陳逸斐

地鐵車輛端部底架疲勞壽命研究

陳逸斐

（西南交通大學(xué) 牽引動(dòng)力國家重點(diǎn)試驗(yàn)室，四川 成都 610031）

為了考核某地鐵車輛車體的疲勞強(qiáng)度，考慮到現(xiàn)有標(biāo)準(zhǔn)僅提供整車疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)方案而整車試驗(yàn)周期長耗資大，故而需要通過端部底架的疲勞強(qiáng)度對(duì)整車強(qiáng)度形成驗(yàn)證。對(duì)某地鐵車輛車體建立有限元模型并根據(jù)VDV－152:2016建議與BS EN 1999－1－3:2007+A1:2011標(biāo)準(zhǔn)對(duì)整車方案進(jìn)行了疲勞強(qiáng)度虛擬試驗(yàn)；根據(jù)端部底架實(shí)際受力狀態(tài)設(shè)計(jì)工裝并確定等效載荷與等效邊界條件，對(duì)端部底架方案進(jìn)行了疲勞強(qiáng)度虛擬試驗(yàn)。研究結(jié)果表明：端部底架方案損傷最大的三個(gè)位置與整車方案一致，且略大于整車，能夠通過對(duì)端部底架疲勞強(qiáng)度的研究對(duì)整車形成驗(yàn)證。最后設(shè)計(jì)了端部底架的疲勞強(qiáng)度臺(tái)架試驗(yàn)方案。

地鐵車輛；端部底架；有限元；疲勞壽命

隨著城市軌道交通的發(fā)展與鋁合金制造技術(shù)的成熟，城軌車輛車體開始朝著高速化、輕量化發(fā)展，車體的輕量化使得其疲勞強(qiáng)度問題更為值得關(guān)注。

國內(nèi)外學(xué)者對(duì)車體疲勞壽命已經(jīng)進(jìn)行了一系列研究?？姳s[1]采用MBS與FE結(jié)合的方法對(duì)車體結(jié)構(gòu)進(jìn)行疲勞壽命的仿真，通過馬爾科夫鏈隨機(jī)過程理論結(jié)合MAFO技術(shù)對(duì)車體結(jié)構(gòu)疲勞壽命進(jìn)行了預(yù)測(cè)，為今后臺(tái)架試驗(yàn)提供了理論指導(dǎo)。張醒[2]通過MBS方法和FE方法，使用模態(tài)疊加法對(duì)高速列車車體母材和焊接接頭分別基于名義應(yīng)力法和結(jié)構(gòu)應(yīng)力法進(jìn)行了振動(dòng)疲勞壽命預(yù)測(cè)。劉坤[3]根據(jù)EN12663標(biāo)準(zhǔn)對(duì)CRH3動(dòng)車組頭車車體確定工況，采用基于名義應(yīng)力法的IIW標(biāo)準(zhǔn)對(duì)其進(jìn)行了疲勞強(qiáng)度仿真。王新宇[4]通過編寫ABAQUS用戶子程序UMAT并結(jié)合漸進(jìn)損傷分析方法的方式確定碳纖維復(fù)合材料的疲勞分析方法并對(duì)其進(jìn)行了疲勞強(qiáng)度分析，通過實(shí)驗(yàn)結(jié)果與有限元分析結(jié)果對(duì)比確定了仿真結(jié)果可信性，并對(duì)碳纖維復(fù)合材料枕梁進(jìn)行了結(jié)構(gòu)優(yōu)化。于躍斌[5]對(duì)全尺寸貨車車體疲勞試驗(yàn)方法進(jìn)行研究，建立了車體疲勞試驗(yàn)的完整程序，提出了試驗(yàn)過程中涉及的關(guān)鍵技術(shù)問題并加以解決，以C70E敞車為例將臺(tái)架試驗(yàn)數(shù)據(jù)與線路實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比確定了試驗(yàn)方法的合理性。以上幾位學(xué)者的研究對(duì)象主要為車體整體，而以下幾位學(xué)者對(duì)于車體局部結(jié)構(gòu)的疲勞強(qiáng)度進(jìn)行了相應(yīng)的研究。

宋燁[6]根據(jù)大量仿真分析與實(shí)際工程經(jīng)驗(yàn)提出了高速動(dòng)車組車體局部樣機(jī)的等效載荷與邊界條件處理方法，為開展動(dòng)車組車體局部疲勞試驗(yàn)提供了更合理的方案。彭雨洋[7]采用MSB和FE結(jié)合的方法，根據(jù)應(yīng)力水平一致性原則提出了一種高速動(dòng)車組牽枕緩局部的等效載荷與邊界條件處理方法，為牽枕緩局部的疲勞強(qiáng)度設(shè)計(jì)提供了一定指導(dǎo)。胡杰鑫[8]等人對(duì)某地鐵車輛枕梁服役安全性問題進(jìn)行了研究，根據(jù)EN12663標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)靜力學(xué)試驗(yàn)驗(yàn)證有限元模型可靠性，之后對(duì)枕梁在橫幅與變幅載荷下的疲勞強(qiáng)度進(jìn)行了虛擬試驗(yàn)確認(rèn)了該型枕梁無論在橫幅與變幅條件下均符合設(shè)計(jì)與使用的要求。王杰[9]通過MBS和FE相結(jié)合的方法，采用標(biāo)準(zhǔn)軌道譜獲得某車體疲勞評(píng)估部位應(yīng)力時(shí)間歷程并編制載荷譜，結(jié)合關(guān)注部位的材料S－N曲線對(duì)某車體底架的疲勞壽命進(jìn)行了預(yù)測(cè)。

查閱現(xiàn)有標(biāo)準(zhǔn)與現(xiàn)有文獻(xiàn)發(fā)現(xiàn)，現(xiàn)有標(biāo)準(zhǔn)標(biāo)準(zhǔn)、規(guī)范與建議均只提供了整車方案下的疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)方案，現(xiàn)有文獻(xiàn)在對(duì)于地鐵車輛端部底架的疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)方案上也存在一定的空缺?？紤]到整車試驗(yàn)周期長耗資大的實(shí)際工程問題，需要對(duì)某地鐵車輛端部底架設(shè)計(jì)合理的試驗(yàn)方案，使得能夠通過對(duì)端部底架疲勞強(qiáng)度的研究對(duì)整車疲勞強(qiáng)度形成驗(yàn)證。

地鐵車輛承受載荷復(fù)雜，車體作為主要承載部位又是大型復(fù)雜焊接結(jié)構(gòu)，由于焊接接頭疲勞強(qiáng)度與母材具有數(shù)量級(jí)差異，現(xiàn)有標(biāo)準(zhǔn)均以焊接接頭強(qiáng)度考核作為結(jié)構(gòu)整體強(qiáng)度的考核標(biāo)準(zhǔn)，本文的主要研究對(duì)象也是端部底架枕內(nèi)加強(qiáng)筋區(qū)域附近的焊接接頭部分。本文對(duì)某地鐵車輛車體進(jìn)行有限元建模，根據(jù)VDV－152: 2016建議進(jìn)行整車方案下的疲勞強(qiáng)度虛擬試驗(yàn)；設(shè)計(jì)合理工裝連接被試底架與輔助試驗(yàn)底架，根據(jù)端部底架實(shí)際受力狀態(tài)并參考VDV－152:2016建議確定其等效載荷與等效邊界條件，對(duì)端部底架方案進(jìn)行疲勞強(qiáng)度虛擬試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)果表明：端部底架局部慣性加載損傷最大的三個(gè)位置與整車方案下一致且損傷量均略大于整車方案，能夠通過端部底架的疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)對(duì)整車疲勞強(qiáng)度進(jìn)行驗(yàn)證。最后本文設(shè)計(jì)了端部底架局部慣性加載的臺(tái)架試驗(yàn)方案。

1 整車疲勞強(qiáng)度虛擬試驗(yàn)

1.1 整車虛擬試驗(yàn)方案確定

參考某地鐵車輛三維模型、車體總體技術(shù)參數(shù)與車體材料技術(shù)參數(shù)建立車體有限元模型。根據(jù)VDV－152:2016建議對(duì)整車方案的模擬運(yùn)營工況進(jìn)行確定。整車方案的模擬運(yùn)營工況示意圖如圖1所示。

圖1 整車方案模擬運(yùn)營工況

整車方案模擬運(yùn)營工況下，中心銷縱向力F-traction按照±0.15施加為24.94 kN施加于一端位中心銷處，車鉤縱向力F-coupler按照根據(jù)4M2T編組1 m/s2啟動(dòng)加速度牽引不同步時(shí)產(chǎn)生的車鉤力動(dòng)態(tài)幅值進(jìn)行施加為16.96 kN施加于一端位車鉤安裝座處，整車縱向約束施加于二端位車鉤安裝座處；參考轉(zhuǎn)向架相應(yīng)規(guī)范，確定整車橫向載荷為29.74 kN，考慮到空簧變位與橫向止擋變位分?jǐn)偛糠謾M向載荷，查閱相關(guān)文獻(xiàn)確定空簧橫向力F-airspring為3.78 kN施加于各空簧安裝座處從而確定中心銷橫向力F-centerpin為22.18 kN施加于一、二端位中心銷處，整車橫向約束施加于一、二端位對(duì)應(yīng)于橫向力一側(cè)橫向止擋處；整車垂向載荷按照±0.15進(jìn)行慣性加載，整車垂向約束施加于各空簧安裝位處。

根據(jù)EN1999－1－3:2007+A1:2011標(biāo)準(zhǔn)，將焊接接頭區(qū)域強(qiáng)度考核作為結(jié)構(gòu)整體強(qiáng)度考核標(biāo)準(zhǔn)。根據(jù)靜力學(xué)分析結(jié)合實(shí)際工程經(jīng)驗(yàn)，端部底架枕內(nèi)加強(qiáng)筋附近焊接接頭區(qū)域?yàn)榻Y(jié)構(gòu)疲勞控制部位，由于結(jié)構(gòu)存在對(duì)稱性，故建立一半焊接接頭單元，焊接接頭單元總體示意圖如圖2所示。

圖2 焊接接頭單元總體示意圖

根據(jù)EN1999－1－3:2007+A1:2011標(biāo)準(zhǔn)對(duì)各焊接接頭類型進(jìn)行確定。其中：枕內(nèi)加強(qiáng)筋底板與枕梁上蓋板處焊接接頭為對(duì)接焊對(duì)應(yīng)編號(hào)為7.4.3；枕內(nèi)加強(qiáng)筋與枕內(nèi)加強(qiáng)筋底板、枕梁上蓋板、枕梁立板、枕梁下蓋板處焊接接頭為角焊編號(hào)為7.6；枕內(nèi)加強(qiáng)筋底板與地板下表面焊接接頭處為搭接焊編號(hào)為9.4與9.6，其中地板下表面單元為9.4號(hào)焊接接頭模擬焊趾枕內(nèi)加強(qiáng)筋底板單元為9.6號(hào)焊接接頭模擬焊喉。根據(jù)各焊接接頭對(duì)應(yīng)的編號(hào)，在標(biāo)準(zhǔn)中選取相應(yīng)的S－N曲線，并在N－Code中根據(jù)S－N曲線建立相應(yīng)的材料庫，各焊接接頭的S－N曲線如圖3所示。

圖3 各焊接接頭S－N曲線

根據(jù)所確定的模擬運(yùn)營工況載荷與邊界條件，以0.15為單位對(duì)整車方案進(jìn)行靜強(qiáng)度分析，采用準(zhǔn)靜態(tài)法對(duì)整車方案進(jìn)行疲勞強(qiáng)度虛擬試驗(yàn)。試驗(yàn)所用S－N曲線根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)建立，試驗(yàn)評(píng)估位置為整車端部底架枕內(nèi)加強(qiáng)筋附近區(qū)域焊接接頭，試驗(yàn)應(yīng)力修正方式采用FKM修正，S－N曲線置信度取95%，損傷評(píng)估對(duì)象為單元損傷。

1.2 整車虛擬試驗(yàn)結(jié)果

對(duì)整車方案進(jìn)行恒幅載荷疲勞強(qiáng)度虛擬試驗(yàn)，根據(jù)準(zhǔn)靜態(tài)法獲得試驗(yàn)結(jié)果，試驗(yàn)結(jié)果表明：在標(biāo)準(zhǔn)載荷條件下，某地鐵車輛車體經(jīng)過1000萬次循環(huán)最大損傷位置如圖4和表1所示。

圖4 整車疲勞結(jié)果2端部底架疲勞強(qiáng)度虛擬試驗(yàn)

表1 整車疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果

整車最大損傷位置為枕內(nèi)加強(qiáng)筋底板與地板下表面焊接接頭直角拐角處，最大損傷量為0.4558。

2 端部底架疲勞強(qiáng)度虛擬試驗(yàn)

2.1 端部底架虛擬試驗(yàn)方案確定

采用配置撓度的方法對(duì)端部底架垂向載荷進(jìn)行等效，由于單底架慣性配重會(huì)造成傾覆，故設(shè)計(jì)相應(yīng)工裝將被試底架與輔助試驗(yàn)底架連接進(jìn)行配重。以整車對(duì)應(yīng)于中梁位置的地板面撓度為考核對(duì)象，從端墻出發(fā)間隔280 mm布置第一個(gè)測(cè)點(diǎn)，之后每間隔560 mm布置一個(gè)測(cè)點(diǎn)共獲得測(cè)點(diǎn)1～11記錄各測(cè)點(diǎn)撓度獲得整車撓度曲線。在被試底架與輔助試驗(yàn)底架上以測(cè)點(diǎn)2至10的縱坐標(biāo)為基準(zhǔn)在垂直于邊梁方向上形成配重帶MASS1～MASS9，在中間工裝部分對(duì)稱軸處布置配重帶MASS10，端部底架配重方案如圖5所示。

根據(jù)控制變量法，以整車撓度曲線為基準(zhǔn)對(duì)端部底架進(jìn)行配重獲得垂向等效載荷。各配重方案如表2所示，各配重方案下端部底架撓度與整車撓度值如表3所示，各配重方案下端部底架撓度對(duì)比圖如圖6所示。

圖5 端部底架配重方案

表2 CASE1～CASE6配重方案

表3 CASE1～CASE6撓度表現(xiàn)

由于疲勞評(píng)估部位位于枕梁內(nèi)側(cè)即測(cè)點(diǎn)7～11區(qū)域，主要對(duì)測(cè)點(diǎn)7～11區(qū)域撓度進(jìn)行擬合，通過擬合發(fā)現(xiàn)CASE6在測(cè)點(diǎn)8～11區(qū)域相較于整車撓度擬合最好故采用CASE6配重方案作為端部底架垂向等效載荷。根據(jù)端部底架的實(shí)際受力狀態(tài)并參考VDV－152:2016建議對(duì)端部底架其余等效載荷與邊界條件進(jìn)行確定。端部底架疲勞強(qiáng)度虛擬試驗(yàn)方案示意圖如圖7所示。

端部底架中心銷縱向力F-traction與車鉤縱向力F-coupler幅值與作用點(diǎn)與整車一致，端部底架縱向約束施加于二端位車鉤安裝座處；端部底架中心銷橫向力F-centerpin與空簧橫向力F-airspring與整車一致，橫向約束施加于一、二端位橫向止擋處；端部底架垂向等效載荷為CASE6配重，垂向約束施加于各空簧安裝位，在底架靠近端墻位置兩邊梁施加輔助垂向約束。

根據(jù)所確定的等效載荷與等效邊界條件，以0.15為單位對(duì)端部底架方案進(jìn)行靜強(qiáng)度分析，采用準(zhǔn)靜態(tài)法對(duì)端部底架方案進(jìn)行疲勞強(qiáng)度虛擬試驗(yàn)。試驗(yàn)所用S－N曲線根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)建立，試驗(yàn)評(píng)估位置為被試端部底架枕內(nèi)加強(qiáng)筋附近區(qū)域所有焊接接頭，試驗(yàn)應(yīng)力修正方式采用FKM修正，S－N曲線置信度取95%，損傷評(píng)估對(duì)象為單元損傷。

圖6 CASE1～CASE6及整車的撓度曲線

圖7 端部底架疲勞強(qiáng)度虛擬試驗(yàn)方案示意圖

2.2 端部底架虛擬試驗(yàn)結(jié)果

對(duì)端部底架方案進(jìn)行橫幅載荷疲勞強(qiáng)度虛擬試驗(yàn)，根據(jù)準(zhǔn)靜態(tài)法獲得試驗(yàn)結(jié)果，試驗(yàn)結(jié)果表明：在標(biāo)準(zhǔn)載荷條件下，某地鐵車輛端部底架經(jīng)過1000萬次循環(huán)最大損傷位置如圖8和表4所示，端部底架最大損傷位置為枕內(nèi)加強(qiáng)筋底板與地板下表面焊接接頭直角拐角處損傷量為0.6212。將端部底架虛擬試驗(yàn)結(jié)果與整車結(jié)果進(jìn)行比較發(fā)現(xiàn)，端部底架方案損傷最大的三個(gè)位置與整車方案一致且損傷量均大于整車，能夠通過對(duì)端部底架疲勞強(qiáng)度進(jìn)行分析而對(duì)整車疲勞強(qiáng)度進(jìn)行驗(yàn)證。端部底架疲勞強(qiáng)度虛擬試驗(yàn)結(jié)果與整車對(duì)比如表5所示。

3 端部底架疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)設(shè)計(jì)

地鐵車輛端部底架疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)采用MTS液壓站、伺服激振控制器、50 t、25 t、10 t、5 t等級(jí)的液壓伺服作動(dòng)器——即整套MTS液壓伺服系統(tǒng)進(jìn)行加載，數(shù)據(jù)采集設(shè)備采用DH3821動(dòng)靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)。車鉤縱向力通過車鉤處液壓作動(dòng)器加載；中心銷橫向力與縱向力通過六自由度平臺(tái)進(jìn)行加載；垂向載荷通過配重進(jìn)行慣性加載；試驗(yàn)底架與輔助試驗(yàn)底架通過中間工裝進(jìn)行連接，試驗(yàn)方案總圖如圖9所示。

車鉤縱向力通過車鉤縱向力加載工裝在一端位進(jìn)行加載，工裝如圖10[10]所示；中心銷縱向力、橫向力通過安裝在六自由度平臺(tái)上的加載工裝進(jìn)行施加，六自由度平臺(tái)具有6個(gè)液壓作動(dòng)器，能夠?qū)崿F(xiàn)6個(gè)方向的加載，六自由度平臺(tái)如圖11[10]所示；端部底架垂向載荷通過安裝在六自由度平臺(tái)上的二系垂向加載工裝進(jìn)行加載，二系垂向加載工裝如圖12[10]所示。

表4 端部底架疲勞壽命結(jié)果

表5 整車與端部底架疲勞結(jié)果對(duì)比

圖9 端部底架局部慣性加載試驗(yàn)

端部底架縱向通過工裝在二端位車鉤安裝座處約束縱向自由度；端部底架橫向通過橫向止擋工裝約束橫向自由度，橫向止擋工裝如圖13[10]所示；端部底架垂向通過六自由度平臺(tái)進(jìn)行約束，約束位置位于二系垂向加載工裝即各空簧安裝座處。

圖10 車鉤加載工裝[10]

試驗(yàn)前，對(duì)端部底架試件進(jìn)行PT探傷，確保試件沒有裂紋。端部底架疲勞試驗(yàn)分三階段共計(jì)1000萬次，其中：第一階段為600萬次載荷循環(huán)，疲勞試驗(yàn)動(dòng)態(tài)載荷與2.1節(jié)確定載荷一致，車鉤縱向力與中心銷縱向力取相反相位加載；第二階段為200萬次載荷循環(huán)，動(dòng)態(tài)載荷放大為一階段的1.2倍；第三階段為200萬次載荷循環(huán)，動(dòng)態(tài)載荷放大為一階段的1.4倍。在試驗(yàn)進(jìn)行到600萬次、800萬次、1000萬次時(shí)，需進(jìn)行PT探傷。

圖11 六自由度平臺(tái)[10]

圖12 二系垂向加載工裝[10]

圖13 橫向止擋工裝[10]

4 結(jié)論

（1）對(duì)于大型復(fù)雜結(jié)構(gòu)件例如地鐵車輛車體結(jié)構(gòu)，由于試驗(yàn)難度大、成本高、周期長的問題，不適合直接進(jìn)行試驗(yàn)，通過對(duì)端部底架這一車體最重要的承載結(jié)構(gòu)進(jìn)行試驗(yàn)進(jìn)而對(duì)整車的疲勞試驗(yàn)進(jìn)行替代可以很好的解決這個(gè)問題。

（2）端部底架局部慣性加載方案與整車方案在損傷最大的三個(gè)位置上具有較好的一致性且損傷量上均略大于整車，因此能夠通過對(duì)端部底架進(jìn)行疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)而驗(yàn)證整車的疲勞強(qiáng)度。

（3）對(duì)于復(fù)雜結(jié)構(gòu)件，虛擬試驗(yàn)相較于實(shí)際存在明顯的優(yōu)勢(shì)，通過虛擬試驗(yàn)不但試驗(yàn)成本得到了降低、能一次性對(duì)大量位置進(jìn)行分析而且能較為容易的獲得難以貼片位置的應(yīng)力值，節(jié)省大量試驗(yàn)時(shí)間。

[1]繆炳榮. 基于多體動(dòng)力學(xué)和有限元法的機(jī)車車體結(jié)構(gòu)疲勞仿真研究[D]. 成都：西南交通大學(xué)，2007.

[2]張醒. 隨機(jī)載荷作用下的高速列車車體振動(dòng)疲勞分析方法研究[D]. 成都：西南交通大學(xué)，2018.

[3]劉坤. 鋁合金車體抗疲勞能力研究[D]. 大連：大連交通大學(xué)，2013.

[4]王新宇. 地鐵車輛碳纖維復(fù)合材料枕梁結(jié)構(gòu)強(qiáng)度研究[D]. 北京：北京交通大學(xué)，2019.

[5]于躍斌. 鐵路貨車車體疲勞試驗(yàn)方法及關(guān)鍵技術(shù)研究[D]. 北京：北京交通大學(xué)，2018.

[6]宋燁. 動(dòng)車組鋁合金車體疲勞壽命評(píng)估理論與試驗(yàn)研究[D]. 成都：西南交通大學(xué)，2016.

[7]彭雨洋. 高速列車車體及其底架局部疲勞強(qiáng)度研究[D]. 成都：西南交通大學(xué)，2013.

[8]胡杰鑫，謝里陽，喻海洋，等. 基于驗(yàn)證模型的枕梁疲勞壽命預(yù)測(cè)虛擬試驗(yàn)[J]. 西南交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2019，54（1）：106-112.

[9]王杰. 某高速列車底架疲勞壽命預(yù)測(cè)[D]. 沈陽：沈陽理工大學(xué)，2017.

[10]鄔平波，劉潮濤. 成都10號(hào)線端部底架疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)報(bào)告[R].成都：西南交通大學(xué)，2019.

Study on the Fatigue Life of End-underframe for Metro Vehicles

CHEN Yifei

( State Key Laboratory of Traction Power,Southwest Jiaotong University,Chengdu 610031,China )

In order to study the fatigue strength of metro vehicle’s carbody, considering that the existing standards only provide the standard test scheme of the whole vehicle, which leads to high cost and long test cycle, it is necessary to verify the whole vehicle’s fatigue strength through the study of the end-underframe. In this paper, the FE model of a metro vehicle’s carbody and its end-underframe are established, and according to VDV－152:2016 standard and BS EN 1999－1－3:2007+A1:2011 standard, the virtual fatigue test of the whole vehicle scheme is carried out. Then, the jig is designed and the equivalent load and boundary conditions are determined according to the actual stress state of the end-underframe, and the virtual fatigue test of the end-underframe scheme is carried out. The results show that the 3 positions with the largest damage of the end-underframe is the same as that of the whole vehicle and the damage is slightly larger, which can be a good verification of whole vehicle’s fatigue strength. Finally, the fatigue test scheme of the end-underframe is designed.

metro vehicle；end-underframe；FEM；fatigue life

TH134

A

10.3969/j.issn.1006-0316.2021.01.007

1006－0316 (2021) 01－0044－08

2020－06－02

高速列車牽引傳動(dòng)系統(tǒng)耦合振動(dòng)機(jī)理與主動(dòng)減振技術(shù)研究（U1934202）

陳逸斐（1994－），男，浙江嘉善人，碩士研究生，主要研究方向?yàn)闄C(jī)車車輛結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度，E-mail：45328002@qq.com。