動(dòng)車組鋁合金車體結(jié)構(gòu)剛度協(xié)調(diào)設(shè)計(jì)原則

謝素明，趙建，王成強(qiáng)

(1.大連交通大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院，遼寧 大連 116028； 2.中車長春軌道客車股份有限公司技術(shù)中心，吉林 長春 130062)*

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動(dòng)車組鋁合金車體結(jié)構(gòu)剛度協(xié)調(diào)設(shè)計(jì)原則

謝素明1，趙建1，王成強(qiáng)2

(1.大連交通大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院，遼寧 大連 116028； 2.中車長春軌道客車股份有限公司技術(shù)中心，吉林 長春 130062)*

動(dòng)車組鋁合金車體結(jié)構(gòu)整體剛度和部件剛度決定著其強(qiáng)度、穩(wěn)定性、振動(dòng)品質(zhì)以及疲勞壽命.結(jié)合車體結(jié)構(gòu)和承載特點(diǎn)以及鋁合金焊接的特殊性，分析動(dòng)車組鋁合金車體各種典型斷面的缺口對其抗彎剛度的影響，識別外載荷作用下車體部件的傳力路徑，以及研究位于傳力路徑上部件各方向的剛度不協(xié)調(diào)區(qū)域.以結(jié)構(gòu)剛度協(xié)調(diào)設(shè)計(jì)為出發(fā)點(diǎn)，總結(jié)鋁合金車體主結(jié)構(gòu)開口和端門結(jié)構(gòu)以及型材焊接位置的設(shè)計(jì)原則，為動(dòng)車組鋁合金車體詳細(xì)設(shè)計(jì)提供理論依據(jù).

動(dòng)車組；鋁合金車體；剛度協(xié)調(diào)；設(shè)計(jì)原則

0　引言

高速動(dòng)車組車體整體結(jié)構(gòu)剛度決定著車體整體自振頻率、部件剛度決定著車體強(qiáng)度特性與局部振動(dòng)頻率、部件間剛度協(xié)調(diào)性控制著應(yīng)力集中程度，進(jìn)而決定著車體疲勞壽命[1].與傳統(tǒng)的板梁組合車體結(jié)構(gòu)不同，高速動(dòng)車組鋁合金車體枕梁與底架沒有焊接關(guān)系，枕梁僅與底架邊梁借助螺栓連接，故車體垂向載荷要經(jīng)由底架邊梁通過枕梁傳遞到轉(zhuǎn)向架支撐位置；車體縱向拉、壓載荷通過底架前端一面由連接型材向地板傳遞，一面由邊梁向側(cè)墻傳遞，導(dǎo)致位于車體傳力路徑上的部件應(yīng)力集中現(xiàn)象突出.同時(shí)，車體鋁合金型材的焊接熱影響區(qū)強(qiáng)度遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于母材強(qiáng)度[2]，這些問題已成為高速動(dòng)車組車體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的難點(diǎn).所以，高速動(dòng)車組車體設(shè)計(jì)新方法的研究勢在必行.

目前，對高速動(dòng)車組鋁合金車體結(jié)構(gòu)的研究主要集中在性能方面.白彥超等人分析了CRH3型動(dòng)車組鋁合金車體結(jié)構(gòu)的力學(xué)承載特性，依據(jù)相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)對車體結(jié)構(gòu)進(jìn)行仿真計(jì)算，并結(jié)合靜強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果對車體承載特性進(jìn)行驗(yàn)證[3]；張方濤等人根據(jù)不同評價(jià)方法的相互轉(zhuǎn)化，對整車與部件級結(jié)構(gòu)氣密性能的耦合關(guān)系進(jìn)行了分析研究[4]；沈洪娟等人通過對動(dòng)車組車體牽枕緩焊接接頭的試樣分析，總結(jié)牽枕緩焊縫在實(shí)際生產(chǎn)中可能會(huì)出現(xiàn)的焊接缺陷，并提出控制焊接缺陷的有效方案[5].馬思群等人采用結(jié)構(gòu)應(yīng)力法研究初始焊接缺陷的存在對鋁合金車體焊縫疲勞壽命的影響，并依據(jù)BS EN12663- 1:2010標(biāo)準(zhǔn)中的疲勞載荷預(yù)測了車體關(guān)鍵焊縫的疲勞壽命[6].

現(xiàn)階段我國動(dòng)車組鋁合金車體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)主要參考BS EN12663- 1:2010標(biāo)準(zhǔn)[7]以及國內(nèi)現(xiàn)有的軌道車輛標(biāo)準(zhǔn)TB/T1335— 96[8]、《200 km/h及以上速度級鐵道車輛強(qiáng)度設(shè)計(jì)及試驗(yàn)鑒定暫行規(guī)定》(簡稱暫行規(guī)定).當(dāng)前，車體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的核心內(nèi)容已由曾經(jīng)重點(diǎn)關(guān)注結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和整體剛度及忽視部件間剛度的協(xié)調(diào)，轉(zhuǎn)變?yōu)槿绾卧跐M足強(qiáng)度(靜強(qiáng)度和疲勞強(qiáng)度)的基礎(chǔ)上，設(shè)計(jì)出滿足輕量化且具有最佳剛度的車體.本文通過分析動(dòng)車組車體典型斷面的抗彎剛度，研究結(jié)構(gòu)缺口對車體抗彎剛度的影響；通過外載荷作用下的車體位移響應(yīng)分析，研究傳力路徑上車體部件間的剛度連續(xù)性，識別應(yīng)力集中發(fā)生部位.進(jìn)而，總結(jié)動(dòng)車組鋁合金車體結(jié)構(gòu)剛度協(xié)調(diào)設(shè)計(jì)原則.

1　車體側(cè)門、側(cè)窗及空調(diào)孔的布置

動(dòng)車組車體是由大型中空鋁合金型材焊接而成的筒形整體承載結(jié)構(gòu)，由車頂、側(cè)墻、端墻和底架大部件組成.車體抗彎剛度與其材料彈性模量、截面慣性矩(指截面各微元面積與各微元至截面上某一指定軸線距離二次方乘積的積分.截面慣性矩是衡量截面抗彎能力的一個(gè)幾何參數(shù))、支撐條件密切相關(guān)，當(dāng)材料和支撐確定之后，截面慣性矩決定著車體的彎曲剛度.我國TB/T1335— 96標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定了整體承載的車體的相當(dāng)彎曲剛度不小于1.80×1015N·mm2[8].《暫行規(guī)定》規(guī)定了整備狀態(tài)車體最低彎曲振動(dòng)頻率不得低于10 Hz.所以，研究車體含缺口(側(cè)門和側(cè)窗以及車頂空調(diào)口)的截面慣性矩，進(jìn)而合理布置這些必需的缺口，就可以在車體方案設(shè)計(jì)階段有效地提高結(jié)構(gòu)抗彎剛度.經(jīng)計(jì)算和試驗(yàn)驗(yàn)證滿足車體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)的某動(dòng)車組鋁合金車體典型截面位置及形狀如圖1所示(注：車體結(jié)構(gòu)中并沒有帶側(cè)門的圓頂斷面，僅為與帶側(cè)門和裙板的圓頂斷面進(jìn)行對比，將其定義為截面5).

(a)平頂截面 (截面1)(b)圓頂截面 (截面2)(c)帶側(cè)窗的圓頂 截面(截面3) (d)帶空調(diào)口的圓頂 截面(截面4) (e)帶側(cè)門的圓頂 截面(截面5) (f)帶側(cè)門和裙板的 圓頂截面(截面6)

圖1車體典型截面位置及形狀示意圖

利用HyperMesh軟件中的HyperBeam模塊計(jì)算六個(gè)典型截面的面積和慣性矩.截面1的慣性矩相比截面2的慣性矩增加了1.633%，但面積增加了9.39%；這是因?yàn)檐圀w平頂型材厚度是圓頂型材厚度的2倍.盡管平頂斷面的抗彎剛度略大于圓頂斷面，但卻犧牲了車體結(jié)構(gòu)的重量；此外，平頂上的受電弓質(zhì)量遠(yuǎn)小于圓頂上的空調(diào)質(zhì)量；因此，綜合考慮車體輕量化和剛度性能，圓頂斷面相比平頂斷面的設(shè)計(jì)更為合理，建議可適當(dāng)減少平頂型材厚度.

截面4比截面3的面積減少2.45%，但慣性矩卻減少32%.這兩截面的區(qū)別僅在于截面3含有窗口，截面4含有車頂空調(diào)孔.可以認(rèn)為：車頂缺口比側(cè)墻缺口對車體抗彎剛度更為敏感；截面5相比截面3的截面面積減少26%，但慣性矩僅減少9.28%，截面5和截面3的區(qū)別僅在于缺口的大小，所以，可得出：側(cè)墻上的缺口大小對車體抗彎剛度靈敏性較低.

截面6比截面5的面積增加44%，慣性矩增加39%.可見：裙板在增加面積的同時(shí)也可有效增加車體的抗彎剛度.同時(shí)，考慮到車體端部承受較大的縱向載荷，可以確定裙板結(jié)構(gòu)是十分必要的.

2　車體端門結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

BS EN12663- 1:2010標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定了車體端部需承受三個(gè)高度(地板150 mm；車窗高度；上邊梁高度)的縱向壓縮載荷[7].在縱向壓縮載荷作用下，車體端墻是否能夠整體承載的關(guān)鍵取決于端門結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì).目前動(dòng)車組車體常用的兩種端門結(jié)構(gòu)：第一種是端門立柱位于車體外；第二種是無端門立柱.在車窗高度的壓縮載荷作用下，第一種結(jié)構(gòu)沿車體垂向最大縱向位移為14.6 mm，發(fā)生在端門立柱中部；第二種結(jié)構(gòu)的為7.6 mm，發(fā)生在靠近側(cè)墻的端角柱處；上邊梁高度的壓縮載荷下，第一種結(jié)構(gòu)沿車體垂向最大縱向位移為5.8 mm，發(fā)生在端立柱上部，第二種結(jié)構(gòu)的為3.7 mm，發(fā)生位置為端門上方.前者沿車體縱向的垂向位移變化范圍為4.8 mm，后者沿車體橫向的縱向位移變化范圍為1.2 mm.圖2和圖3給出了這兩種端門結(jié)構(gòu)在上邊梁高度的端部壓縮載荷下，車體端部區(qū)域的位移云圖及門框部位的位移變化曲線.

圖2　第一種端墻結(jié)構(gòu)的位移計(jì)算結(jié)果

圖3　第二種端墻結(jié)構(gòu)的位移計(jì)算結(jié)果

車體端門結(jié)構(gòu)這兩種結(jié)構(gòu)的主要區(qū)別是端門有無外部立柱.兩種端部壓縮載荷作用下，前者的最大縱向位移遠(yuǎn)大于后者的.所以，動(dòng)車組車體盡可能不要采用位于車體端墻外的端門立柱結(jié)構(gòu)，并且端門寬度和高度盡可能小.

3　車體側(cè)門的位置

盡管車體側(cè)墻缺口大小對車體抗彎剛度的靈敏性較低，但是，若車體側(cè)門距離端墻很近，縱向傳力路徑上的剛度是嚴(yán)重不連續(xù)的.所以，承受縱向壓縮載荷之后的車體端部變形會(huì)主要集中在端墻和側(cè)門立柱區(qū)域，致使側(cè)門門角、端門門角及側(cè)門立柱設(shè)備安裝孔等位置存在著嚴(yán)重的應(yīng)力集中現(xiàn)象.尤其是承受窗腰帶高度端部縱向載荷時(shí)，側(cè)門缺口不僅會(huì)造成縱向載荷無法傳遞到側(cè)墻，也對端墻與底架連接處形成較大的彎矩，致使端門門角處應(yīng)力值偏大.圖4為在車窗高度和底板上表面150 mm高度的端部縱向壓縮載荷作用下，某動(dòng)車組車體端墻區(qū)域的位移云圖.

圖4　動(dòng)車組車體端部區(qū)域的位移云圖

當(dāng)側(cè)門無法遠(yuǎn)離端墻時(shí)，則需要有內(nèi)端墻和縱向加強(qiáng)梁結(jié)構(gòu)，以緩解壓縮載荷對側(cè)門的縱向擠壓.

4　車體底架牽引梁區(qū)域的地板型材設(shè)計(jì)

BS EN12663- 1:2010標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定車體底架需要承受乘客和大部分的設(shè)備重量，以及車鉤部位的縱向載荷.這就意味著底架牽引梁區(qū)域位于傳力路徑上，是車體設(shè)計(jì)應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注的部位.在車鉤縱向壓縮和拉伸載荷分別作用下，某動(dòng)車組車體底架垂向位移如圖5和圖6所示.車體底架邊梁最大垂向位移與地板最大垂向位移相差19 mm，地板最大垂向位移為18 mm，發(fā)生在牽引梁區(qū)域；在車鉤縱向拉伸載荷作用下，車體底架邊梁最大垂向位移與地板最大垂向位移相差13 mm，地板最大垂向位移為12 mm，發(fā)生在牽引梁區(qū)域.顯然該區(qū)域是剛度薄弱區(qū)域.所以，與牽引梁焊接處地板型材下表面應(yīng)凸起一定高度(參考值為40 mm，參見圖7)，并且盡可能加厚，提高該區(qū)域剛度，以降低應(yīng)力集中，并且也可使大應(yīng)力發(fā)生位置避開焊縫區(qū)域.

圖5　純壓縮載荷下車體底架二位端垂向位移

圖6　純拉伸載荷下車體底架二位端垂向位移

圖7　底架地板型材下表面凸起結(jié)構(gòu)示意圖

5　車體主結(jié)構(gòu)開口位置的型材布置

與傳統(tǒng)的耐候鋼和不銹鋼等車體常用材料相比，鋁合金材料的力學(xué)性能對加工、運(yùn)用溫度更敏感.鋁合金材料在焊接過程中會(huì)發(fā)生焊縫區(qū)域的熔池凝固，熱影響區(qū)第二相的析出、固溶、晶粒長大等過程，導(dǎo)致其焊接熱影響區(qū)(在焊接熱循環(huán)作用下，焊縫兩側(cè)處于固態(tài)的母材發(fā)生明顯的組織和性能變化的區(qū)域)的力學(xué)性能會(huì)低于母材性能.動(dòng)車組鋁合金車體靜強(qiáng)度分析與試驗(yàn)時(shí)，對其部件強(qiáng)度評估執(zhí)行的BS EN1999- 1- 1標(biāo)準(zhǔn)已由1998版升級為2007版[9].具有擠壓成型性、耐腐蝕性和焊接性能好的Al-Si-Mg系鋁合金6005A和6082是鋁合金車體的主要材料，它們的性能參數(shù)見表1.

表1　車體部件所用材料的性能參數(shù)

從表1可以看出，2007版標(biāo)準(zhǔn)的焊接熱影響區(qū)的許用應(yīng)力比1998版標(biāo)準(zhǔn)的下降了22%～26%.與鋼結(jié)構(gòu)焊接相比，鋁合金焊接熱影響區(qū)范圍寬，例如：6005A大型鋁型材焊接接頭熱影響區(qū)半寬度為15～20 mm.此外，在車體方案設(shè)計(jì)階段，對位于車體傳力路徑上的主要型材焊接接頭強(qiáng)度評估時(shí)，還應(yīng)考慮一定的安全系數(shù)，通常取1.15.原因是鋁合金結(jié)構(gòu)車體靜強(qiáng)度某些部位的試驗(yàn)值大于計(jì)算值[10]、且鋁合金車體物理樣車結(jié)構(gòu)局部補(bǔ)強(qiáng)不易操作.

在乘客和大部分的設(shè)備重量的作用下，車體側(cè)墻門角和窗角以及底架地板開孔的四個(gè)角部位均為應(yīng)力集中區(qū)域.所以，車體側(cè)墻門角和窗角應(yīng)避開側(cè)墻型材對接焊縫一定距離，底架地板開孔的孔邊要避開地板型材對接焊縫及牽引梁與地板的焊縫，距離最好大于30 mm(參見圖8).

圖8　車體主結(jié)構(gòu)開口位置的型材布置

6　結(jié)論

基于動(dòng)車組車體結(jié)構(gòu)材料焊接特殊性、典型斷面的缺口對其抗彎剛度的影響分析，以及外載荷作用下的車體位移響應(yīng)分析，鋁合金車體的剛度協(xié)調(diào)設(shè)計(jì)原則如下：

(1)車體應(yīng)避免側(cè)門與空調(diào)口“共面”，可以考慮側(cè)窗與空調(diào)口“共面”；

(2)不要采用位于車體端墻外的端門立柱結(jié)構(gòu)，并且端門寬度和高度盡可能?。?/p>

(3)車體側(cè)門應(yīng)要遠(yuǎn)離端墻，若無法遠(yuǎn)離端墻，則需要有內(nèi)端墻和縱向剛度加強(qiáng)梁結(jié)構(gòu)；

(4)牽引梁焊接處的地板型材下表面應(yīng)凸起40 mm以上；

(5)車體窗角和門角的型材對接焊縫應(yīng)距離窗角和門角的圓弧切點(diǎn)30 mm以上；

(6)地板開孔應(yīng)距離型材對接焊縫及牽引梁與地板的焊縫30 mm以上.

[1]繆炳榮,張衛(wèi)華,鄧永權(quán),等.新一代中國高速鐵路動(dòng)車組面臨的技術(shù)挑戰(zhàn)與策略研究[J].中國工程科學(xué)，2015,17(4):98- 111.

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Stiffness Coordination Design Principle for EMU Aluminum Alloy Car-Body Structure

XIE Suming1，ZHAO Jian1，WANG Chengqiang2

(1.School of Traffic and Transportation Engineering,Dalian Jiaotong University，Dalian 116028，China； 2.CRRC Changchun Railway Vehicles Co.,Ltd，Changchun 130062，China)

Strength, stability, vibration quality and fatigue life of EMU aluminum alloy car-body are determined by its overall structure stiffness and component stiffness. Considering car-body structure and loading characteristics, as well as aluminum alloy welding characteristics, influence of a car-body typical sections with gap on its bending stiffness is analyzed, load-transfered path of the body under external loading is identified, and stiffness uncoordinated parts on the path is studied.This study provides a theoretical basis for detailed design of EMU aluminum alloy car-body, and the design principles are summarized for aluminum alloy car body opening locations of main structure and end wall structure style as well as profile welding position, using structural stiffness coordinated design.

EMU；aluminum alloy car-body；stiffness coordination；design principle

1673- 9590(2016)05- 0008- 05

*本刊特約*

2016- 07- 15

中國鐵路總公司科學(xué)研究開發(fā)計(jì)劃資助項(xiàng)目(2014J004-N)

謝素明(1965-)，女，教授，博士，主要從事車輛工程CAE關(guān)鍵技術(shù)研究

E-mail:sumingxie@163.com.

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