2.4 底架結構靜力學計算分析

2.4.1 理論計算載荷

根據EN 12663-1：2010《鐵路設施 鐵路車輛車身的結構要求》的相關規定^[133]，設計高速列車端部底架結構靜力學的理論計算載荷分布情況。端部底架結構在服役過程中受到的理論計算載荷包括：2個空簧處的垂向載荷F_z；中心銷處的橫向載荷F_2y和縱向載荷F_2x；2個抗蛇行減振器座的縱向載荷F_1x，共計4種載荷，詳細承載情況如圖2-5所示。

根據高速列車端部底架結構實際承載情況，并按照JIS E 7106—2006《鐵路機車車輛客車結構體設計一般要求》的設計載荷要求^[134]，選擇最危險工況（即承載的臨界狀態）來確定靜力學理論計算載荷值。

1）枕梁結構空簧處的垂向載荷F_z：車體整備的重力為311.7kN；定員人數為100人，按照80kgf/人計算，總重力約為80kN；超員人數為200人，總重力約為160kN。當承載人員為定員時，枕梁結構將承擔391.7kN，每個空簧承擔97.9kN（共4個空簧位置）；當承載人員為超員時，枕梁結構將承擔471.7kN，每個空簧承擔117.9kN。按照JIS E 7106—2006的設計載荷要求，確定每個空簧位置的垂向載荷為138kN。其中，靜載為120kN，在運行過程中承受的變動幅載為18kN。

2）抗蛇行減振器座縱向載荷F_1x：按照JIS E 7106—2006對抗蛇行載荷的設計要求，確定抗蛇行減振器縱向載荷為20kN。

3）中心銷處載荷F₂（包括中心銷縱向載荷F_2x和橫向載荷F_2y）：按照JIS E 7106—2006的設計載荷要求，設計載荷按照0.15倍的加速度確定。其中，中心銷處縱向載荷為10.9kN；中心銷處橫向載荷為10.9kN。理論計算載荷數值見表2-1。

2.4.2 約束條件

采用有限元法進行計算分析時，需要了解關鍵結構部件的連接關系并考慮結構的邊界約束條件，盡可能使其與實際承載情況相符。如果邊界約束條件的施加與實際情況不符，將會導致計算結果出現較大的偏差。本章根據EN 12663-1：2010的相關要求對高速列車端部底架結構進行約束。

高速列車端部底架邊梁結構與車體相連接。在服役過程中，枕梁和抗蛇行減振器座是主要的承載部件，而邊梁相對于這些承載部件卻是固定的。因此，在對端部底架結構進行有限元計算分析時，應將邊梁結構全部約束，這樣的約束條件與車體的實際服役情況相符。端部底架結構的邊界約束條件如圖2-6所示，約束方式為將邊梁結構的側面和底面全約束。

2.4.3 有限元仿真結果分析

應用ANSYS 15.0軟件的靜力分析模塊，對端部底架結構進行有限元靜力學計算。圖2-7所示為端部底架結構應力分布，從中可以看出，應力較大的位置出現在枕梁的觀察孔和穿線管處，其中最大的應力約為58.6232MPa；牽引梁和小縱梁處的應力較小，其中最大的應力約為6.3089MPa。

圖2-8所示為端部底架結構位移分布，從中可以看出，最大位移出現在牽引梁和小縱梁處，最大變形量約為1.3048mm；邊梁和抗蛇行減振器座變形較小，其變形量約為0.1057mm。

針對重點研究的端部底架關鍵功能部件，包括枕梁、牽引梁和抗蛇行減振器座。其應力、位移的分布如圖2-9～圖2-14所示。

2.4.4 仿真結果驗證

根據國內某研究機構對4條不同運行線路高速列車端部底架結構的實測應力結果^[135]，驗證本章有限元仿真結果的準確性。實測應力結果是通過準靜態方法識別出不同運行線路中車體抗蛇行減振器座和車鉤的實際承載情況，并獲得不同線路條件下的垂向動載荷系數。4條不同運行線路的垂向動載荷系數和部分載荷識別結果見表2-2。車體關鍵部位動應力最大值的統計結果見表2-3。

將表2-2中給出的4條不同運行線路的載荷識別結果與本章設計的理論計算載荷進行對比可以發現，二者數值相差不大，絕大多數的載荷識別結果低于本章設計的理論計算載荷。因此，采用理論計算載荷對高速列車端部底架結構進行有限元分析相對合理，其能夠反映出底架結構在臨界承載狀態下的服役情況。

圖2-15～圖2-17所示為高速列車端部底架不同部位的有限元分析結果。其中，底架橫梁處的應力為6.6888MPa；抗蛇行減振器座與車體底架連接部的應力為19.9577MPa；抗蛇行減振器座的應力為16.8071MPa。通過與表2-3中給出的不同運行線路車體關鍵部位動應力最大值進行比較可以發現，本章的有限元分析結果與部分實測應力結果相差不大，說明本章設計的邊界約束條件和加載方式能夠反映出高速列車端部底架結構的真實受力情況。