高速列車車體強度計算方法對比分析

吳 丹，商躍進，王 紅，郭富強

（蘭州交通大學 機電工程學院，甘肅蘭州730070）

高速列車車體強度的分析方法一般有兩種：①按照已制定的規范確定車體的載荷工況，并運用有限元法進行車體的強度分析；②試驗分析方法。因此，對高速列車車體強度設計標準以及試驗規范的研究已成為高速列車發展中的重要組成部分。目前，高速列車在我國尚處于消化、吸收、再創新階段，對高速列車車體強度設計的評定標準僅有《200km／h及以上速度級鐵道車輛強度設計試驗鑒定暫行規定》［1］。因此，本文以國內某型高速列車的車體為例，比較分析國內外高速列車車體強度規范中的計算方法，并運用有限元法對車體結構進行仿真分析。通過對比分析，為制定更符合本國鐵路特色的車體強度計算方面提供一些建議。

1 規范中的計算方法對比分析

1.1 垂向最大運轉載荷的對比分析

我國高速列車車體強度計算主要參考的典型國內外強度規范有日本高速客車車體設計通則JIS E7106［2］、歐洲鐵路聯盟制定的 EN12663［3］及我國制定的《200km／h及以上速度級鐵道車輛強度設計試驗鑒定暫行規定》（以下簡稱《暫行規定》）。通過對比以上3種規范，關于垂向運轉載荷的規定基本一致，只是JIS E7106標準中規定，加載到車體垂向的最大運轉載荷要根據運行中的振動情況來考慮，如果車體的二系懸掛裝置采用空氣彈簧裝置，則最大運轉載荷為1.1×g×（m1＋m2），如果采用金屬彈簧為車體的二系懸掛裝置，則最大運轉載荷和EN12663中規定的一樣均為1.3×g×（m1＋m2）。《暫行規定》中將最大運轉載荷取值為1.2×g×（m1＋m2）。（m1是整備狀態下車體的質量；m2是最大有效載荷。）

通過對比分析可知：①JIS E7106在充分考慮了空氣彈簧較金屬彈簧能更好的吸收振動等優點，從而將因輪軌間沖擊和車輛簧上振動而產生的垂向動載荷降為0.1×g×（m1＋m2）這一點是很合理的；②《暫行規定》中說明運用狀態的載荷可能導致材質疲勞，所以將最大運轉載荷降為1.2×g×（m1＋m2）這一點是否滿足設計要求，能否像JIS E7106那樣根據二系懸掛裝置的不同而分開考慮，這些都需要通過試驗和實測證明。

1.2 頂車載荷的對比分析

歐盟標準EN12663中對頂車載荷的規定有兩種：①在指定架車位的一端提升車輛（2點支撐），其載荷為1.1×g×（m1＋m3）；②在指定架車位提升整車（4點支撐），其載荷為1.1×g×（m1＋2×m3）。日本標準JIS E7106中對頂車載荷的規定是3點支撐。我國《暫行規定》中對頂車載荷的規定有2種：①以一端轉向架為支點，在車體另一端頂車位將車體連同該端的轉向架一起頂起（2點支撐），此時垂向載荷為g×（m1＋m3）；②在車體兩端頂車位同時頂起整個車體（4點支撐），應考慮不均衡因素（3點支撐），此時垂向載荷為g×m4。（m3轉向架質量；m4空車車體質量。）

通過對比分析可見：各規范對頂車載荷的規定有很大差異，事實上，在車輛新造和維護時，在用千斤頂頂起車體的作業中，如果千斤頂的伸縮不同步，車體就會處于3點支承狀態。如果采用的是以小扭轉剛度為特點的結構體時，3點支承狀態將會產生永久變形，所以，頂車載荷工況應將2點支撐、3點支撐、4點支撐都考慮在內。

1.3 縱向載荷的對比分析

通過對比歐洲標準EN12663、日本標準JIS E7106以及我國《暫行規定》中關于縱向載荷的規定可以看出：3種規范不僅在縱向載荷工況的選取上有差別，而且取值大小也不同，各標準對縱向載荷的規定如表1所示。

表1 各標準中縱向載荷規定對比表 kN

通過表1的對比分析可見：①日本標準JIS E7106對車鉤區域處的壓縮載荷和拉伸載荷取值較低，并且該規范直接使用了材料的屈服強度作為許用應力，即安全系數為1，所以該標準能否用于評估我國高速列車車體強度值得研究。《暫行規定》和EN12663對車鉤處的壓縮和拉伸載荷的規定基本一致，但是，《暫行規定》中規定的安全系數高達1.5，而EN 12663中規定的安全系數只有1.15，這說明《暫行規定》對車體強度的設計要求最高，相應的設計成本也就最大。但是，考慮到我國在設計制造以及工藝材質方面與國外仍有差距，所以《暫行規定》中的規定還是比較合理的；②端墻區域的壓縮載荷主要考慮列車沖撞情況下車體的強度和穩定性問題，JIS E7106對端墻區域的壓縮載荷沒有明確規定，只說需和用戶商定。《暫行規定》和EN12663對端墻區域的縱向壓縮載荷的規定基本一致，只是EN12663中多了一條作用在端墻上距地板面150mm處400kN的壓縮載荷工況。

1.4 扭轉載荷的對比分析

由于線路的不平順、車輛制造的幾何誤差等原因，都會導致運行中的車體產生扭轉變形。《暫行規定》中對扭轉載荷的規定是車體的扭轉載荷取為40kN·m；JIS E7106中對扭轉載荷的規定是在保證不使某側的彈簧裝置轉動的情況下，作用于其他側彈簧部分的扭轉載荷為40kN·m。EN12663中并沒有明確規定扭轉載荷，只說需和用戶商定。

通過對比分析可知：①JIS E7106和《暫行規定》中對扭轉載荷的規定一致；②車體扭轉對車輛運行中的強度影響很大，所以應該在車體強度規范中明確規定扭轉載荷工況。

1.5 組合工況的對比分析

歐洲標準EN12663和日本設計通則JIS E7106中對組合工況的規定都是車鉤縱向壓縮／拉伸載荷與最大垂向載荷以及車鉤縱向壓縮／拉伸載荷與垂直載荷，其載荷疊加情況如表2和表3所示。我國《暫行規定》與歐洲標準和日本標準在組合工況的選取上有所不同，規定組合工況為車鉤縱向壓縮／拉伸載荷與垂向最大載荷的1.3倍進行組合。

表2 EN12663規定的組合工況

表3 JIS E7106規定的組合工況

2 疲勞強度評定方法

根據ORE B12／RP17研究報告給出的結構疲勞評定方法：結構產生疲勞裂紋的方向與最大主應力方向相互垂直，計算節點的三向主應力值及方向余弦，從而確定節點在不同載荷工況作用下的最大和最小主應力值，并按下式計算節點的平均應力和應力幅，最后根據修正的Goodman疲勞極限圖對結構進行疲勞強度評估［4］。

3 算例

本文以國內某型動車拖車車體結構為研究對象，用上述不同規范下的計算載荷工況和疲勞強度評定方法對車體結構進行強度分析。

3.1 靜強度對比分析

在不同規范下車體的von Mises最大等效應力值如表4所示。

對上述14種載荷工況的計算分析可以看出：①車體在14種載荷工況作用下，其von Mises應力值均小于材料的許用應力，車體滿足靜強度要求；②在施加端墻區域內的3種壓縮載荷時，車體的安全系數不是很高，所以車體強度設計中應考慮這3種工況；③組合工況中壓縮力與垂向載荷工況下產生的應力高于壓縮力與最大垂向載荷工況下產生的應力值；④組合工況中拉伸力與最大垂向載荷工況下產生的應力高于拉伸力與垂向載荷工況下產生的應力值。

3.2 疲勞強度對比分析

ENl2663中規定，車體在進行疲勞強度分析時施加的載荷為：垂向加速度 （1±0.25）g、橫向加速度（±0.2）g；JIS E7106和《暫行規定》中對車體疲勞強度的評估尚未明確指出。

本文通過兩種方法來評定車體的疲勞強度：①根據ENl2663給出的疲勞載荷工況，計算出應力集中部位的3個主應力值的大小及方向余弦，再根據ORE疲勞評定方法以及修正的Goodman疲勞極限圖對車體進行疲勞強度評估。②選取靜強度分析中的應力最大部位，計算出這些部位的3個主應力值的大小及方向，再根據ORE疲勞評定方法對車體進行疲勞強度評估（見圖1）。

圖1 Goodman疲勞極限圖

圖1所示的結果表明：①從疲勞強度分析中可知，出現最大von Mises應力的節點位置，其最大主應力與對應的許用應力之差較高，并不是結構的危險位置，主要原因是結構的疲勞強度取決于應力循環過程的平均應力和應力幅；②在規定的使用壽命下，所選關鍵點的應力都在允許范圍內，車體結構滿足疲勞強度的使用要求；③車體制造過程中，需對危險區域的焊縫進行加工處理，通過降低由于焊接而引起的應力集中以提高焊縫區的疲勞強度。

4 結論

（1）車體結構強度設計時，應當充分考慮端墻區域的3種壓縮載荷工況。

（2）頂車載荷工況應充分考慮2點支撐、3點支撐及4點支撐。

（3）在車體強度設計時，縱向壓縮載荷與垂向載荷的組合方式應選取縱向壓縮載荷與垂向載荷組合，因為該組合工況下合成應力最大，所以對車體強度安全性的評價更可靠。

（4）在車體強度設計時，縱向拉伸載荷與垂向載荷的組合方式應選取縱向壓縮載荷與垂向最大載荷組合，因為該組合工況下合成應力最大，所以該組合工況評價車體強度安全性更高。

（5）與傳統的靜強度許用應力評定方法相比，ORE B12／RP17可以對結構的疲勞強度余量進行定性分析，并對車體強度儲備不足的區域進行評估。

［1］中華人民共和國鐵道部.200km／h及以上速度級鐵道車輛強度設計及試驗鑒定暫行規定［S］.2001.

［2］日本工業標準協會.鐵道車輛客車車體設計通則［S］.日本：日本規格協會，2006.

［3］European Committee for Standardization.Railway applications Structural requirements of railway vehicle bodies［S］.Britain：Central Secretarial，2000.

［4］米彩盈.鐵道機車車輛結構強度［M］.成都：西南交通大學出版社，2007.

［5］王旭東.地鐵車體結構垂向總載荷和縱向力取值的探討［J］.鐵道機車車輛，2004，24（5）：29－31.