姚亞濤，肖守訥，朱 濤

（西南交通大學(xué) 牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川成都610031）

速度200 km／h客車(chē)不銹鋼車(chē)體結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析*

姚亞濤，肖守訥，朱 濤

（西南交通大學(xué) 牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川成都610031）

針對(duì)高速客車(chē)輕量化不銹鋼車(chē)體結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)特性不足的問(wèn)題，以速度200 km／h等級(jí)客車(chē)不銹鋼車(chē)體為載體，基于有限元數(shù)值模擬仿真平臺(tái)，建立了車(chē)體的精細(xì)有限元模型，分析了車(chē)體結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性，得到了不銹鋼點(diǎn)焊車(chē)體發(fā)生屈曲失穩(wěn)的薄弱部位以及對(duì)應(yīng)的屈曲載荷因子。從結(jié)構(gòu)特點(diǎn)和力流傳遞的角度，對(duì)結(jié)構(gòu)失穩(wěn)部位進(jìn)行了分析，并基于仿真結(jié)果對(duì)車(chē)體失穩(wěn)部位進(jìn)行了局部結(jié)構(gòu)優(yōu)化改進(jìn)。結(jié)果表明：改進(jìn)后的車(chē)體在最大載荷狀態(tài)下失穩(wěn)部位屈曲載荷因子滿(mǎn)足標(biāo)準(zhǔn)中大于1.5的要求，車(chē)體結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性得到了顯著的提高。

不銹鋼車(chē)體；動(dòng)態(tài)特性；屈曲分析；載荷因子；結(jié)構(gòu)改進(jìn)

隨著軌道車(chē)輛向著高速以及輕量化方向發(fā)展，新型的軌道交通裝備不斷問(wèn)世，新產(chǎn)品的設(shè)計(jì)水平以及綜合性能方面的要求越來(lái)越苛刻。軌道車(chē)輛不銹鋼點(diǎn)焊車(chē)體因其具備輕量化特性、較高的耐腐蝕性能、壽命周期長(zhǎng)、運(yùn)營(yíng)維修造價(jià)低以及環(huán)保等顯著的優(yōu)勢(shì)而成為國(guó)內(nèi)外軌道交通市場(chǎng)的主流產(chǎn)品。結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析一直以來(lái)都作為結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)特性研究的重要項(xiàng)目，不銹鋼點(diǎn)焊車(chē)體板梁式承載結(jié)構(gòu)的焊接形式主要為點(diǎn)焊，點(diǎn)焊在傳力特性上呈離散性［1］，另外其連接構(gòu)件大多為輕型薄板結(jié)構(gòu)，焊點(diǎn)布置不當(dāng)難以消除車(chē)體結(jié)構(gòu)中臨界載荷，因此作為軌道車(chē)輛主要承載部件的車(chē)體很容易發(fā)生局部失穩(wěn)現(xiàn)象。一旦車(chē)體結(jié)構(gòu)發(fā)生失穩(wěn)，高速客車(chē)運(yùn)行安全性將受到嚴(yán)重威脅，而且不銹鋼車(chē)輛的美觀性以及構(gòu)件機(jī)械性能難以運(yùn)用常規(guī)的加工工藝來(lái)恢復(fù)。因此，在高速客車(chē)不銹鋼車(chē)體設(shè)計(jì)初期，對(duì)產(chǎn)品進(jìn)行虛擬穩(wěn)定性能測(cè)試，防止車(chē)體結(jié)構(gòu)局部失穩(wěn)缺陷的存在，對(duì)于確保不銹鋼車(chē)體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)成功具有重要的意義。

近年來(lái)，各院校以及科研單位對(duì)軌道車(chē)輛車(chē)體穩(wěn)定性分析進(jìn)行了深入研究。岳譯新等人利用I-deas分析軟件對(duì)某新型地鐵鋁合金車(chē)體進(jìn)行穩(wěn)定性仿真計(jì)算［2］；王英琳等利用ANSYS軟件對(duì)40 t軸重不銹鋼礦石專(zhuān)用敞車(chē)車(chē)體進(jìn)行了非線性屈曲分析［3］；吳丹以160 km／h軌道車(chē)車(chē)體為研究對(duì)象進(jìn)行了穩(wěn)定性仿真分析［4］；王趙華運(yùn)用ANSYS軟件對(duì)馬來(lái)西亞ETS鋁合金動(dòng)車(chē)組車(chē)體結(jié)構(gòu)進(jìn)行穩(wěn)定性計(jì)算［5］。對(duì)于失穩(wěn)現(xiàn)象更嚴(yán)重的高速客車(chē)不銹鋼車(chē)體而言，其穩(wěn)定性仿真分析具有更深的研究?jī)r(jià)值。

以速度200 km／h客車(chē)不銹鋼車(chē)體為研究對(duì)象，創(chuàng)建車(chē)體有限元模型，并基于標(biāo)準(zhǔn)要求對(duì)最大載荷狀態(tài)下車(chē)體穩(wěn)定性進(jìn)行分析，對(duì)結(jié)構(gòu)失穩(wěn)部位提出修改意見(jiàn)，再次進(jìn)行屈曲分析確保了改進(jìn)結(jié)構(gòu)具備良好的動(dòng)態(tài)特性。

1 結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析原理

結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性指的是結(jié)構(gòu)在外界激擾下自我控制能力。平板受到縱向載荷達(dá)到臨界值，在外加橫向干擾力下發(fā)生彎曲變形，撤除干擾力后不能恢復(fù)平面狀態(tài)的現(xiàn)象稱(chēng)為失穩(wěn)。車(chē)體結(jié)構(gòu)大多數(shù)為矩形薄板構(gòu)件，發(fā)生屈曲后將使整個(gè)車(chē)體喪失承載能力。因此，首先分析薄板失穩(wěn)的數(shù)學(xué)問(wèn)題。四邊簡(jiǎn)支矩形板，在板兩對(duì)邊單位長(zhǎng)度壓力為Px，受力模式如圖1，臨界載荷Pcr求解如下：

圖1 簡(jiǎn)支矩形板受力模式

由平面分析可知，板的應(yīng)力解為：

因此板的薄膜內(nèi)力為：

薄板壓曲控制微分方程為：

將式（2）代入式（3）得：

上述求解僅適用于薄板屈曲的簡(jiǎn)單問(wèn)題，對(duì)于車(chē)體這種復(fù)雜結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性而言可以借助有限元軟件進(jìn)行分析。結(jié)構(gòu)有限元法穩(wěn)定平衡方程為KeD＝F，其中Ke為結(jié)構(gòu)剛度矩陣，D、F分別代表位移、載荷矩陣。

研究結(jié)構(gòu)屈曲時(shí)，用幾何矩陣K′表示結(jié)構(gòu)內(nèi)力對(duì)彎曲剛度的影響，此時(shí)平衡方程為

結(jié)構(gòu)在線彈性受載情況下，用 代表屈曲虛位移，則有限元穩(wěn)定平衡方程為

使方程有非零解的λ即為屈曲載荷因子，代入上式求得的D′為對(duì)應(yīng)屈曲振型，使結(jié)構(gòu)發(fā)生失穩(wěn)的臨界載荷Pcr＝λP0。

2 車(chē)體有限元模型的建立

不銹鋼車(chē)體采用整體承載的無(wú)中梁薄壁筒形結(jié)構(gòu)，其牽引梁、枕梁及端梁為碳鋼結(jié)構(gòu)，其余結(jié)構(gòu)均采用不銹鋼材料，主要焊接形式為點(diǎn)焊。在仿真模型的建立中，綜合考慮車(chē)體結(jié)構(gòu)的幾何形狀、受力特點(diǎn)以及對(duì)計(jì)算精度的要求等因素，車(chē)體承載結(jié)構(gòu)主要采用4節(jié)點(diǎn)等參薄殼單元來(lái)離散，大型設(shè)備以及重要設(shè)備以集中質(zhì)量的形式施加在各自質(zhì)心位置并通過(guò)RBE2、RBE3與車(chē)體結(jié)構(gòu)連接，內(nèi)裝、管線以及乘客等以均布質(zhì)量的形式施加在相應(yīng)的承載結(jié)構(gòu)上，作為車(chē)體主要傳力方式的點(diǎn)焊采用NASTRAN中特有的剪切彈性梁C－WELD單元來(lái)模擬。經(jīng)離散后，車(chē)體結(jié)構(gòu)有限元模型包括1 508 390個(gè)單元以及1 265 093個(gè)節(jié)點(diǎn)。不銹鋼車(chē)體幾何模型以及有限元模型如圖2、圖3所示。

圖2 車(chē)體幾何模型

圖3 車(chē)體有限元模型

3 載荷邊界條件及驗(yàn)收標(biāo)準(zhǔn)

仿真分析依據(jù)BS EN 12663-1－2010《Railway applications-Structural requirements of railway vehicle bodies》及《200 km／h及以上速度級(jí)鐵道車(chē)輛強(qiáng)度設(shè)計(jì)及試驗(yàn)鑒定暫行規(guī)定》執(zhí)行，對(duì)最大載荷狀態(tài)下車(chē)體1，2位車(chē)鉤座施加1 500 k N縱向壓縮力，分析其結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性。

依據(jù)標(biāo)準(zhǔn)，車(chē)體結(jié)構(gòu)屈曲載荷因子λ需滿(mǎn)足不小于1.5的要求。

4 車(chē)體穩(wěn)定性分析

不銹鋼車(chē)體主要由不同截面形式的梁件與薄板通過(guò)點(diǎn)焊焊接為整體，對(duì)其進(jìn)行穩(wěn)定性分析主要是確保各個(gè)構(gòu)件及局部結(jié)構(gòu)在標(biāo)準(zhǔn)載荷作用下不發(fā)生屈曲現(xiàn)象而破壞整體結(jié)構(gòu)的承載能力。

4.1 車(chē)體穩(wěn)定性分析

經(jīng)初步仿真計(jì)算，最大載荷狀態(tài)下車(chē)體結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析前10階屈曲載荷因子λ的結(jié)果如表1所示，依據(jù)結(jié)構(gòu)振型特征取部分屈曲振動(dòng)模態(tài)如圖4～圖7所示。

通過(guò)初步車(chē)體穩(wěn)定性分析可得：車(chē)體側(cè)墻及端墻部位穩(wěn)定性相對(duì)較弱，車(chē)體結(jié)構(gòu)在臨界載荷Pcr＝λP0＝1 764 k N下發(fā)生第1階失穩(wěn)，位置為2位端2位側(cè)墻間壁；在臨界載荷Pcr＝λP0＝2 019 k N下發(fā)生第3階失穩(wěn)，位置為1位端墻板；在臨界載荷Pcr＝λP0＝2 320.5 k N下發(fā)生第9階失穩(wěn)，位置為2位端1位側(cè)窗下蒙皮。根據(jù)表1中列出的前10階失穩(wěn)位置進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)不銹鋼車(chē)體結(jié)構(gòu)易發(fā)生失穩(wěn)的部位大多為骨架外點(diǎn)焊的側(cè)墻及端墻蒙皮，從結(jié)構(gòu)及受力角度出發(fā)，車(chē)體承受縱向壓縮載荷時(shí)以一定形式的變形能將載荷的功儲(chǔ)存在結(jié)構(gòu)中，蒙皮膜應(yīng)變能儲(chǔ)量不足以致大部分能量轉(zhuǎn)為其彎曲變形能，由于側(cè)墻及端墻板彎曲剛度較低導(dǎo)致局部易發(fā)生失穩(wěn)現(xiàn)象。其前幾階屈曲載荷因子均小于1.5，不滿(mǎn)足標(biāo)準(zhǔn)要求，應(yīng)該對(duì)車(chē)體局部失穩(wěn)部位改進(jìn)。

表1 車(chē)體結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析結(jié)果

圖4 第1階屈曲模態(tài)云圖

圖5 第2階屈曲模態(tài)云圖

圖7 第9階屈曲模態(tài)云圖

4.2 車(chē)體結(jié)構(gòu)的改進(jìn)

從力學(xué)及結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)角度分析，車(chē)體失穩(wěn)部位多為薄板結(jié)構(gòu)，由于自由面積過(guò)大約束不足而發(fā)生屈曲。對(duì)于不銹鋼結(jié)構(gòu)而言，在車(chē)體失穩(wěn)部位以電阻點(diǎn)焊的方式添加尺寸為∠50×50×2 mm的角鋼，增加局部結(jié)構(gòu)的彎曲剛度，參考鐵路車(chē)輛及其部件的焊接標(biāo)準(zhǔn)EN 15085-3—2007設(shè)計(jì)點(diǎn)焊接頭，具體設(shè)計(jì)參數(shù)如表2所示，設(shè)計(jì)點(diǎn)焊接頭如圖8中所示，形成車(chē)體結(jié)構(gòu)新方案，并再次進(jìn)行線性屈曲分析。

表2 點(diǎn)焊接頭設(shè)計(jì)參數(shù)

圖8 點(diǎn)焊接頭圖示

車(chē)體結(jié)構(gòu)改進(jìn)后穩(wěn)定性分析前10階屈曲載荷因子λ結(jié)果如表3所示，第1階屈曲振動(dòng)模態(tài)如圖9所示，載荷因子由1.176提升至1.510，局部結(jié)構(gòu)改進(jìn)有效，穩(wěn)定性結(jié)果滿(mǎn)足標(biāo)準(zhǔn)要求。車(chē)體結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后各階屈曲因子如圖10所示。

表3 改進(jìn)后結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析結(jié)果

圖9 第1階屈曲模態(tài)云圖

5 結(jié) 論

以速度200 km／h客車(chē)不銹鋼車(chē)體為載體，應(yīng)用Hyper Mesh＋Nastran平臺(tái)聯(lián)合仿真，對(duì)最大載荷狀態(tài)下承受1 500 k N縱向壓縮力不銹鋼車(chē)體穩(wěn)定性進(jìn)行了分析，預(yù)測(cè)了初始方案車(chē)體結(jié)構(gòu)發(fā)生失穩(wěn)的臨界載荷及相應(yīng)屈曲振型，并針對(duì)失穩(wěn)結(jié)果提出了結(jié)構(gòu)改進(jìn)方案。綜合全文的內(nèi)容，主要得出了如下結(jié)論：

（1）車(chē)體結(jié)構(gòu)改進(jìn)后，在最大載荷狀態(tài)下其第1階屈曲載荷因子由最初1.176提升至1.510，臨界載荷Pcr提升至2 265 k N，說(shuō)明增設(shè)水平縱向梁能明顯提升側(cè)墻橫向彎曲剛度，結(jié)構(gòu)抗失穩(wěn)能力顯著增強(qiáng)；

圖10 結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后各階屈曲因子

（2）對(duì)不銹鋼車(chē)體穩(wěn)定性分析可知，結(jié)構(gòu)在骨架外蒙皮局部位置容易失穩(wěn)，其點(diǎn)焊的載荷傳遞路徑呈發(fā)散狀決定了其失穩(wěn)現(xiàn)象很難避免［5］，在車(chē)體初期設(shè)計(jì)中應(yīng)合理布置梁、柱及焊點(diǎn)位置，盡量減小自由板面積以避免板件的失穩(wěn)，進(jìn)而提高整體結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性。

［1］ 黃志宏，許彥強(qiáng).不銹鋼車(chē)體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及仿真分析要點(diǎn)［J］.鐵道車(chē)輛，2012，（6）：14-17，47.

［2］ 岳譯新，林文君，雷 挺.地鐵鋁合金車(chē)體模態(tài)和穩(wěn)定性有限元分析［J］.機(jī)械，2008，（4）：20-22.

［3］ 王英琳，許 平.不銹鋼礦石專(zhuān)用敞車(chē)車(chē)體非線性屈曲分析［J］.鐵道車(chē)輛，2008，（11）：4-7，47.

［4］ 吳 丹，商躍進(jìn)，王 紅，郭富強(qiáng).160 km／h軌道車(chē)車(chē)體模態(tài)和穩(wěn)定性有限元分析［J］.機(jī)車(chē)電傳動(dòng)，2011，（5）：14-16.

［5］ 王趙華，蘇永章.馬來(lái)西亞ETS動(dòng)車(chē)組車(chē)體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及穩(wěn)定性分析［J］.技術(shù)與市場(chǎng)，2014，（5）：58-59.

［6］ BS EN12663-1：2010 Railway applications Structural requirements of railway Vehicle bodies［S］.

［7］ 200 km／h及以上速度及鐵道車(chē)輛強(qiáng)度設(shè)計(jì)及實(shí)驗(yàn)鑒定暫行規(guī)定［S］.

［8］ 王光欽.彈性力學(xué)［M］.北京：中國(guó)鐵道出版社，2008.

Analysis of Structural Stability for 200 km／h Passenger Car Stainless Steel Carbody

YAO Yatao，XIAO Shoune，ZHU Tao
（State Key Laboratory of Traction Power，Southwest Jiaotong University，Chengdu 610031 Sichuan，China）

Against the problem of high－speed passenger lightweight stainless steel carbody structure lacking of dynamic characteristics，taking the speed rating of 200 km／h passenger stainless steel carbody for the research，the detailed carbody finite element model was established based on the finite element numerical simulation platform，carrying out the linear bulking analysis of the carbody structure to obtain the weak site of the occurrence of instability of the stainless steel spot welding carbody and the corresponding bulking load factor.The instability site of the structure was analyzed from the perspective of the structural features and force flow transmission.The local structure of the site of the vehicle carbody instability was optimized and improved based on the simulation results.The results show that bulking load factor of the instability site of the improved vehicle undering maximum load state is greater than 1.5 to meet the standard，and the stability of carbody structure has been significantly improved.

stainless steel carbody；dynamic characteristic；bulking analysis；load factor；structure improvement

U270.38

A

10.3969／j.issn.1008－7842.2016.06.02

1008－7842（2016）06－0005－04

*國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51505390）；四川省科技廳應(yīng)用基礎(chǔ)研究項(xiàng)目（2014JY0242）

0—）男，碩士研究生（

2016－06－10）