許 嬌 吳啟凡 王紅偉 肖守訥 王 尚

(1. 中車青島四方機(jī)車車輛股份有限公司國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室(工程中心), 266111, 青島;2. 中車南京浦鎮(zhèn)車輛有限公司結(jié)構(gòu)研發(fā)部, 210031, 南京;3. 西南交通大學(xué)軌道交通運(yùn)載系統(tǒng)全國(guó)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 610031, 成都)

隨著城市軌道交通(以下簡(jiǎn)稱“城軌”)列車速度的不斷提高,人員傷亡事件發(fā)生的風(fēng)險(xiǎn)也隨之提升,因此,列車運(yùn)行過程中的耐撞性成為研究的重點(diǎn)。綜合考慮到試驗(yàn)成本和現(xiàn)實(shí)條件,較少采用實(shí)車碰撞的方法獲取試驗(yàn)數(shù)據(jù)。在列車耐撞性設(shè)計(jì)過程中,通?；趧?dòng)力學(xué)理論,采用有限元和動(dòng)力學(xué)仿真方法進(jìn)行碰撞仿真。在列車耐撞性設(shè)計(jì)的初始階段,根據(jù)運(yùn)用工況、設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)等僅能得到相關(guān)頂層參數(shù),尚無(wú)法采用有限元仿真檢驗(yàn)車輛設(shè)計(jì)的合理性。有限元方法存在建模復(fù)雜、計(jì)算周期長(zhǎng)的問題;相比之下,參數(shù)化動(dòng)力學(xué)方法[1]能節(jié)約數(shù)倍時(shí)間。在列車參數(shù)設(shè)計(jì)初期,運(yùn)用動(dòng)力學(xué)方法,可以提高其耐撞性設(shè)計(jì)效率。

文獻(xiàn)[2-3]采用無(wú)質(zhì)量的彈簧元件模擬非線性力,將其用于實(shí)際車體之間的連接,并將車體簡(jiǎn)化為質(zhì)點(diǎn),建立了初步的一維碰撞模型。文獻(xiàn)[4]使用ADAMS(機(jī)械系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)自動(dòng)分析系統(tǒng))建立了車輛動(dòng)力學(xué)模型,對(duì)列車發(fā)生褶曲行為以及橫向初始條件進(jìn)行了深入研究。文獻(xiàn)[5]在考慮鋼軌和軌道之間相互作用的基礎(chǔ)上,完善了三維車輛動(dòng)力學(xué)模型,并使用有限元方法同步建立了檢驗(yàn)?zāi)Ｐ?。文獻(xiàn)[6]綜合考慮了車鉤緩沖裝置的加卸載力學(xué)規(guī)律,以及吸能防爬裝置等能量吸收主要區(qū)域?qū)ε鲎驳挠绊?對(duì)車輛的點(diǎn)頭振動(dòng)和吸能結(jié)構(gòu)垂向阻抗力進(jìn)行研究;在SIMPACK軟件中建立了車輛參數(shù)模型,研究了車輛在碰撞中的變化姿態(tài)。

國(guó)內(nèi)外對(duì)城軌列車碰撞三維動(dòng)力學(xué)模型的研究較少。本文將基于車輛-軌道(以下簡(jiǎn)稱“車軌”)耦合動(dòng)力學(xué)理論,將車體、轉(zhuǎn)向架及防爬吸能裝置等簡(jiǎn)化為相應(yīng)的數(shù)學(xué)模型,在此基礎(chǔ)上搭建列車碰撞三維動(dòng)力學(xué)仿真平臺(tái)并進(jìn)行驗(yàn)證。同時(shí)對(duì)列車動(dòng)力學(xué)參數(shù)進(jìn)行篩選,研究其對(duì)列車碰撞過程中爬車行為的影響。

1 理論背景

1.1 車軌耦合碰撞動(dòng)力學(xué)模型

本文基于文獻(xiàn)[7]的車軌空間耦合模型中的動(dòng)力學(xué)模型,以及文獻(xiàn)[8]的適用于軌道交通車輛非線性碰撞的動(dòng)力學(xué)模型,建立了列車碰撞三維動(dòng)力學(xué)模型。本文將原模型按照實(shí)際碰撞過程中各部件之間的連接關(guān)系進(jìn)行了調(diào)整,將各子部件簡(jiǎn)化為質(zhì)點(diǎn)或力元,從而建立了車軌耦合碰撞動(dòng)力學(xué)模型。

為了使計(jì)算的精度和準(zhǔn)確度達(dá)到更好的平衡,在建立和簡(jiǎn)化模型的過程中進(jìn)行了以下設(shè)置和簡(jiǎn)化:

1) 輪軌間做光滑處理,在主、被動(dòng)列車之間設(shè)置40 mm的高差以模擬車輛正常運(yùn)行中由于輪軌間激勵(lì)產(chǎn)生的垂向錯(cuò)動(dòng)。

2) 吸能防爬裝置、懸掛裝置及車鉤緩沖裝置等只考慮阻尼參數(shù)和等效剛度。

3) 輪對(duì)、構(gòu)架及車體都為剛體,且質(zhì)量集中于重心。

車輛模型由車體、轉(zhuǎn)向架及輪對(duì)組成,且兩兩之間通過非線性彈簧元件與阻尼部件進(jìn)行連接。完整的車輛模型總計(jì)38個(gè)自由度。

等效集總參數(shù)軌道模型以及彈性離散點(diǎn)支承模型廣泛應(yīng)用于商業(yè)多體動(dòng)力學(xué)軟件,適用于研究車輛與軌道之間的動(dòng)態(tài)相互作用[8]。該軌道模型由地基軌枕和鋼軌組成,其連接方式均采用阻尼元件和彈簧。整個(gè)軌道模型共12個(gè)自由度。

1.2 Hertz接觸理論

在列車發(fā)生碰撞的過程中,碰撞力流和能量從車鉤緩沖裝置開始傳遞至車體。在垂向上,由于空氣彈簧等懸掛結(jié)構(gòu)主要承載車體部件,列車碰撞能量通過其傳遞至轉(zhuǎn)向架,再通過軸箱等懸掛裝置傳遞至輪對(duì)。車輛模型與軌道模型之間存在輪軌相互作用力,可通過Hertz接觸理論計(jì)算輪軌間的彈性接觸力。

1.3 剛體非線性連接模型

1.3.1 車鉤緩沖裝置模型

在列車編組中,車鉤緩沖裝置作為各節(jié)車輛間的基本連接部件,主要可將列車運(yùn)行過程中產(chǎn)生的驅(qū)動(dòng)力和制動(dòng)力進(jìn)行傳遞;而在列車中低速碰撞過程中,通過壓潰管吸能結(jié)構(gòu)的形變,可將列車碰撞過程中的沖擊動(dòng)能轉(zhuǎn)化為內(nèi)能,保護(hù)車體不受損傷。車鉤緩沖裝置的非線性遲滯特性曲線[9](見圖1)包括壓潰管曲線和緩沖器曲線,該曲線包含了二次加載和二次卸載的情況。

舟山電網(wǎng)是浙江省十一個(gè)地市電網(wǎng)中唯一的海島電網(wǎng)，通過4回220 kV交流線路、3回110 kV交流線路和±50 kV直流線路與大陸電網(wǎng)相聯(lián)，共擁有220 kV變電站5座，±200 kV柔性直流輸電工程換流站5座，110 kV變電站28座，35 kV變電站26座，用戶變26個(gè)[2]。

圖1 車鉤緩沖裝置的非線性遲滯特性曲線

1.3.2 吸能防爬裝置模型

吸能防爬裝置作為列車碰撞過程中的第二級(jí)吸能結(jié)構(gòu),防爬齒嚙合后,可有效防止兩節(jié)車體之間的垂向錯(cuò)動(dòng),而吸能結(jié)構(gòu)在變形中可將動(dòng)能轉(zhuǎn)化為內(nèi)能。文獻(xiàn)[10]的研究結(jié)果表明,吸能防爬裝置的力學(xué)特性曲線可以采用縱向力-縱向變形量來等效。與車鉤緩沖裝置模型類似,吸能防爬裝置的力學(xué)特性也可以采用非線性遲滯曲線來表示,見圖2。

圖2 吸能防爬裝置的遲滯特性曲線

1.3.3 懸掛裝置模型

一系懸掛裝置和二系懸掛裝置中,彈性連接元件的力學(xué)特性可以采用對(duì)應(yīng)的剛度特性曲線和阻尼特性曲線來描述,如圖3所示。

注:e1zc為一系懸掛裝置的垂向壓縮行程;e1zs為一系懸掛裝置的垂向拉伸行程及其與限位止擋的距離之和;k1z1和k1z2為一系懸掛裝置的第一、第二階段垂向等效剛度;e2zc為二系懸掛裝置的垂向壓縮行程;e2zs為二系懸掛裝置的垂向拉伸行程及其與限位止擋之間的距離之和;k2z1和k2z2分別為二系懸掛裝置的第一、第二階段垂向等效剛度。

2 列車碰撞三維動(dòng)力學(xué)仿真平臺(tái)

2.1 迭代算法

列車在碰撞過程中產(chǎn)生的自由度可達(dá)到數(shù)百個(gè),傳統(tǒng)的紐馬克法等隱式算法在針對(duì)非線性鐵路車輛系統(tǒng)的計(jì)算中誤差較大。當(dāng)車軌耦合碰撞動(dòng)力學(xué)模型中涉及垂向非線性輪軌接觸關(guān)系時(shí),四階龍格-庫(kù)塔法等計(jì)算方法可能會(huì)出現(xiàn)虛假振蕩,而精細(xì)積分算法能夠保證很高的計(jì)算精度但計(jì)算效率偏低。文獻(xiàn)[11]提出了修正雙步長(zhǎng)顯式法,該算法的計(jì)算速度是四階龍格-庫(kù)塔法的4倍,且能夠有效地解決列車非線性碰撞問題中車鉤鎖死的問題。

2.2 列車碰撞三維動(dòng)力學(xué)模型驗(yàn)證

本文計(jì)算了列車碰撞三維動(dòng)力學(xué)模型的對(duì)應(yīng)工況。根據(jù)EN 15227:2020,該模型中主、被動(dòng)列車均為4節(jié)編組。在碰撞速度為25 km/h的情況下,采用主動(dòng)列車撞擊靜止的被動(dòng)列車,并選取速度、加速度和輪對(duì)最大抬升量作為對(duì)比參數(shù)。同時(shí)采用列車碰撞有限元模型來驗(yàn)證列車碰撞三維動(dòng)力學(xué)模型的精度。

結(jié)果顯示:列車碰撞有限元模型和列車碰撞三維動(dòng)力學(xué)模型計(jì)算的速度整體趨勢(shì)比較接近,頭車的車鉤大約在0.25 s時(shí)發(fā)生了剪斷;在0.60 s時(shí),列車的整個(gè)碰撞過程結(jié)束,各節(jié)車輛速度都趨于同一個(gè)穩(wěn)定值。在加速度方面,列車碰撞有限元模型中車輛加速度峰值出現(xiàn)在0.05 s左右,而列車碰撞三維動(dòng)力學(xué)模型中車輛加速度峰值出現(xiàn)在0.03 s左右。在列車碰撞三維動(dòng)力學(xué)模型中,將車體視為剛性質(zhì)點(diǎn);而在列車碰撞有限元模型中,將車體視為彈塑性體。因此,在車體縱向碰撞力流的傳遞過程中,其部件微小彈塑性變形的累加會(huì)導(dǎo)致延遲現(xiàn)象的產(chǎn)生。

圖4為兩種模型下的輪對(duì)最大抬升量-時(shí)間關(guān)系曲線。由圖4可見:兩種模型中輪對(duì)最大抬升量曲線隨時(shí)間變化趨勢(shì)十分接近,且其峰值的相對(duì)誤差僅1.6%。相對(duì)于列車碰撞有限元模型,列車碰撞三維動(dòng)力學(xué)模型并無(wú)彈塑性材料來吸收碰撞時(shí)產(chǎn)生的能量,所以該模型中輪對(duì)最大抬升量峰值會(huì)比列車碰撞有限元模型更早到來。

圖4 兩種模型下的輪對(duì)最大抬升量-時(shí)間關(guān)系曲線

3 列車碰撞動(dòng)力學(xué)參數(shù)對(duì)輪對(duì)抬升量的影響

隨著碰撞的進(jìn)行,位于車輛端部的車鉤部件率先被壓縮。通常情況下車鉤安裝在其與車輛質(zhì)心距離較大的位置,且存在較大的車鉤軸向力,這種情況下會(huì)出現(xiàn)一個(gè)較大的作用力矩使司機(jī)室與客室出現(xiàn)點(diǎn)頭轉(zhuǎn)動(dòng);與此同時(shí),由于車鉤垂向偏轉(zhuǎn)角的存在,車鉤軸向力會(huì)產(chǎn)生垂向的分力將車體抬升。綜合上述情況,車輛一位端的二系懸掛裝置總體處于壓縮狀態(tài),二位端的二系懸掛裝置總體處于拉伸狀態(tài)。隨著車鉤軸向力的進(jìn)一步增大,以及兩端拉伸和壓縮狀態(tài)的持續(xù)推進(jìn),處于拉伸狀態(tài)的二系懸掛裝置的空氣彈簧達(dá)到其臨界值接觸限位止擋,此時(shí)由車體單獨(dú)的垂向運(yùn)動(dòng)轉(zhuǎn)化為車體帶動(dòng)轉(zhuǎn)向架一起抬升。類似地,當(dāng)處于拉伸狀態(tài)的一系懸掛裝置的空氣彈簧達(dá)到其臨界值接觸限位止擋時(shí),該裝置彈簧拉伸產(chǎn)生的垂向力將輪對(duì)向上抬起,從而引發(fā)列車整體的爬車行為。

3.1 車間作用對(duì)輪對(duì)抬升量的影響

車間作用主要考慮了車間作用力和作用距離的影響?，F(xiàn)設(shè)置頭車吸能防爬裝置作用力值為2 090 kN,車鉤壓潰管作用力值為1 030 kN,車鉤緩沖器作用力值為930 kN;中間車車鉤壓潰管作用力值為930 kN,車鉤緩沖器作用力值為830 kN。設(shè)置主、被動(dòng)車高差為40 mm,吸能防爬裝置以及頭車、中間車車鉤至車體質(zhì)心的垂向距離均為1.3 m。以此為基準(zhǔn)比率1,將車間作用力和作用距離設(shè)置在0.8～1.2的比率范圍內(nèi)進(jìn)行研究。

頭車車間作用力比率-輪對(duì)抬升量關(guān)系曲線如圖5所示。由圖5可見:頭車車間作用力比率在0.8～1.2的范圍內(nèi)變化時(shí),輪對(duì)抬升量總體呈上升態(tài)勢(shì);頭車車間作用力比率在0.8～1.1的范圍內(nèi)變化時(shí),輪對(duì)抬升量的變化逐漸趨于平穩(wěn);而當(dāng)頭車車間作用力比率處于1.1～1.2范圍內(nèi)時(shí),輪對(duì)抬升量又出現(xiàn)了快速上升變化趨勢(shì)。

圖5 頭車車間作用力比率-輪對(duì)抬升量關(guān)系曲線

中間車車間作用力比率-輪對(duì)抬升量關(guān)系曲線如圖6所示。由圖6可見:中間車車間作用力比率在0.80～1.20范圍內(nèi)變化時(shí),以比率為0.95作為分界點(diǎn);當(dāng)車間作用力比率在0.80～0.95范圍內(nèi)變化時(shí),輪對(duì)抬升量的變化呈快速下降趨勢(shì);而車間作用力比率在0.95～1.20范圍內(nèi)變化時(shí),輪對(duì)抬升量又趨于平穩(wěn),且曲線變化的極大、極小差值為2.8 mm。

圖6 中間車車間作用力比率-輪對(duì)抬升量關(guān)系曲線

主、被動(dòng)車高差比率-輪對(duì)抬升量關(guān)系曲線如圖7所示。由圖7可見:主、被動(dòng)車高差比率在0.80～1.20范圍內(nèi)變化時(shí),輪對(duì)抬升量出現(xiàn)了比較穩(wěn)定的增加態(tài)勢(shì),但提升幅度有限,輪對(duì)抬升量的最大變化量?jī)H為0.17 mm,說明此項(xiàng)參數(shù)對(duì)輪對(duì)抬升量影響較小。

圖7 主、被動(dòng)車高差比率-輪對(duì)抬升量關(guān)系曲線

吸能防爬裝置、頭車車鉤和中間車鉤等的安裝點(diǎn)(以下簡(jiǎn)稱“安裝點(diǎn)”)至車體質(zhì)心的垂向距離比率-輪對(duì)抬升量關(guān)系曲線如圖8所示。由圖8可見:安裝點(diǎn)至車體質(zhì)心垂向距離比率在0.80～1.20范圍內(nèi)變化時(shí),輪對(duì)抬升量出現(xiàn)了相對(duì)大幅度的提升,且其最大變化量達(dá)到了4.89 mm,說明此項(xiàng)參數(shù)對(duì)輪對(duì)抬升量影響較大。

圖8 安裝點(diǎn)至車體質(zhì)心的垂向距離比率-輪對(duì)抬升量關(guān)系曲線

3.2 車體參數(shù)對(duì)輪對(duì)抬升量的影響

在列車發(fā)生爬車現(xiàn)象的過程中,車鉤緩沖裝置和吸能防爬裝置均對(duì)車體提供了點(diǎn)頭轉(zhuǎn)動(dòng)力矩和垂向分力,其中點(diǎn)頭轉(zhuǎn)動(dòng)力矩的大小取決于車鉤部件與吸能防爬裝置的安裝點(diǎn)和車體的質(zhì)心位置,而二系懸掛裝置的行程變化量則與車輛定距密切相關(guān)。選取車體質(zhì)量、車體質(zhì)心高度和車輛定距等3項(xiàng)參數(shù)。車體質(zhì)量設(shè)置為29 976 kg ,二系懸掛裝置、車鉤緩沖裝置和吸能防爬裝置至車體質(zhì)心的垂向距離分別設(shè)置為1.41 m、1.30 m、1.30 m,車輛定距的一半為7.5 m。以此為基準(zhǔn)比率1,設(shè)置0.8～1.2的比率范圍進(jìn)行研究。

車體質(zhì)量比率-輪對(duì)抬升量關(guān)系曲線如圖9所示。由圖9可見:車體質(zhì)量比率在0.8～1.2范圍內(nèi)變化時(shí),以比率為1.1為趨勢(shì)分界點(diǎn),輪對(duì)抬升量先出現(xiàn)快速下降的趨勢(shì),隨后逐漸趨于平緩,并在1.1時(shí)達(dá)到最低,之后則又出現(xiàn)了提升態(tài)勢(shì),其最大變化量約為7.43 mm,說明此項(xiàng)參數(shù)對(duì)爬車行為影響顯著。

圖9 車體質(zhì)量比率-輪對(duì)抬升量關(guān)系曲線

車體質(zhì)心高度比率-輪對(duì)抬升量關(guān)系曲線如圖10所示。由圖10可見:車體質(zhì)心高度比率在0.8～1.2范圍內(nèi)變化時(shí),輪對(duì)抬升量出現(xiàn)了較大幅度的提升,其最大變化量達(dá)到了4.81 mm,說明此項(xiàng)參數(shù)對(duì)輪對(duì)抬升量影響較大。車輛定距比率-輪對(duì)抬升量關(guān)系曲線如圖11所示。由圖11可見:車輛定距比率在0.8～1.2范圍內(nèi)變化時(shí),輪對(duì)抬升量同樣出現(xiàn)了較大幅度的增加,其最大變化量達(dá)到了2.65 mm。

圖10 車體質(zhì)心高度比率-輪對(duì)抬升量關(guān)系曲線

圖11 車輛定距比率-輪對(duì)抬升量關(guān)系曲線

3.3 懸掛參數(shù)對(duì)輪對(duì)抬升量的影響

本文選取了一系懸掛裝置和二系懸掛裝置垂向剛度兩種指標(biāo)探討其對(duì)輪對(duì)抬升量的影響。一系垂向剛度設(shè)置為1 298 600 N/m,二系垂向剛度設(shè)置為377 000 N/m,以此為基準(zhǔn)比率1,設(shè)置0.8～1.2的比率范圍進(jìn)行研究。

二系懸掛裝置垂向剛度比率-輪對(duì)抬升量關(guān)系曲線如圖12所示。由圖12可見:二系懸掛裝置垂向剛度比率在0.8～1.2的范圍內(nèi)變化時(shí),輪對(duì)抬升量出現(xiàn)了先快速下降后平穩(wěn)降低的趨勢(shì);垂向剛度比率在0.8～0.9的范圍內(nèi)下降趨勢(shì)較為明顯,且其最大變化量達(dá)到了51.86 mm;而垂向剛度比率在0.9～1.2的范圍內(nèi)變化時(shí),輪對(duì)抬升量下降趨勢(shì)放緩,且其最大變化量?jī)H為11.76 mm。因此,不難發(fā)現(xiàn),二系懸掛裝置垂向剛度對(duì)輪對(duì)抬升量影響很大。

圖12 二系懸掛裝置垂向剛度比率-輪對(duì)抬升量關(guān)系曲線

一系懸掛裝置垂向剛度比率-輪對(duì)抬升量關(guān)系曲線如圖13所示。由圖13可見:一系懸掛裝置垂向剛度對(duì)輪對(duì)抬升量的影響與二系懸掛裝置垂向剛度截然相反,一系懸掛裝置垂向剛度比率在0.8～1.2范圍內(nèi)變化時(shí),輪對(duì)抬升量出現(xiàn)了比較均勻的上升趨勢(shì),且輪對(duì)抬升量的整體變化量為8.21 mm。由此表明,一系懸掛裝置垂向剛度對(duì)于輪對(duì)抬升量影響較小。

圖13 一系懸掛裝置垂向剛度比率-輪對(duì)抬升量關(guān)系曲線

3.4 列車碰撞動(dòng)力學(xué)參數(shù)敏感度分析

為定性分析列車各項(xiàng)動(dòng)力學(xué)參數(shù)對(duì)列車碰撞垂向響應(yīng)的敏感度,采用比率為0.8～1.2范圍內(nèi)輪對(duì)抬升量的變化量表征列車碰撞垂向敏感度。將上述車間作用力、車體參數(shù)和懸掛裝置涉及的9個(gè)參數(shù)的敏感度進(jìn)行排序,最終挑選出5個(gè)敏感性較強(qiáng)的參數(shù),分別是安裝點(diǎn)至車體質(zhì)心垂向距離、車體質(zhì)量、車體質(zhì)心高度、二系懸掛裝置垂向剛度和一系懸掛裝置垂向剛度。不同比率下的輪對(duì)抬升量如圖14所示。

圖14 各參數(shù)比率下的輪對(duì)抬升量

由圖14可知:當(dāng)參數(shù)比率在0.8～1.0范圍內(nèi)變化時(shí),5個(gè)敏感性參數(shù)的排序依次為二系懸掛裝置垂向剛度、車體質(zhì)量、車體質(zhì)心高度、安裝點(diǎn)至車體質(zhì)心垂向距離、一系懸掛裝置垂向剛度;當(dāng)參數(shù)比率在1.0～1.2范圍內(nèi)變化時(shí),上述參數(shù)的排序依次為一系懸掛裝置垂向剛度、安裝點(diǎn)至車體質(zhì)心垂向距離、車體質(zhì)心高度、車體質(zhì)量及二系懸掛裝置垂向剛度。

4 結(jié)語(yǔ)

本文對(duì)城軌列車碰撞過程中的爬車行為進(jìn)行了研究,建立了列車碰撞三維動(dòng)力學(xué)仿真平臺(tái),并驗(yàn)證了其精度?；谒⒌钠脚_(tái),以輪對(duì)抬升量作為評(píng)價(jià)指標(biāo),研究了車鉤緩沖裝置等部件的車間作用力,以及車體參數(shù)對(duì)于列車發(fā)生爬車行為的影響程度,得到了二系懸掛裝置垂向剛度、車體質(zhì)量、車體質(zhì)心高度、安裝點(diǎn)至車體質(zhì)心垂向距離及一系懸掛裝置垂向剛度共5個(gè)敏感度較強(qiáng)的參數(shù)。當(dāng)參數(shù)比率在0.8～1.0范圍內(nèi)變化時(shí),二系懸掛裝置垂向剛度和車體質(zhì)量?jī)身?xiàng)參數(shù)的敏感度較強(qiáng);當(dāng)參數(shù)比率在1.0～1.2范圍內(nèi)變化時(shí),一系懸掛裝置垂向剛度和安裝點(diǎn)至車體質(zhì)心垂向距離的敏感性較為突出。因此,在列車耐撞性設(shè)計(jì)中,應(yīng)優(yōu)先確定上述參數(shù)的取值,在此基礎(chǔ)上進(jìn)一步關(guān)聯(lián)其他參數(shù),從而獲得列車參數(shù)對(duì)其碰撞響應(yīng)的影響規(guī)律,可為車輛設(shè)計(jì)提供有益建議。