内饰发生多次碰撞。

图7 假人撞击现有餐桌和吸能桌的运动姿态对比Fig. 7 Comparison of motion diagram of dummy impact on existing dining table and energy absorption table

表3比较了现有餐桌和吸能餐桌对乘员造成的损伤情况。对于现有餐桌，除胸部加速度和颈部指标外，其余指标都显著超过极限值；而对于吸能桌，除撞击力超标，其余损伤指标伤害都在安全范围内。因此，采用可压溃蜂窝夹层结构吸能桌能有效地保护乘员在撞击中免受严重伤害。

表3 假人与现有桌和吸能桌撞击后损伤对比Table 3 Comparison of injury values of dummy impact on existing table and energy absorption table

3.3 餐桌防护性能的影响因素分析

在餐桌强度校核结果基础上，考虑假人与不同的胞元厚度t1和蒙皮厚度t2的吸能桌撞击后的胸部压缩、接触力和蜂窝夹层结构变形情况，探究t1和t2这2个因素对吸能桌防护性能的影响。

3.3.1 蜂窝胞元壁厚影响分析

图8表示蒙皮厚度t2为0.22 mm时，胞元厚度变化对撞击力和假人胸部压缩量的影响。对于图8(a)撞击力-时间曲线，可以看到由于蜂窝夹层结构的有序逐级压溃，撞击力均出现了上下震荡、多峰、峰值越来越大的规律，撞击力水平随着胞元厚度的增加而增加。胞元厚度为0.09 mm时蜂窝夹层结构在撞击结束前出现了相比于之前的峰值大得多的峰值，结合图9蜂窝的变形情况，可以得知蜂窝夹层结构进入了压实段导致撞击力水平的激增，其他厚度的夹层结构没有压实而出现出现撞击力激增。但是，当胞元厚度为0.12 mm时，撞击力水平明显提高，部分峰值也超过极限值10 000 N，证明假人腹部有可能遭受严重损伤，因此胞元厚度取值0.10 mm和0.11 mm较为适宜。对于图8(b)胸部压缩量曲线，可以明显看到胞元厚度为0.09 mm时胸部压缩量曲线也是出现了激增曲线段，对应前面的分析是由于蜂窝夹层结构压实导致的。另外，撞击开始至结构还未压实前，胸部压缩量的增加速率随着胞元厚度的增加而加快，除0.09 mm胞元厚度，峰值出现的时间随着胞元厚度的增加而稍有提前。

图8 假人与不同蜂窝壁厚的吸能桌撞击时力与胸部压缩量对比Fig. 8 Comparison of injury values between with energy absorption table of different honeycomb wall thickness impact with dummy

图9 不同蜂窝壁厚的夹层结构最终变形Fig. 9 Final deformation of sandwich structure with different honeycomb wall thickness

3.3.2 蒙皮厚度影响分析

图10表示蜂窝胞元厚度t1为0.10 mm时，蒙皮厚度变化对撞击力和胸部压缩量的影响。对于图10(a)撞击力-时间曲线，同样可以看到撞击力也出现了上下震动、多峰、峰值越来越大的规律，但是撞击力水平随着蒙皮厚度增加的提升并不明显。从图11所示夹层结构的最终变形图可以看出，蒙皮厚度为0.18 mm和0.20 mm时夹层结构最终压实，导致撞击力在最后均突增至10 000 N左右。从图10(b)胸部压缩量-时间曲线可以看出，蒙皮厚度为0.18 mm和0.20 mm时，胸部压缩量曲线均出现了激增段，最软的结构最终产生了最大的胸部压缩量，分别达到了49.10 mm和45.54 mm。同样，在夹层结构均未压实之前，胸部压缩量的增加速率随着蒙皮厚度的增加而增加。