高速列車設備艙裙板氣動強度研究

王金田，蓋杰，余以正,孫健

(中車長春軌道客車股份有限公司 國家軌道客車工程研究中心，吉林 長春 130062)

隨著高速列車運行速度不斷提高，由此產生的空氣動力學問題也備受關注，氣動載荷對列車車體和其附屬裝備的影響愈加突出.高速列車設備艙裙板作為降低空氣阻力、保護車下懸掛設備的關鍵裝置，其本身的結構強度和抗沖擊變形性能對動車組的安全運營至關重要[1].針對高速列車設備艙裙板的自身結構強度問題，國內學者進行了大量工作.姜成等采用空氣炮沖擊試驗方法，分析了各因素對裙板沖擊變形性能的影響[2].方靜賽等對高速動車組轉向架裙板進行模態分析和氣動疲勞特性研究[3].范樂天等對某型號高速列車設備艙玻璃鋼裙板的氣動載荷進行分析，并對裙板、安裝座以及螺栓進行仿真分析評估[4].徐練等通過在武廣線對設備艙氣動載荷的實車測試得到裙板最大氣動載荷為1 644 Pa，最大氣動載荷 出 現 在 明 線 會 車 工 況[5]， 但是范 樂 天 等 仍 采 用6 000 Pa載荷對設備艙裙板結構進行強度評估[6].程建峰等采用仿真分析方法對某型號高速列車設備艙裙板在3 750 Pa氣動載荷作用下的靜強度進行分析評估[7].目前設備艙裙板方案設計中需采用的氣動壓力加載條件還沒有達成統一標準.

設備艙裙板作為高速列車的附屬裝備，列車出廠服役前必須要對其結構強度進行試驗測試，其中包括靜壓力試驗和氣動疲勞試驗測試(本文將此兩項試驗統稱為氣動強度試驗).氣動疲勞試驗是動載荷試驗，交變載荷施加頻率和均布載荷施加方式是該試驗的難點.國內通用的交變氣壓載荷裝置都是用風機實現的，例如王前選等利用羅茨鼓風機實現了對高速列車車體施加交變載荷[8].秦建忠等采用活塞式交變氣壓載荷裝置完成標準化動車組車窗(門)氣壓疲勞試驗[9].

高速列車設備艙裙板是“不封閉”的內外連通設計，目前國內還沒有利用風機系統和活塞式交變氣壓裝置完成設備艙裙板的氣動強度試驗測試.依據高速列車設備艙裙板氣動性能技術條件和試驗周期要求，本文研究設備艙裙板氣動強度試驗方法并實施試驗測試，同時通過接觸非線性仿真計算對裙板氣動強度進行分析和試驗工裝改進.

1 設備艙裙板氣動強度技術要求

某型高速列車設備艙裙板尺寸約為1.7 m×0.8 m，材料為6005A-T6鋁合金，型材厚度為2 mm左右.裙板上部通過安裝座連接到車體，裙板下部通過鎖銷與設備艙底板相連.裙板內部有兩塊格柵(尺度約為0.6 m×0.4 m)，格柵為內外連通結構，有設備艙內外通風散熱作用.格柵安裝框通過螺栓固定在裙板型材上.圖1是設備艙裙板結構示意圖，圖1(a)中虛線框為格柵安裝位置，外法向指向車外環境.按照時速350公里速度級的高速列車設備艙裙板技術條件，設備艙裙板氣動強度應滿足以下要求：①設備艙裙板可承受±6 kPa靜壓力載荷(正壓方向為從車外環境指向設備艙內，負壓方向相反)，裙板結構無永久變形和損壞； ②設 備 艙 裙板可承受200萬次周期循環的±2.5 kPa氣動疲勞載荷，裙板無損壞.為滿足項目執行周期要求，設備艙裙板的200萬次氣動疲勞試驗需在一個月周期內完成，也就是試驗裝置交變載荷頻率應不小于1 Hz.

(a)設備艙裙板外側

2 設備艙裙板氣動強度試驗方法

按照設備艙裙板氣動強度試驗的技術要求，該試驗的短周期要求是試驗方案設計的主要制約.施加氣動載荷的理想方法是采用氣壓加載，本試驗先對氣壓加載法進行考量.高速列車車體氣動疲勞試驗是采用風機系統完成，例如采用羅茨鼓風機作為壓力源，氣動蝶閥配合單向閥作為正負壓切換控制元件，實現交變氣動載荷[8].但受制于閥門的切換速度，該試驗裝置壓力交變頻率低，對于裙板這類“不封閉”結構的200萬次交變載荷試驗，試驗周期過長而不能滿足項目要求.動車組車窗(門)氣動疲勞試驗采用活塞式交變氣壓載荷裝置[9]，該試驗裝置利用液壓系統使作動器往復運動來壓縮、抽拉密封腔內的空氣，進而對試驗件施加動態氣動載荷.該試驗裝置可以滿足車窗在1.5 Hz下±4.5 kPa與±6 kPa的試驗要求.活塞式交變氣壓載荷裝置對試驗件要求是封閉結構，在密封腔內通過活塞運動形成正負表面壓力，因此該試驗裝置對于“不封閉”裙板的氣動強度試驗不適用.

對于設備艙裙板這類“不封閉”結構，氣動疲勞試驗采用氣壓加載法不能滿足項目要求，因此本文最終采用集中力施加方法.試驗采用微機控制電子萬能試驗機裝置，氣缸作動器通過分配工裝對設備艙裙板施力.該裝置的優點是試驗操作安全方便，負載大，加載動作迅速，反應快，加載頻率滿足項目要求.該裝置的缺點是不能與實際氣動壓力環境相同進行壓力均布加載，只能采用多個集中載荷代替均布載荷形成“等效載荷”.局部集中加載方式由于施壓面積小，從而對結構強度的要求更高，因此該方法可以檢驗結構強度，但是不能用于測量試件在實際氣動載荷工況中的變形值.

為形成盡量多的集中載荷“等效”模擬氣動壓力的均布載荷，本文試驗的分配工裝采用最大限度施壓面積，因此分配工裝的設計方案是制作與裙板與格柵試件隨型的一體化玻璃鋼工裝.玻璃鋼工裝的制作要求是最大限度覆蓋裙板和格柵表面，并且玻璃鋼工裝應最大限度與裙板和格柵表面貼合.玻璃鋼工裝模具是通過設備艙裙板倒模制作.圖2為玻璃鋼工裝成品圖.與設備艙裙板外側貼合的玻璃鋼工裝重500 N，與設備艙裙板內側貼合的玻璃鋼工裝重550 N.

圖2 玻璃鋼工裝示意圖

圖3是氣動疲勞試驗加載裝置圖.加載氣缸、試驗工裝和設備艙裙板都固定在鋼架上.氣缸加載位置對應工裝中心，鋼架中心線、裙板中心線和工裝中心線都在同一平面上.裙板上邊安裝座連接孔和裙板下邊鎖銷連接處完全固定在鋼架上.采用上下兩組氣缸加載裝置連接玻璃鋼工裝，分別對裙板外側表面和內側表面加載，通過調整上下加載時差進而對裙板試件施加交變載荷.靜壓力試驗裝置與氣動疲勞試驗裝置類似，只需采用單側工裝對裙板施加載荷，所以本文對靜壓力試驗裝置不做過多說明.氣缸加載裝置加力值F的計算公式為

F=P·S±M·g

(1)

式中:P為模擬的表面壓力，Pa；S為受壓表面積(玻璃鋼工裝與裙板試件的接觸面積)，m2；M為玻璃鋼工裝質量，kg.g為重力加速度(9.81 m/s2).如果氣缸加載方向與重力方向相同則式(1)取負號，反之式(1)取正號.

圖3 氣動疲勞試驗加載裝置圖

3 設備艙裙板氣動強度仿真分析

3.1 設備艙裙板氣動強度試驗結果

設備艙裙板的±6 kPa靜壓力試驗所使用的受壓面積和氣缸加載力可見表1.靜壓力試驗中使用三向應變片測量3處位置的 應 力 值， 圖4為-6 kPa靜壓力試驗使用的裙板外側3處測點的位置示意圖，測點1、2、3的應變片中心位置距裙板底邊的距離分別是370、245和670 mm.+6 kPa靜壓力試驗采用應力測試點在 裙 板 內 側 對 應 位置.表1也列出3處測點的vonMises應力值測試結果，從表中可以看到測試值都小于材料屈服強度215 MPa，并且裙板結構無永久變形和損壞.

表1 設備艙裙板±6 kPa靜壓力試驗參數和結果

設備艙裙板的±2.5 kPa氣動疲勞試驗上下氣缸加載力分別為1 160和1 847.5 N.該試驗裝備的交變載荷頻率為1 Hz，完成200萬次周期循環加載時長約為23天.試驗完成后采用滲透方法對裙板進行探傷，測試結果表明裙板無損傷.

綜上所述，設備艙裙板靜壓力試驗和氣動疲勞試驗結果都滿足其技術要求.

3.2 設備艙裙板氣動強度仿真分析與試驗工裝改進

采用仿真分析方法對設備艙裙板的+6 kPa靜壓力試驗模型進行仿真分析.采用Hypermesh軟件進行計算模型前處理，玻璃鋼工裝采用實體單元建模，重量為500 N，彈性模量為17 GPa，泊松比為0.18.裙板采用實體單元和殼單元建模.有限元模型共劃分網格數目約139萬，網格尺度約為10 mm.根據計算模型的接觸面積，采用式(1)計算得到玻璃鋼上共施加3 483 N的力，設備艙裙板約束方式與試驗一致(見圖5(a)).玻璃鋼工裝與裙板間設置點面接觸，裙板上設置的名義接觸點數是6 998個.通過Permas軟件進行接觸非線性分析，得到裙板受到的接觸壓力分布(見圖5(b)).受玻璃鋼作用裙板擠壓變形，但不是所有設置接觸的表面都會受到玻璃鋼工裝的施壓.圖5(b)是模擬+6 kPa靜壓力試驗得到的接觸壓力分布圖，有色區域是接觸壓力不小于6 kPa部分，可將此區域視為實際接觸面積(該范圍的接觸壓力值滿足施壓目標)，相應的實際接觸點數共計1 760個，實際接觸率是25%(實際接觸率是實際接觸面積與名義接觸面積之比). 從 圖 中 可以看到實際接觸范圍主要集中在裙板中間部分，其他實際接觸范圍在約束附近并且集中在寬度約為20 mm的條帶內.

(a)有限元模型示意圖

為縮短工裝制作和試驗周期、節約試驗工裝成本，通過對設備艙裙板+6 kPa靜壓力下的接觸壓力分布范圍研究，只保留產生實際接觸壓力的部分工裝，并對該工裝加載進行仿真計算，探查產生接觸壓力的效果.試驗工裝的改進方案是將一體式玻璃鋼工裝改為分離的3塊(見圖6(a))，3塊工裝總重量約為115 N，較一體式工裝減重77%.每塊工裝與裙板的名義接觸面積約為0.1 m2，利用式(1)計算得到氣缸加載力應為1 685 N，較一體式工裝加載力減小52%.

(a)改進工裝示意圖

針對設備艙裙板+6 kPa靜壓力試驗，采用仿真分析方法模擬改進工裝加載方案，計算共設置名義接觸點數3 286個.圖6(b)是采用改進工裝加載的接觸壓力 分 布 圖， 其 中 接 觸 壓 力 不 小 于

6 kPa的實際接觸點數有1 605個，實際接觸率是49%，而采用一體式工裝得到的實際接觸率是25%，具體數值可見表2.值得補充的一點是，對應改進工裝的名義接觸范圍，一體式工裝在該范圍內的實際接觸點數1 604個， 改 進工裝的實際接觸點數1 605個，說明若基于與改進工裝相同的名義接觸范圍，采用改進工裝的實際接觸率與一體式工裝實際接觸率基本相同.

表2 模擬+6 kPa靜壓力試驗的接觸點數結果統計

針對+6 kPa靜壓力試驗采用改進工裝能得到更高的實際接觸率.對于-6 kPa靜壓力試驗也可以通過實際接觸面積范圍來進行工裝改進.采用改進工裝的氣動疲勞試驗，通過減小氣缸加載力來加快交變頻率，有利于縮短試驗周期，適用于緊急試驗測試.如果不考慮試驗周期問題，建議采用風機加壓系統進行設備艙裙板的氣動強度評估.

3.3 帶格柵設備艙裙板的氣動強度試驗與仿真分析

為同時驗證裙板和格柵結構的氣動強度，玻璃鋼工裝采用的是裙板和格柵全部隨型一體式設計，試驗裝置同圖3，只是試件為帶格柵的設備艙裙板.在6 kPa靜壓力載荷試驗中，裙板結構沒有發生永久變形，但是格柵安裝框的外邊角發生肉眼幾乎觀察不到的永久變形，此處變形是試驗后在工裝同試件匹配過程中，因工裝與裙板無法貼合時被發現的.

針對帶格柵的設備艙裙板結構，本文對實際環境±6 kPa壓力均布加載情形進行仿真分析.同樣采用Hypermesh和Permas軟件分別進行前后處理和求解，具體模擬方法可見3.2節.通過仿真計算得到裙板和格柵的vonMises應力都遠小于屈服強度，安全系數最小值為10.38，見表3.結構強度滿足技術要求.圖7是帶格柵的設備艙裙板在+6 kPa壓力載荷下vonMises應力分布圖.由此分析格柵安裝框發生變形的最可能原因是玻璃鋼

表3 帶格柵的設備艙裙板在±6 kPa氣動壓力載荷下的計算結果

(a)設備艙裙板外側

工裝某處和格柵貼合的公差問題，導致格柵結構受力過大.一體式工裝可用于設備艙裙板氣動強度試驗，但是對于帶格柵的設備艙裙板，由于格柵結構外形復雜(面彎曲和多尖角)，一體隨型玻璃鋼作為試驗工裝其制作工藝還有待提升.

4 結論

(1)對于設備艙裙板采用一體隨型玻璃鋼工裝進行加載，靜壓力試驗和氣動疲勞試驗結果滿足技術要求，并且±2.5 kPa氣動疲勞試驗交變頻率為1 Hz，滿足項目周期要求；

(2)采用一體隨型玻璃鋼工裝對設備艙裙板進行加載，通過接觸非線性仿真分析得到實際接觸范圍主要集中在裙板中間部分，其他實際接觸范圍在約束附近并且集中在寬度約為20 mm的條帶內，實際接觸率為25%.將一體式工裝改進為3塊分離玻璃鋼工裝，通過模擬+6 kPa靜壓力試驗的仿真計算得到改進工裝的實際接觸率為49%，并且與一體式工裝相比，主要集中接觸范圍內的實際接觸面積基本相同.因此試驗加載可采用分離式工裝，節約工作制作成本并且縮短試驗周期；

(3)對于帶格柵設備艙裙板的靜壓力試驗，若采用格柵和裙板一體隨型工裝進行加載，由于玻璃鋼工裝在格柵這種復雜結構處的制作公差會導致格柵安裝框處發生微小變形.一體隨型工裝的制作工藝有待提升.