許平，胡正維，姜士鴻，邢杰，陳凱，尚昱煌

地鐵車輛底架前端傳力路徑及結(jié)構(gòu)優(yōu)化方法

許平1, 2, 3，胡正維1, 2，姜士鴻4，邢杰1, 2，陳凱5，尚昱煌1, 2

(1. 中南大學(xué) 交通運輸工程學(xué)院，湖南 長沙 410075；2. 中南大學(xué) 軌道交通安全教育部重點實驗室，湖南 長沙 410075；3. 中南大學(xué) 軌道交通安全國際合作聯(lián)合實驗室，湖南 長沙 410075；4. 中車長春軌道客車股份有限公司，吉林 長春 130062；5. 中車青島四方機車車輛股份有限公司，山東 青島 266111)

根據(jù)力流路徑分配最優(yōu)原則設(shè)計出不同的底架前端吸能區(qū)結(jié)構(gòu)布置方案；基于Beam梁單元簡化的有限元模型進行仿真計算，比選得到最優(yōu)的傳力路徑方案；對該最優(yōu)傳力路徑方案進行實體化建模，以設(shè)計方案仿真計算得到的關(guān)鍵參數(shù)作為目標(biāo)，設(shè)計出2種不同構(gòu)型的承載式吸能結(jié)構(gòu)；對整個底架前端結(jié)構(gòu)進行參數(shù)優(yōu)化，對優(yōu)化前后的底架前端結(jié)構(gòu)進行碰撞仿真計算對比分析。研究結(jié)果表明：優(yōu)化后的底架前端結(jié)構(gòu)能夠滿足能量吸收的約束條件，并且碰撞過程響應(yīng)穩(wěn)定。

地鐵車輛；傳力路徑；薄壁結(jié)構(gòu)；數(shù)值仿真；耐撞性優(yōu)化

地鐵車輛整體結(jié)構(gòu)大體可分為車頂、側(cè)墻、底架、端墻、司機室?guī)撞糠?，其主要吸能結(jié)構(gòu)是底架以及底架前后的端部結(jié)構(gòu)。底架端部結(jié)構(gòu)在碰撞發(fā)生過程中，整體或者吸能區(qū)通過結(jié)構(gòu)變形吸收能量，利用材料壓縮塑變過程吸量的特性作為碰撞保護技術(shù)，以降低碰撞對地鐵車輛中間車廂乘客區(qū)域承受的碰撞沖擊，減小突然減速度對人體的傷害。理想的耐撞擊緩沖結(jié)構(gòu)的能量吸收行為應(yīng)具備以下特征：可控地耗散撞擊的動能并且能量轉(zhuǎn)換不可逆、穩(wěn)定可重復(fù)的變形模式、撞擊力峰值有限且撞擊力盡可能保持恒定，同時具有較長的撞擊行程。目前對底架前端結(jié)構(gòu)的研究更多關(guān)注于其吸能特性，主要是因為作為底架前端結(jié)構(gòu)中最重要的吸能區(qū)域，其吸能特性將關(guān)系到底架整體能量吸收數(shù)值的大小[1?7]。而對于如何通過吸能結(jié)構(gòu)的空間布局來調(diào)整和規(guī)劃碰撞過程中的沖擊力流，使得相同情況下底架前端整體結(jié)構(gòu)在承受碰撞沖擊時表現(xiàn)的更好，對此方面研究相對較少。本文以某型地鐵車輛為研究對象，圍繞其底架前端結(jié)構(gòu)布局設(shè)計開展研究。首先根據(jù)力流路徑分配最優(yōu)原則設(shè)計出不同的底架前端吸能區(qū)結(jié)構(gòu)布置方案；然后基于采用Beam梁單元簡化的有限元模型進行仿真計算，比選得到最優(yōu)的傳力路徑方案；接下來對該最優(yōu)傳力路徑方案進行實體化建模，以設(shè)計方案仿真計算得到的關(guān)鍵參數(shù)作為目標(biāo)，設(shè)計出2種不同構(gòu)型的承載式吸能結(jié)構(gòu)；最后對整個底架前端結(jié)構(gòu)進行參數(shù)優(yōu)化，對優(yōu)化前后的底架前端結(jié)構(gòu)進行碰撞仿真計算對比分析。

1 地鐵車輛底架前端結(jié)構(gòu)傳力路徑規(guī)劃方案

1.1 地鐵車輛底架前端結(jié)構(gòu)傳力路徑規(guī)劃要求及方法

某型地鐵車輛底架前端結(jié)構(gòu)如圖1所示。按照結(jié)構(gòu)“強—弱—強”的剛度分配模式，該底架前端結(jié)構(gòu)可以分為頂端區(qū)、吸能區(qū)和支撐區(qū)3部分，對應(yīng)長度分別為430，580和840 mm。吸能區(qū)結(jié)構(gòu)作為底架中部重要的連接部分，其主要作用除了吸收碰撞過程產(chǎn)生的能量外，同時要將碰撞力流合理分配至支撐區(qū)，進而傳遞至車體中部。因此，對于吸能區(qū)結(jié)構(gòu)設(shè)計和傳力路徑規(guī)劃應(yīng)充分考慮以上2方面的要求。

圖1 某型地鐵車輛底架前端結(jié)構(gòu)示意圖

參照歐盟EN15227測試標(biāo)準(zhǔn)，在進行底架前端結(jié)構(gòu)傳力路徑方案設(shè)計時采用剛性墻沖擊工況進行計算，即將前端結(jié)構(gòu)固定于試驗臺車上，配重至總質(zhì)量45.04 t，以26.5 km/h的速度撞擊剛性墻，碰撞過程中總動能為1.22 MJ。除了能夠滿足上述碰撞試驗的能量標(biāo)準(zhǔn)外，還要對吸能區(qū)碰撞后壓縮量進行一定約束，即在能夠滿足吸能量的前提下，吸能區(qū)能夠預(yù)留一定距離來承載設(shè)計碰撞總能量余量。本文在設(shè)計吸能區(qū)結(jié)構(gòu)時預(yù)設(shè)壓縮量在吸能區(qū)總長度55%~70%之間，即在319~406 mm范圍內(nèi)。

基于傳力路徑原則的結(jié)構(gòu)布局設(shè)計，是指在結(jié)構(gòu)設(shè)計時考慮到預(yù)想力流的初始點和目的地，在兩者間盡量直接或最短的進行使力流穩(wěn)定連續(xù)傳遞的結(jié)構(gòu)設(shè)計方式[8]?；趥髁β窂降慕Y(jié)構(gòu)整體或局部設(shè)計方案，因為能夠使得力流更合理的傳遞到具有對應(yīng)特性的預(yù)期地點，達(dá)到方案設(shè)計的最初目的，因此廣泛應(yīng)用于汽車等對支撐結(jié)構(gòu)布局要求非常嚴(yán)格的行業(yè)[9]。

對于給定空間內(nèi)、以吸收總能量等參數(shù)為約束進行結(jié)構(gòu)自由設(shè)計的情況，可以采用基于傳力路徑原則的Michell桁架理論、拓?fù)鋬?yōu)化等方法[10?13]。由于本文研究對象為底架前端吸能區(qū)方案設(shè)計，其傳力路徑設(shè)計方向較為明確，即從頂端區(qū)傳遞到支撐區(qū)4根支撐柱上。拓?fù)鋬?yōu)化需要大量的時間去計算優(yōu)化設(shè)計方案，所以采用Michell桁架理論作為設(shè)計參考的原理。

Michell桁架理論中提出一個設(shè)計準(zhǔn)則：給定外力的前提下在最優(yōu)桁架結(jié)構(gòu)中，所有構(gòu)件承受的作用力都應(yīng)該等于最大許用應(yīng)力[13]。在此準(zhǔn)則條件下對于的最優(yōu)結(jié)構(gòu)其總體積數(shù)值最小，可以表達(dá)為：

式中：和是分別代表材料的許用拉、壓應(yīng)力；N和N分別是對應(yīng)長度桿結(jié)構(gòu)的軸向應(yīng)力。在給定外力的前提下，處于平衡狀態(tài)中的桁架結(jié)構(gòu)所有構(gòu)件都滿足以下關(guān)系式：

結(jié)合式(1)和式(2)，最優(yōu)桁架結(jié)構(gòu)體積可以表達(dá)為：

由以上分析可以得到該問題的優(yōu)化模型為：

式中：為要求吸收的總能量；l和l分別代表桿架長度的上限和下限，即壓縮量應(yīng)滿足的約束條件。

1.2 地鐵車輛底架前端結(jié)構(gòu)的3種傳力路徑設(shè)計

根據(jù)傳力路徑設(shè)計原則，底架前端結(jié)構(gòu)頂端區(qū)和支撐區(qū)之間最簡單直接的力流路徑設(shè)計方案是直接以單一結(jié)構(gòu)直接連接前后兩端，由于底架前端結(jié)構(gòu)整體呈對稱布置，所以該力流路徑最好位于結(jié)構(gòu)中央，得到如圖2(a)所示的底架前端結(jié)構(gòu)力流路徑設(shè)計方案。

出于力流分配角度來說，底架前端結(jié)構(gòu)更多希望能夠?qū)⒘α鱾鬟f到4根支撐柱上再傳導(dǎo)到底架結(jié)構(gòu)。因此力流路徑如果能夠直接設(shè)計在支撐柱上方，將會有利于底架前端結(jié)構(gòu)碰撞過程中的力流分配，由此得到圖2(b)中的底架前端結(jié)構(gòu)力流路徑設(shè)計方案。

從結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定性方面考慮，碰撞過程產(chǎn)生的沖擊力從頂端區(qū)穿過吸能區(qū)傳遞到支撐區(qū)，再由4根支撐柱將力傳遞到底架上。在吸能區(qū)力流傳遞過程中，可以知道力流路徑的數(shù)量越多，吸能區(qū)傳遞力流的過程就越穩(wěn)定和連續(xù)，而傳遞的目的地是傳導(dǎo)到支柱上，所以方案設(shè)計中以更多的力流路徑為目標(biāo)得到了如圖2(c)所示的底架前端結(jié)構(gòu)力流路徑設(shè)計方案。

(a) 單一結(jié)構(gòu)直接連接；(b) 通過4根支撐柱連接；(c) 吸能區(qū)傳遞到支撐區(qū)

2 基于有限元模擬的傳力路徑方案比選

2.1 Beam梁模型建模方法

為使底架前端結(jié)構(gòu)力流路徑能夠按設(shè)定的軌跡進行傳遞，在方案設(shè)計中對上述方案進行有限元仿真，模擬沖擊工況下的響應(yīng)。在對底架結(jié)構(gòu)建立的有限元模型中，本文采用Beam單元代替?zhèn)鹘y(tǒng)吸能結(jié)構(gòu)作為底架前端吸能區(qū)傳遞力流的結(jié)構(gòu)。如此既能夠直接顯示結(jié)構(gòu)傳力路徑，方便設(shè)計方案修改，又使有限元模型具有單元數(shù)量小計算耗時短等優(yōu)點。

采用Beam單元進行模擬的具體方法是用加載、卸載曲線定義Beam單元，使其在碰撞過程中力學(xué)性能類似于一般薄壁吸能結(jié)構(gòu)，能清晰地展示結(jié)構(gòu)中的力流路徑，方便對結(jié)果設(shè)計方案的修改。由于碰撞過程中Beam單元一直處于壓縮狀態(tài)，同時Beam單元是仿一般金屬直型薄壁結(jié)構(gòu)設(shè)計的，所以碰撞中不存在或者有較小的回彈，因此可以將卸載曲線設(shè)計的剛度較大一些，表示Beam單元回彈性能較弱。

加載曲線與卸載曲線間的面積為結(jié)構(gòu)吸收的總能量，Beam單元的加載卸載曲線如圖3所示，因為底架前端結(jié)構(gòu)設(shè)計要求中對吸能區(qū)壓縮量有要求，Beam單元壓縮量超過400 mm即吸能區(qū)70%時為不符合設(shè)計預(yù)期范圍，加載曲線有效區(qū)間只定義到0~400 mm。對于卸載曲線，由于金屬薄壁結(jié)構(gòu)壓縮后很難產(chǎn)生數(shù)值較大的回彈，所以定義卸載曲線斜率非常大。

圖3 Beam單元加載、卸載曲線

2.2 單Beam梁方案計算結(jié)果

底架前端結(jié)構(gòu)單Beam單元設(shè)計方案碰撞仿真中變形序列如圖4所示。從圖4中可以看出，該底架前端結(jié)構(gòu)在碰撞過程中能夠按照設(shè)計預(yù)期從吸能區(qū)開始變形，Beam單元受壓縮過程中吸收能量，同時吸能區(qū)空間不斷縮減。在105 mm時刻，吸能區(qū)空間接近為0 mm，Beam單元壓縮量超過400 mm處于失效狀態(tài)。在105~150 mm時刻，碰撞過程仍在持續(xù)，由于Beam已經(jīng)處于失效狀態(tài)，此時碰撞動能由頂端區(qū)、支撐區(qū)吸收。頂端區(qū)前沿發(fā)生一定程度的變形，支撐區(qū)空間也受到了壓縮。

Beam單元壓縮量隨時間變化的曲線如圖5(a)所示。圖中結(jié)果表明壓縮量在110 ms時已經(jīng)達(dá)到最大值，且已經(jīng)超過吸能區(qū)空間70%的設(shè)計限制；另一方面，Beam單元吸能量隨時間變化曲線如圖5(b)所示。當(dāng)Beam單元壓縮量為400 mm時，Beam單元合理吸收能量數(shù)值為324 kJ，吸收能量占比遠(yuǎn)小于碰撞總能量1.22 MJ。從吸能量方面來看，單Beam設(shè)計方案也不滿足要求。

(a) T=0 ms；(b) T=50 ms；(c) T=105 ms；(d) T=150 ms

(a) 壓縮量；(b) 吸能量

2.3 雙Beam梁方案計算結(jié)果

從圖6可以看到，在碰撞過程的前半段行程內(nèi)，底架前端的頂端區(qū)、支撐區(qū)結(jié)構(gòu)穩(wěn)定，基本上不發(fā)生變形，符合設(shè)計預(yù)期。變形碰撞過程的能量主要由中間2個Beam單元受壓縮變形吸能。到達(dá)碰撞行程的后半段Beam單元吸能量已經(jīng)達(dá)到最大，同時吸能區(qū)壓縮量也達(dá)到最大。在此之后，底架前端結(jié)構(gòu)結(jié)束碰撞過程，與剛性墻脫離接觸，整個碰撞過程持續(xù)134 ms。

2個Beam單元的平均壓縮量?時間曲線如圖7(a)所示。結(jié)果表明Beam單元的壓縮量在110 ms達(dá)到最大值459.73 mm，隨后發(fā)生輕微回彈，最終壓縮量為446.63 mm。由此可以判斷，該設(shè)計方案的吸能區(qū)壓縮量大于70%的閾值規(guī)定，不符合設(shè)計要求；另一方面，2個Beam單元的總吸能量?時間曲線如圖7(b)所示。2個Beam單元在壓縮量400 mm時，共吸收能量650 kJ，吸能量同樣無法滿足設(shè)計要求。

2.4 4 Beam梁方案計算結(jié)果

4 Beam單元底架前端結(jié)構(gòu)設(shè)計方案的碰撞仿真變形過程可見圖8。在碰撞過程的前半段行程內(nèi)，底架前端的頂端區(qū)、支撐區(qū)結(jié)構(gòu)保持穩(wěn)定，基本上不發(fā)生變形。在碰撞過程的后半段行程內(nèi)，Beam單元吸能量達(dá)到最大，吸能區(qū)壓縮量也達(dá)到最大。在此之后，底架前端結(jié)構(gòu)結(jié)束碰撞過程，與剛性墻脫離，整個碰撞過程持續(xù)121 ms。

(a) 壓縮量；(b) 吸能量

(a) T=0 ms；(b) T=50 ms；(c) T=126 ms；(d) T=150 ms

4個Beam單元的平均壓縮量?時間曲線如圖9(a)所示。結(jié)果表明Beam單元的壓縮量隨時間增加而逐步增大，達(dá)到最大值后底架前端有限元模型發(fā)生輕微回彈，最后吸能區(qū)的中間、外側(cè)Beam單元壓縮量分別為355.95 mm和344.78 mm。由此可以判斷，該設(shè)計方案的吸能區(qū)壓縮量滿足小于吸能區(qū)空間70%的閾值規(guī)定，符合設(shè)計要求；另一方面，4 Beam單元設(shè)計方案中結(jié)構(gòu)完全對稱，Beam單元也是按照對稱情況布置。因此將中間Beam單元吸能量看為1組，外側(cè)beam單元看為1組，由此得到2組Beam單元在碰撞過程中的吸能量?時間曲線如圖9(b)所示。2個中間Beam單元吸收的總能量是570.26 kJ，而外側(cè)2個斜向Beam單元的總吸能量是279.60 kJ。吸能區(qū)吸收的總能量大小為849.86 kJ，占碰撞總動能1.22 MJ的絕大部分，屬于底架前端結(jié)構(gòu)的主要吸能區(qū)域。

(a) 壓縮量；(b) 吸能量

通過對上述3個設(shè)計方案的有限元計算進行分析，對吸能區(qū)壓縮量、總吸能量進行評估，最終只有4 Beam單元底架前端結(jié)構(gòu)設(shè)計方案能夠滿足要求，在此設(shè)計方案中，最終得到吸能區(qū)薄壁結(jié)構(gòu)設(shè)計方案的一些關(guān)鍵性參數(shù)指標(biāo)，包括中間和外側(cè)碰撞壓縮行程分別為355.95 mm和344.78 mm，吸能結(jié)構(gòu)總吸能量分別是570.26 kJ和279.60 kJ。通過方案設(shè)計得到的關(guān)鍵參數(shù)，將會為接下來進行薄壁結(jié)構(gòu)特性實現(xiàn)設(shè)計提供參考和依據(jù)。

3 地鐵車輛底架前端結(jié)構(gòu)碰撞性能仿真及優(yōu)化

3.1 Beam梁單元吸能特性實體化方案

為了將前文得到的Beam梁單元設(shè)計方案實體化，需要選用等效薄壁結(jié)構(gòu)，并確定其結(jié)構(gòu)參數(shù)，使其滿足Beam梁單元所體現(xiàn)的壓潰力學(xué)特性。對于中間的Beam梁單元，吸能總量要求相對較大，因此選擇能量吸收能力強的嵌套薄壁直管作為優(yōu)化設(shè)計的原型；對于外側(cè)的Beam梁單元，考慮到其斜向布置對穩(wěn)定性的要求較高，因此選擇帶隔板的薄壁單錐管作為優(yōu)化設(shè)計的原型。圖10所示為2種原型結(jié)構(gòu)的部分外形幾何參數(shù)。

為了保證吸能效率，薄壁結(jié)構(gòu)選用延伸率較高的不銹鋼材料制造。為獲得精確薄壁結(jié)構(gòu)材料的力學(xué)性能，通過準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗機對3個材料樣件進行單軸拉伸試驗，用于確定材料的應(yīng)力—應(yīng)變行為，如圖11所示。

圖12所示為由3次材料拉伸試驗取平均得到的該不銹鋼材料的應(yīng)力?應(yīng)變關(guān)系?？紤]到該材料在塑性硬化階段的特性曲線近似為直線，在有限元模型當(dāng)中，采用Mat-003材料模型定義該不銹鋼的材料屬性。對于材料塑性硬化階段，該模型使用切線模量參數(shù)進行定義，即材料在屈服后至斷裂前硬化曲線的斜率。表1為有限元模型中該不銹鋼材料的詳細(xì)力學(xué)性能參數(shù)。

圖10 2種原型結(jié)構(gòu)的外形幾何參數(shù)

圖11 材料試驗情況及試驗后的材料樣件

圖12 材料試驗獲得的應(yīng)力-應(yīng)變曲線

對于嵌套直管，主要影響其吸能量的部分是外管和內(nèi)管。因此選擇外管和內(nèi)管的壁厚作為優(yōu)化設(shè)計的設(shè)計變量，在初始方案中，外管和內(nèi)管厚度均為5 mm；對于單錐薄壁管，選擇外管壁厚以及隔板壁厚作為設(shè)計變量，初始值均為4 mm。對該初始方案的結(jié)構(gòu)吸能特性進行有限元仿真，結(jié)果表明，該初始設(shè)計不能夠滿足對應(yīng)Beam梁單元的壓潰特性要求。為了獲得能夠滿足吸能量要求的結(jié)構(gòu)參數(shù)，采用遺傳算法結(jié)合有限元計算結(jié)果，以吸能量滿足要求為約束條件，以結(jié)構(gòu)總質(zhì)量最輕為目標(biāo)，進行優(yōu)化。得到優(yōu)化后的結(jié)果如表2所示。

表1 吸能結(jié)構(gòu)用不銹鋼的材料屬性

3.2 地鐵車輛底架前端碰撞性能仿真對比

將優(yōu)化前后薄壁管吸能結(jié)構(gòu)代替Beam梁單元放入底架前端結(jié)構(gòu)的有限元模型中，進行整體碰撞性能的仿真對比。圖13所示為優(yōu)化前后底架前端結(jié)構(gòu)變形序列的對比。

表2 Beam梁單元吸能特性實體化初始及優(yōu)化方案

(a) T=0 ms；(b) T=10 ms；(c) T=50 ms；(d) T=100 ms；(d) T=117 ms

從圖13的變形序列中可以看到，對于優(yōu)化前的底架結(jié)構(gòu)，其變形模式如下：底架結(jié)構(gòu)向前行進，薄壁結(jié)構(gòu)在碰撞發(fā)生后首先發(fā)生變形，10 ms左右直型薄壁結(jié)構(gòu)出現(xiàn)第1個褶皺，50 ms左右生成第2個褶皺，100 ms左右出現(xiàn)第3個褶皺，隨后在117 ms碰撞進行到最后一刻，此時吸能區(qū)壓縮最大。最后底架前端結(jié)構(gòu)與剛性墻分離，最終結(jié)束碰撞過程。而對優(yōu)化后的底架結(jié)構(gòu)來說，其變形序列的整體情況相似，但具體到時間點存在一定程度的差異。當(dāng)優(yōu)化后底架結(jié)構(gòu)碰撞行程到10 mm時，這時直型薄壁方管已經(jīng)先一步生成褶皺，同樣的情況出現(xiàn)在50 ms第2個褶皺生成時。但當(dāng)進行到碰撞的后半程時，第3個褶皺的生成和完全形成則是要慢于優(yōu)化前的底架結(jié)構(gòu)。

如圖14(a)所示，三角形代表的優(yōu)化前直型薄壁方管和單錐薄壁方管在碰撞過程中的吸能量?時間曲線，圓圈是優(yōu)化后直型薄壁方管和單錐薄壁方管的吸能量?時間曲線。整體上看，優(yōu)化后的薄壁方管吸能量統(tǒng)一大于優(yōu)化前的薄壁結(jié)構(gòu)。優(yōu)化后直型薄壁方管和單錐薄壁方管的吸能量分別為285.795 kJ和141.162 kJ，與單獨仿真計算得到的結(jié)果十分接近，且能夠滿足Beam梁單元吸能特性的要求。

(a) 吸能量；(b) 壓潰力

圖14(b)所示為力?時間曲線的對比。由圖14可知，優(yōu)化前后的底架前端結(jié)構(gòu)，在碰撞的初始時刻峰值力差距不大。隨著碰撞過程的持續(xù)，優(yōu)化后結(jié)構(gòu)的碰撞響應(yīng)更平穩(wěn)。這是由于優(yōu)化后的結(jié)構(gòu)參數(shù)使的底架前端整體結(jié)構(gòu)的力流分配更加均勻，從而獲得更加穩(wěn)定的碰撞響應(yīng)。

綜合以上分析，該優(yōu)化方案獲得的底架前端結(jié)構(gòu)在碰撞工況下能夠獲得穩(wěn)定的響應(yīng)并且滿足能量吸收設(shè)計要求。

4 結(jié)論

1) 基于用Beam梁單元代替實體結(jié)構(gòu)的有限元計算模型，對車體底架前端吸能區(qū)的三種傳力路徑方案進行比選，獲得了最優(yōu)的結(jié)構(gòu)布置形式和力學(xué)特性參數(shù)要求。

2) 依據(jù)獲得的Beam梁單元力學(xué)特性參數(shù)要求，選用直型薄壁嵌套管和單錐薄壁方管分別模擬中間和外側(cè)的Beam梁單元，將Beam梁單元進行等效實體化，建立了后續(xù)結(jié)構(gòu)優(yōu)化的基本原型。

3) 對實體化后的底架前端結(jié)構(gòu)進行參數(shù)優(yōu)化，并對優(yōu)化前后的結(jié)構(gòu)碰撞響應(yīng)計算結(jié)構(gòu)進行對比；結(jié)果表明，優(yōu)化后的底架前端結(jié)構(gòu)能夠滿足能量吸收的約束條件，并且碰撞過程響應(yīng)穩(wěn)定。

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The methods of load transfer path planning and structure optimization of the front-end underframe of subway vehicles

XU Ping1, 2, 3, HU Zhengwei1, 2, JIANG Shihong4, XING Jie1, 2, CHEN Kai5, SHANG Yuhuang1, 2

(1. School of Traffic and Transportation Engineering, Central South University, Changsha 410075, China; 2. Key Laboratory of Traffic Safety on Track of Ministry of Education Central South University, Changsha 410075, China; 3. Joint International Research Laboratory of Key Technology for Rail Traffic Safety Central South University, Changsha 410075, China; 4. Engineering Laboratory, CRRC Changchun Railway vehicle Co., Ltd, Changchun 130062, China; 5. CRRC Qingdao Sifang Co., Ltd, Qingdao 266111, China)

According to the optimal principle of load transfer path allocation, three different structural arrangements for the energy absorption zone of the front-end underframe were designed. Based on the finite element model simplified by the Beam elements, the simulation calculations were carried out, and the optimal design was selected. The optimal design was conceptually modeled. The key parameters obtained by the simulation of the design were taken as the target, and two different thin-walled energy absorption structure were designed. Finally, the parameters of the whole front-end underframe were optimized, and the simulation analysis of the front-end structure of the chassis before and after optimization was carried out. The results show that the optimized front-end underframe structure can meet the energy absorption constraints, and the response of the collision process is stable.

metro train; path of force transfer; thin wall structure; numerical simulation; crashworthiness optimization

U270.2

A

1672 ? 7029(2020)05 ? 1252 ? 11

10.19713/j.cnki.43?1423/u.T20191113

2019?12?11

國家重點研發(fā)計劃資助項目(2016YFB1200505-016)；國家自然科學(xué)基金資助項目(51675537)

許平(1971?)，男，湖南婁底人，教授，博士，從事軌道車輛耐撞性研究；E?mail：xuping@csu.edu.cn

(編輯 蔣學(xué)東)