高强钢A588-A作为碰撞吸能盒材料的可行性研究

Feasibility Study on High Strength Alloy A588-A as a Material of Crush Box

摘要

为验证高强钢A588-A作为碰撞吸能盒材料的可行性，在分析高强钢A588-A材料特性的基础上，根据美标要求制作高强钢A588-A材料的拉伸试样，进行准静态拉伸试验，建立有限元模型并进行仿真计算，获取其准确的力学性能；建立高强钢A588-A吸能盒单件和组件的三维模型和有限元模型，对吸能盒组件进行模拟碰撞仿真计算，并与实物碰撞试验进行对比。结果表明：由高强钢A588-A为基材的吸能盒组件具有优良的耐撞性能，33 km · h^-1冲击速度下的吸能量达2.06 MJ，可作为高速、重载轨道车辆吸能盒的首选材料；模拟碰撞仿真计算结果和实物碰撞试验结果具有高度的匹配性，可通过模拟碰撞仿真对设计方案进行有效的验证。

Abstract

In order to verify the feasibility of high strength alloy A588-A as a crush box material, based on the analysis of the material characteristics of high strength alloy A588-A, tensile samples of high strength alloy A588-A were made according to the requirements of American standard, and quasi-static tests were carried out. The finite element models were built and the simulation calculation was carried out, to acquire the accurate mechanics characteristics. The finite element model of high strength alloy A588-A specimen and the three-dimensional model and finite element model of the components and assemblies of the crush box were built. The simulation calculation of the crash box was carried out, and the comparison was made with the physical crash test. The results show that the crush box made of high strength alloy A588-A as the material has excellent crashworthiness performance: the absorbed energy is up to 2.06 MJ at the crash speed of 33 km · h^-1, and high strength alloy A588-A can be used as the preferred material for crush boxes of high-speed and heavy-haul rail vehicles. The simulation results of crash simulation highly match with results of the physical crash test, and the design scheme can be effectively verified with crash simulation

Graphical abstract

关键词

高强钢A588-A材料 / 吸能盒 / 碰撞性能 / 仿真 / 试验 / 可行性研究

Key words

High strength alloy A588-A material / Crush box / Crashworthiness / Simulation / Test / Feasibility research

轨道交通车辆的碰撞安全技术日益得到更加深入的研究和广泛的应用。对车辆进行耐碰撞设计，最大限度地减少司乘人员在列车事故中的伤亡，已经成为轨道交通车辆相关的重要研究课题。

姚松和田红旗采用数值计算方法研究几种典型薄壁结构在撞击时的变形模式和力学特性，研究结果表明该结构具有较好的力学特性和稳定的变形模式^［1］。卢毓江等^［2］建立包括轨道子系统、轮轨关系子系统、车钩缓冲器-防爬器子系统以及车辆子系统的纵向-垂向碰撞动力学模型，采用数值积分法进行时域求解，将数值求解结果与有限元仿真和试验结果对比，验证列车纵向-垂向碰撞动力学耦合模型的正确性。李松晏等^［3］运用LS-DYNA软件模拟高速列车头车碰撞刚性墙的冲击过程，对牵引梁结构进行改进，并对4种优化设计方案进行数值模拟，发现采用大的圆角半径的厚管并填充泡沫铝的方案改进效果最明显。杜秋男^［4］以某新型无人驾驶列车为研究载体，以列车耐撞性为研究目标，采用数值仿真分析方法对该车辆的耐撞性进行评估，结果表明车辆的碰撞吸能装置能够满足25 km · h^-1碰撞速度的要求。邢杰等^［5］提出一种新型的防撞柱结构，并进行有限元分析和样车试验，结果表明防撞柱结构的变形响应稳定且没有撕裂，达到了试验预期。尚昱煌等^6］设计一种具有锥度和内嵌隔板的矩形管，将其与传统矩形管进行对比计算分析和试验验证，结果表明双内嵌隔板式矩形管的耐撞性优于传统矩形管。许平等^［7］设计一种方锥式防爬吸能结构，基于多目标遗传优化算法建立8辆编组列车碰撞纵向多体动力学模型，分析吸能结构配置不同动力学参数时对列车耐撞性能的影响，提出以头车吸能量和列车总体加速度为车体端部耐撞性评价指标。上述研究主要集中在吸能结构的设计和模拟仿真方法上，而对吸能结构的材料选择和碰撞性能的研究相对较少，而吸能结构的材质也是影响轨道车辆耐撞性能的关键因素。

本文以基本原材料为高强钢A588-A^［8］的方锥式吸能盒为研究对象，通过材料的拉伸试验、试样的准静态测试以及相应的仿真和试验验证，研究高强钢A588-A作为原材料时方锥式吸能盒的耐撞性能。

1 高强钢A588-A材料特性

高强钢A588-A是一种符合美国标准ASTM A588/A588M—2015《高强度低合金结构钢4英寸（100 mm）厚屈服点最小为50 ksi（345 MPa）》^［8］的低合金高强度耐候结构钢，广泛应用于桥梁、钢结构厂房以及大型机械等领域，其化学成分和机械特性分别见表1和表2。

高强钢A588-A的主要特点如下：

（1）具有较高的机械强度和延展性；

（2）通过加入Cu，P，Cr和Ni等成分进行合金化，能够在金属基体表面形成保护层，具有优异的耐腐蚀性。

尽管高强钢A588-A的上述性能使其具备作为吸能盒原材料的条件，但是其耐撞性能仍需要通过相应的仿真和试验进行验证。

2 高强钢A588-A材料模型建立

2.1　准静态力学性能测试

为后续碰撞仿真时建立准确的材料结构模型，须获取高强钢A588-A准确的力学性能，尤其是非线性应力应变特性。选取厚度分别为3，5，15和20 mm的板材，再分别沿与板材轧制方向成0°，45°和90°的取样角度、按照标准ASTM E8/E8M-08和ASTM A370-17^［9-10］规定的尺寸制成3种规格的试样，采用INSTRON 5985型静态拉力试验机进行准静态力学性能试验。为获得准确的数据，每种试样制作5个，取每组数据的平均值。测得的不同厚度试样力学特性测试数据见表3。

从表3可以看出：高强钢A588-A的弹性模量随材料厚度变化的波动较轻微，工程应用时可以忽略不计，视为材料的固有特性；屈服强度和拉伸强度随材料厚度的增加逐渐降低而延展性逐渐增加，这主要是与厚板材的成型工艺有关，即板材越厚，成型工艺越差，板材中部的组织致密性越差，这与材料本身的特性无关；不同取样角度下材料的力学特性差异较轻微，工程应用时可以忽略不计，视为各向同性材料。

由于试样横截面在试验过程中变化较大，在接近失效时应力迅速下降，材料的机械性能随之降低。而实际上，材料发生缩颈时产生了加工硬化，其应力随横截面的缩小而增加。因此，测试结果并不能真实反映材料的应力和应变状态，可以通过式（1）和式（2）进行修正，得到材料在缩颈之后的真实应力-应变曲线，以便对材料构建有限元模型并进行计算分析。

{\sigma }_{\mathrm{T}}={\sigma }_{\mathrm{E}}(\mathrm{1}+{\epsilon }_{\mathrm{E}})（1）

{\epsilon }_{\mathrm{T}}=\mathrm{l}\mathrm{n}(\mathrm{1}+{\epsilon }_{\mathrm{E}})（2）

式中：{\sigma }_{\mathrm{E}}为测试所得材料的工程应力；{\epsilon }_{\mathrm{E}}测试所得材料的工程应变；{\sigma }_{\mathrm{T}}为材料的真实应力；{\epsilon }_{\mathrm{T}}为材料的真实应变。

通过式（1）和式（2）计算得到的不同厚度A588试样的真实应力-应变曲线分别如图1所示。这些真实应力-应变曲线将用于吸能盒单件及其组件的仿真计算。

2.2　材料有限元模型建立

采用4节点矩形壳单元建立高强钢A588-A材料试样的有限元模型。仿真计算时，将其划分为边长约1 mm的3 428个单元格，并将模型的一端固定，另一端采用恒定速度拉动。为确保后续仿真计算的有效性，将准静态测试获得的应力-应变曲线输入到PAM-CRASH软件中，重复多次进行拉伸模拟计算，并与准静态测试的结果进行对比。必要时，对测试获得的材料试验数据进行适当的调整，如对局部加工硬化后的材料性能数据进行外推，使仿真结果与试验结果具有良好的匹配性。

不同板材厚度高强钢A588-A试样仿真与试验的失效位置和形状对比如图2所示，仿真和试验获得的材料拉力-时间曲线对比结果如图3所示。

从图2可以看出：仿真计算获得的材料试样失效位置、断裂形式与试验结果基本保持一致。

从图3可以看出：仿真计算获得的材料试样拉力-时间曲线与试验结果具有较高的吻合度；由于试验过程中存在一定的偶然性，仿真计算结果无法与试验结果完全保持一致，但试验和仿真结果充分说明，构建的高强钢A588-A材料参数和有限元模型可以较为准确地模拟实物试验，证明了高强钢A588-A材料的有限元模型的有效性和准确性。

3 吸能盒模型的建立

以往研究表明，双锥度内嵌隔板矩形管在准静态轴向压缩下呈现规律且稳定的变形，吸能量和比吸能均更高，具有较为理想的耐撞性响应和耐撞性能^［6］。根据车辆的结构和碰撞吸能量要求，设计如图4所示的3种不同板材厚度和结构形式的吸能盒，它们的材质及板材厚度见表4。

从图4和表4可以看出：3种吸能盒在几何形状、材料厚度和隔板焊缝厚度方面存在一定的差异。

由之前的仿真和试验发现，在没有导向管的情况下吸能盒组件将出现偏载的情况，导致吸能盒不能被均匀压缩、吸能量下降。因此，研究时在类型3吸能盒中增加了导向管，并根据之前的研究成果^［11］，在该类型吸能盒的前端增加了防爬器。吸能盒组件结构如图5所示。

4 吸能盒组件的仿真计算

为验证吸能盒组件的耐撞性能，结合后续试验工况建立了如图6所示的2种吸能组件的滑车碰撞仿真模型^［12］。其中，司机室端吸能盒和防爬器采用壳单元模拟，导向管、套筒及其连接附件采用实体单元模拟。为减少计算时间并保证计算精度，单个网格边长约为8 mm。导向管和套筒间的摩擦系数设置为0.1。对滑车模型的横向和垂向运动进行约束，仅允许其沿纵向运动。根据期望获得的冲击能量对滑车赋予一定的质量和初始速度，并将冲击墙建模成1个特定布局了负载单元的大冲击板。司机室端和非司机室端吸能结构设定的初始速度分别为33.4和20.1 km · h^-1。

吸能量是衡量吸能盒结构设计合理性的关键指标，可以通过试验模型动能变化计算获得，为

E_{\mathrm{a}}=E_{\mathrm{0}}-E_{\mathrm{f}}（3）

其中，

E_{\mathrm{0}}=\frac{\mathrm{1}}{\mathrm{2}}m{v}_{\mathrm{0}}

E_{\mathrm{f}}=\frac{\mathrm{1}}{\mathrm{2}}m{v}_{\mathrm{f}}

式中：E_{\mathrm{a}}为吸能量；E_{\mathrm{0}}为初始动能；E_{\mathrm{f}}为碰撞后的动能；m为吸能盒组件的质量；v_{\mathrm{0}}为初始速度；v_{\mathrm{f}}为碰撞后的速度。

另外，吸能量E_{\mathrm{a}}也可以通过压缩过程中的冲击力-位移曲线积分得出，为

E_{\mathrm{a}}={\int }_{\mathrm{0}}^{t}F(t)\mathrm{d}s（4）

式中：F(t)为瞬态冲击力，为瞬态位移s的函数；t为冲击时间。

平均冲击力F_{\mathrm{m}}通过吸能盒组件的吸能量E_{\mathrm{a}}除以压缩行程s得到，为

F_{\mathrm{m}}=\frac{E_a}{s}（5）

除了吸能量之外，吸能盒在碰撞发生后应能实现顺序、逐级变形，且在规定的变形量范围内达到规定的吸能量。吸能盒组件滑车碰撞仿真计算评判标准见表5。

司机室端吸能盒组件冲击力、吸能量与位移的仿真曲线如图7所示。从图7可以看出：吸能盒受到的最大冲击力达8 MN，最大位移为476 mm，最大吸能量为2.1 MJ，符合设计要求。

司机室端吸能盒组件压缩速度和顺序以及最大残余塑性应变仿真结果分别如图8和图9所示。从图8可以看出：吸能盒从第1个吸能腔向后逐级压缩，符合设计要求。从图9可以看出：最大残余应力发生在吸能腔压缩后形成的褶皱边沿。

非司机室端吸能盒组件冲击力、冲击能量与位移的仿真曲线分别如图12所示。从图12可以看出：吸能盒受到的最大冲击力为4 MN，最大位移为343 mm，最大吸能量为0.78 MJ，符合设计要求。

非司机室端吸能盒组件压缩速度和顺序以及最大残余塑性应变的仿真结果分别如图11和图12所示。从图11可以看出：吸能盒从第1个吸能腔向后逐级压缩，符合设计要求。从图12可以看出：最大残余应力发生在吸能腔压缩后形成的褶皱边沿；需要特别说明的是，此区域底架边梁的结构强度相比较于图5（b）所示的4个吸能盒而言是可以忽略的。

5 吸能盒组件的试验验证

为验证吸能盒组件的性能是否满足设计要求，对司机室端和非司机室端的吸能盒组件进行冲击试验。安装在试验台架上的吸能盒组件如图13所示。

试验装置由刚性墙、吸能盒组件、滑车以及高速摄像机、测力传感器、加速度传感器、激光速度捕捉器和数据采集仪等多种测试仪器组成。测力传感器固定在刚性墙上，实时采集吸能盒组件受到的压力；高速摄像机从不同方向记录初始速度、位移等试验数据，所有的高速摄像机通过设置在滑道上的带状开关进行同步；沿滑车纵向对称布置9个单向加速度传感器，实时记录滑车的速度。数据采集仪用于接收加速度传感器和测力传感器的实时数据；滑道旁的激光速度捕捉器用于记录滑车碰撞前的实时速度，再将该速度与高速摄像机采集到的速度进行对比分析。

按照设计要求，赋予滑车一定的质量和初始速度，以达到期望的吸能盒组件吸能量。吸能盒组件滑车试验的初始条件见表6，试验的评判标准见表7。

司机室端和非司机室端的吸能盒仿真与试验结果分别如图14和图15所示。从图14和图15可以看出：试验结果与仿真结果具有高度的吻合度；试验结束后，吸能盒组件和滑车固定牢固。

试验过程中，吸能盒为逐级顺序压缩，符合设计要求。

吸能盒组件滑车试验评判结果见表8。从表6和表8对比看出：试验后吸能盒组件吸能量、平均冲击力与仿真结果的偏差不超过10%。

司机室端和非司机室端冲击力、能量与位移曲线分别如图16和图17所示。从图16和图17可以看出：试验结果与仿真结果具有较高的吻合度；司机室端吸能盒组件的仿真与试验结果偏差较大，主要原因是导向管在冲击结束时马上就停止运动了，根据加速度计算冲击力时未考虑导向管的质量（约680 kg）。

吸能盒组件在试验结束后也出现了少量的如图18所示的局部裂纹。但这些裂纹并未导致吸能性能的大幅下降、焊缝开裂以及结构整体性破坏，且这些裂纹的长度横向未超过周长的25%、纵向未超过总长度的33%，符合试验设计要求。

6 结语

通过仿真和试验对高强钢A588-A材料的力学性能进行了研究，试验数据显示材料的拉伸强度会随着厚度的增加而增加，主要与材料加工的工艺性有关，而与材料本身的特性无关，在应用时可以不用考虑材料的成形方向；材料模型的准确性直接决定着仿真计算结果的正确性和准确性，在进行仿真试验之前，对材料进行必要的物理性能试验是必要的。

通过仿真和试验对高强钢A588-A对吸能盒组件进行了研究，为保证碰撞发生时不发生偏载造成吸能结构不能发挥最大能力，导向结构是必要的。试验过程中出现的轻微偏差需要进行科学的分析，标准范围内的偏差是可以接受的；在保证材料建模精度的情况下，模拟仿真可以代替实物试验对设计方案进行验证，以节省大量的工程周期和成本。

高强钢A588-A是各向同性材料，具有优异的耐撞性能，可以作为高速、重载轨道车辆吸能盒的材料。

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基金资助

河北省重大科技成果转化专项项目(180422102)