耿 平， 段元勇， 代魯平， 白從凱

(中車山東機車車輛有限公司， 濟南 250022)

一直以來，歐洲鐵路貨車的車鉤緩沖裝置采用鏈子鉤加側(cè)緩沖器的形式，在列車啟動，緊急制動時都會產(chǎn)生很大的縱向沖擊，劇烈的沖擊會危及車體結(jié)構(gòu)的可靠性。沖擊試驗是評價車體沖擊強度的主要手段，歐盟TSI標準中沖擊試驗的規(guī)定如下：

(1) 空載貨車的緩沖試驗

試驗過程中，沖擊速度逐漸增大到12 km/h，車體不得產(chǎn)生永久變形，不得有任何零部件損傷。

(2) 滿載貨車的緩沖試驗

初步試驗：速度逐漸加大接近但不超過12 km/h的10次沖擊(其中3次沖擊的速度約為9 km/h)，如果兩個緩沖器作用力達到3 000 kN，速度不再增加。

系列試驗：依據(jù)初步試驗確定的極限速度，依次進行40次完全相同的緩沖沖擊試驗，殘余應變保持穩(wěn)定且應變累積不超過2‰。

由此看出，TSI標準中沒有應力評價，只有外觀檢查評價，屬于事后檢測。事前檢測需要根據(jù)縱向動力學理論進行車輛沖擊模擬仿真計算，仿真分析不易準確的模擬試驗過程，因此在現(xiàn)行的開發(fā)過程中，通常采用結(jié)構(gòu)上的經(jīng)驗借鑒，一旦出現(xiàn)問題，將會造成不少損失。因此，如果采用靜載荷下的強度仿真分析對沖擊試驗強度進行預先判斷，將具有重要意義。文中以某側(cè)緩沖器敞車為實例來進行闡述。

1 原始結(jié)構(gòu)敞車的沖擊試驗

沖擊載荷下，車體端部受載荷影響最明顯，因此主要研究端部結(jié)構(gòu)。某敞車底架的端梁結(jié)構(gòu)如圖1，由材質(zhì)為S355J2+N的緩沖梁端板、端梁上、下蓋板、左右加強板、緩沖板等組焊而成。其中緩沖梁端板、端梁上蓋板、下蓋板的厚度均為12 mm，補強梁采用100 mm×50 mm×6 mm的U型槽鋼。

圖1 某敞車底架的端梁結(jié)構(gòu)

在VUKV公司進行的空車沖擊試驗過程中，沖擊速度逐漸增大到11.46 km/h時(標準中規(guī)定接近但不超過12 km/h)，測點的應變累積如表1所示。

表1 原始結(jié)構(gòu)測點的應變累積

表1中看出，測點101，102，103的應變累積超過了2‰，不滿足標準要求。

2 車體端部結(jié)構(gòu)受力分析

2.1 原始結(jié)構(gòu)

通過分析發(fā)現(xiàn)，端部結(jié)構(gòu)受到縱向載荷后，補強板吸收了部分縱向力，其余縱向力沿著端梁上、下蓋板的傳力路徑進行傳遞，由于端梁下蓋板的寬度較窄，結(jié)構(gòu)比較薄弱，雖有U型補強梁補強，但由于補強梁結(jié)構(gòu)較短較窄，并且與下蓋板存在局部剛度突變，使得縱向應力沒有很好地吸收并且釋放出去，下蓋板測點處的應力、變形均比較大，剛度比較弱，導致沖擊試驗沒有通過。

2.2 現(xiàn)行貨車端部結(jié)構(gòu)

圖2中采用的大槽鋼，直接將緩沖梁端板與中、側(cè)梁連接在一起，沿著縱向載荷的傳力路徑，很好地將縱向力傳遞出去；小的U型鋼連接到枕梁上，不但能傳遞部分載荷，而且能協(xié)調(diào)端部的整體變形；采用寬度較大的端梁中隔板，增加端板的剛度，使整個端部的剛度比較協(xié)調(diào)。

圖2 現(xiàn)行貨車端部結(jié)構(gòu)a

圖3中采用寬度比較大的端梁上下蓋板，且采用大圓弧圓滑過渡到牽引梁及側(cè)梁上，能很好地吸收并傳遞縱向載荷；同樣寬度較大的端梁中隔板，增多了縱向載荷的傳力路徑，分散了縱向力，減少端部的高應力區(qū)的應力值；同時輔以豎向的補強板，使得端部結(jié)構(gòu)更加穩(wěn)固，剛度協(xié)調(diào)較好。

圖3 現(xiàn)行貨車端部結(jié)構(gòu)b

圖4中端梁下蓋板下采用寬大的箱型補板，增高了端部界面，加大端部截面的慣性矩，能吸收更多的縱向載荷并且減少端梁下蓋板的外漲變形，增加抵抗變形的能力；同時輔以豎向的圓弧補強板，吸收縱向載荷并增加端板的剛度，更有利于整個端部結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

圖4 現(xiàn)行貨車端部結(jié)構(gòu)c

3 改進結(jié)構(gòu)的敞車及沖擊試驗

為滿足TSI標準中沖擊試驗的要求，達到列車正常運行所需要的強度和剛度，借鑒現(xiàn)行歐洲貨車的端部結(jié)構(gòu)，對該敞車端部結(jié)構(gòu)提出多種改進方案，采用ANSYS軟件對該多種方案及其組合情況進行了有限元計算對比分析，確定的最優(yōu)改進方案如圖5所示，在端梁下蓋板下增加840 mm×210 mm×6 mm的U型槽鋼，槽鋼內(nèi)增加3個厚度為6 mm的補強板，避開焊縫區(qū)域，并在側(cè)梁與原有補強板之間增加厚度為10 mm的橫向補強板，圓弧處半徑為400 mm。

圖5 改進方案的結(jié)構(gòu)示意圖

改進方案的結(jié)構(gòu)中采用的U型大槽鋼，補強了端梁下蓋板，釋放了集中區(qū)域的高應力，增加了整個端梁下蓋板的剛度，減少了外漲變形，同時緩解原始結(jié)構(gòu)在測點103處的剛度突變。橫向補強板不僅吸收并傳遞縱向載荷到側(cè)梁上，改進了縱向力的傳遞路徑，有效地分散了縱向載荷，降低了側(cè)梁角板處的應力，而且增加了緩沖梁端板的剛度，使整個端部結(jié)構(gòu)比較穩(wěn)固，保持足夠的剛度。

根據(jù)TSI標準對該改進后的結(jié)構(gòu)重新進行了沖擊試驗。在空車沖擊速度逐漸增大到12.02 km/h，車體沒有產(chǎn)生永久變形，沒有任何零部件損傷。經(jīng)過滿載貨車速度逐漸加大到11.02 km/h(接近但不超過12 km/h)的10次初步試驗沖擊，以及初步試驗確定的極限速度下的40次完全相同的緩沖沖擊試驗后，測點的應變累積如表2所示。

表2 改進結(jié)構(gòu)測點的應變累積

表2看出，測點的殘余應變保持穩(wěn)定且不超過標準中規(guī)定2‰的永久變形，滿足要求。改進結(jié)構(gòu)順利地通過了空車和滿載貨車的沖擊試驗。

4 靜載荷仿真計算與沖擊試驗關(guān)系的確定

4.1 仿真模型的準確性

根據(jù)歐盟TSI標準，采用ANSYS軟件對該原始結(jié)構(gòu)車體進行靜強度有限元分析計算。高應力區(qū)集中發(fā)生在縱向載荷作用下的端梁下蓋板、側(cè)梁角板圓弧處等車體端部局部區(qū)域。與該試制樣車車體靜強度試驗下的試驗數(shù)據(jù)相比，有限元分析的結(jié)果誤差在10%以內(nèi)，證明該車的有限元分析是正確的。其中，在緩沖器標高壓縮載荷2 000 kN作用下，原始結(jié)構(gòu)端部測點的結(jié)果對比見表3所示。底架端梁端部的應力云圖見圖6。

表3 原始結(jié)構(gòu)端部測點試驗結(jié)果和計算結(jié)果對比

圖6 壓縮載荷2 000 kN下原始結(jié)構(gòu)的端梁局部結(jié)構(gòu)應力云圖

4.2 基于靜強度分析的沖擊性能判斷

在緩沖器標高壓縮載荷2 000 kN作用下，某敞車端部改進結(jié)構(gòu)的應力云圖見圖7。

圖7 壓縮載荷2 000 kN下改進結(jié)構(gòu)的端梁局部結(jié)構(gòu)應力云圖

由圖6和圖7可以看出，原始結(jié)構(gòu)與改進結(jié)構(gòu)在測點處的有限元計算對比結(jié)果見表4所示。

表4中看出，原始端部結(jié)構(gòu)的最小值是點104處的257 MPa(=0.72倍的屈服強度)，不能通過沖擊試驗，而在改進結(jié)構(gòu)中最大值是點102處的245 MPa(=0.69倍的屈服強度)，通過了沖擊試驗。由此，我們可以從原始結(jié)構(gòu)和改進結(jié)構(gòu)的臨界值初步得出，在進行歐標車的靜強度計算時，緩沖器標高壓縮載荷2 000 kN作用下，車體應力不超過屈服強度的0.65～0.7倍時，可以預先判斷該結(jié)構(gòu)可以通過沖擊試驗，當然這也不是完全可靠的，這需要在以后的實踐中驗證，在實際運用工程中進行修訂。

表4 端部測點原始結(jié)構(gòu)和改進結(jié)構(gòu)的計算結(jié)果對比

5 結(jié) 論

目前國內(nèi)外標準中對沖擊要求的判斷大多都是通過試驗進行的，若在設(shè)計階段對車輛的沖擊強度進行較為準確的評估，需要根據(jù)縱向動力學理論進行車輛沖擊模擬仿真計算，提高了車輛的設(shè)計周期和成本。但通過充分利用有限元靜強度分析的對比功能，可以對沖擊試驗的結(jié)果進行預先判斷，提高試驗車輛的成功率，降低車輛的試制風險，對實際工程應用有重要的指導意義。