CN104787074A - 基于抗蛇行频带吸能机制的高速转向架动态设计方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种基于抗蛇行频带吸能机制的高速转向架动态设计方法。高铁车辆被看作1个闭环系统，以自适应控制方式来实现对转向架不稳定蛇行振荡现象的超前校正。根据抗蛇行匹配原则，确定转向架优配理论方案。选用双流控制原理的新型抗蛇行减振器，应用抗蛇行串联刚度判定原则来制订其技术实现方式，抗蛇行软约束或在辅助腔内添加膨胀袋。动态性能评估应具有高速转向架3大稳定特征。为了降低横向耦合强度，以整备车体模态形式来分析铝合金车体横向耦合振动固有特征，按照谐波减振机理确定吊挂点横向刚度，根据结构阻尼约束效应，选取橡胶比例阻尼最优值，并采用螺栓预紧或自重楔紧的橡胶吊挂形式。因而转向架优配具有较为理想的稳定鲁棒性能。

Description

基于抗蛇行频带吸能机制的高速转向架动态设计方法

技术领域

本发明涉及高速转向架动态设计方法，特别是抗蛇行频带吸能机制、抗蛇行参数优配及其技术实现方式。具体地，针对ICE3原型的技术特点及其局限性，以转向架不稳定蛇行振荡现象作为其主要研究问题，根据抗蛇行匹配原则，制订抗蛇行参数优配方案，且采取必要的相关技术措施，以减轻抗蛇行高频阻抗作用的负面影响。

背景技术

高速转向架必须采用动态设计观点，以转向架不稳定蛇行振荡现象作为其主要研究问题，正确认知ICE3系列转向架的创新技术特点及其局限性。为了确保现阶段高铁运用的安全冗余，根据抗蛇行频带吸能机制，通过抗蛇行参数整定，以达到转向架统一优配的技术目标。

与快速转向架不同，高速转向架必须采用动态设计观点。快速转向架，轮对弹性定位约束，车轮型面选用低磨耗型踏面，且具有轮缘与踏面磨耗的均衡性。为了解决轮对自稳定问题，以抗弯或抗剪刚度作为整定参数，因而具有以下3个较为突出的技术特征：①在车体与走行部之间形成了低频牵连运动关系，约(1.0–2.0)Hz，因而无车体摇头大阻尼特征；②实际轮轨接触偏向于局部密贴型接触的极端情况，且小幅蛇行安全论成立；③通常采用大阻尼抑制蛇行机制，因而轮轨磨耗敏感性则是其共性技术问题之一。

动态设计观点绝不能忽视车轮自旋蠕滑及其对横向蠕滑力效应，其相当于负阻尼作用，并造成了轮对蛇行的自激振荡行为，即所谓的轮对自稳定问题。由此可见，轮对自稳定问题是快速转向架设计的主要研究问题之一，其可采用准静态或动态2种观点来制订其技术对策。

高速转向架并非快速转向架的简单技术升级版。实际车速和等效锥度是影响蛇行振荡频率的2个敏感因素。若轮轨磨耗造成蛇行振荡频率加快，大阻尼抑制蛇行机制则不再奏效了。当蛇行振荡频率达到(4.0–8.0)时，一般认为具有蛇行失稳的安全风险。根据UIC518或EN14363规定，必须对走行部实施车载安全监测与预警，如转向架构架横向加速度。因此，以铁路专线(如日本新干线或法铁TGV专线)作为前提技术条件，快铁运用通常采用以下技术经济对策：即以经济型轨道车辆的产品寿命周期低成本LCC来换取控制用户总成本TCO的技术空间，特别是结构性技术服务成本不容忽视，如钢轨预防性与维修性打磨，或不落轮镟以及3A修程等。

为了克服轮轨磨耗敏感性，高速转向架通常采用轮对刚性定位约束，且以降低蛇行振荡的参振质量作为其设计的首要原则。车轮型面采用宽轮缘踏面，如宽轮缘S1002G，以便经济镟修。实际轮轨接触偏向于圆锥型接触的极端情况，因而小幅蛇行安全论不再成立。

ICE3系列转向架具有其技术创新特点，动车转向架采用电机弹性架悬，且可实现相对转向架构架的横摆运动。在动车转向架蛇行模态与相应的电机横摆模态之间形成了牵连运动关系，实现了参振质量的降低。进而在抗蛇行频带吸能机制的配合下理论上确保了转向架高速性能。因此，转向架不稳定蛇行振荡现象是高速转向架设计的主要研究问题之一。

但是ICE3原型设计，其抗蛇行高频阻抗作用的负面影响非常突出。根据抗蛇行减振器台架动态试验，在小位移摄动假设条件下，抗蛇行动态特性具有Maxwell模型的可回归性。如ETR系列摆式转向架，轮对弹性定位约束，纵向定位刚度约13MN/m，每架抗蛇行液压刚度很高，约16MN/m×2。相比之下，ICE3原型设计，轮对(强)刚性定位约束，纵向与横向定位刚度120/12.5MN/m，如长编转向架原配，每架抗蛇行液压刚度高达18MN/m×4。

目前高铁运用存在以下2个主要技术问题：

①对轮配技术条件制约性。德国ICE快铁专线，钢轨60E2，轨底坡1:40，平均商业速度200km/h，短时最高速度300km/h，通过钢轨预打磨和不落轮镟技术，实际等效锥度控制在(0.10–0.25)。而中国高铁CRH，商业速度(300-330)km/h，目前实际等效锥度控制在(0.16–0.35)以内。也就是说，车速要求越高，抗蛇行串联刚度参数配置越大，因而形成了抗蛇行高频阻抗作用对名义等效锥度的制约性，简称对轮配技术条件制约性。

②横向振动耦合机制及其危害性影响。以抗蛇行高频阻抗作用作为相关激励，形成了车体与走行部之间的横向耦合关系，其耦合强度取决于整备车体的横向参振质量，因而采用了车下质量橡胶吊挂形式，以确保铝合金车体30年技术服役寿命要求。

在横向振动耦合机制的主导下现有高铁车辆具有振动行为奇异性。比如动车组转向架原配，其存在转向架稳定裕度不充裕问题，且具有局部下凹型踏面磨耗特征。在极端情况下，以小幅蛇行振荡作为独立激励，造成较大车下质量(如牵引变流器)横向耦合共振。

再如长编转向架原配则存在高速列车稳定鲁棒性问题，其抗蛇行高频阻抗作用增强，结果车体摇头大阻尼特征更加突出，需特别防范侧风稳定性问题及其危害性影响。如部分长编列车调转山区线路运用，多隧道通过，造成电机横摆瞬间颤振，其加速度的最大采样值高达10g，且具有上行下行的可重复性。尤其是电机横摆奇异性，其具有极高的安全风险，因为线路试验测试分析表明：高速晃车现象与电机横摆颤振之间具有相关性，两者的谐振主频十分接近，进而侧风对车体扰动的流固耦合效应得到了增强。

由此可见，从动态设计观点出发，应当正确看待ICE3创新技术的局限性。具体地，在主要研究问题技术处理上，ICE3原型设计仅凭借超前校正，部分丧失了转向架自导向能力。

现阶段高铁运用必须正确处理以下3大技术关系以科学规避安全风险：

①必须保持(接近)圆锥型接触的轮轨关系，且满足以下对轮配技术条件制约性，即λ_e≥0.16。换言之，在特定的铁路专线轮配技术条件下，实施钢轨预打磨，其目标廓型必须采用钢轨CN60KG标准廓型。

②在动车转向架蛇行模态与相应的电机横摆模态之间，必须形成合理的牵连运动关系，既要降低参振质量以保障动车转向架的高速性能，同时也要顾及电机吊架及其减振器的结构疲劳安全与技术可靠性。

③以抗蛇行高频阻抗作用作为相关激励，在车体与走行部之间形成了横向耦合关系，或者说，横向振动耦合机制是现有高铁车辆振动行为的基本规律，因为ICE3转向架原型设计存在以下相互制约的技术条件，即轮对(强)刚性定位约束和抗蛇行高频阻抗作用，是蛇行振荡参振质量降低的2个必要技术条件，同时也是横向振动耦合机制形成的2个主要技术因素。

总之，鉴于ICE3原型存在设计缺陷，现阶段高铁运用必须更加强调高速列车的鲁棒稳定性能，统一实现转向架优配。从未来高铁发展的可持续性角度来看，对ICE3原型的实质性技改具有必要性与紧迫性。

发明内容

本发明正是鉴于上述理论与技术问题而提出的，其目的在于提供一种基于抗蛇行频带吸能机制的高速转向架动态设计方法，并根据抗蛇行匹配原则，采取必要的技术措施，制订转向架抗蛇行参数优配方案(简称转向架优配)及其技术实现方式。

本发明为解决上述问题提出的技术方案是：以转向架不稳定蛇行振荡现象作为主要研究问题，高铁车辆(整车或车组)被看作1个闭环系统，其特征在于：高铁车辆动态响应行为具有对车轮蠕滑的反馈影响，因而高速轮轨技术具有其局限性。基于上述动态设计观点，以ICE3转向架作为技术原型，本发明着重解决以下2个理论与技术问题：即转向架优配及其技术实现方式和车下质量橡胶吊挂优化设计。

转向架优配及其技术实现包括如下步骤：

第一步、确定转向架优配理论方案，以抗蛇行参数，即串联刚度K和线性阻尼C，作为整定参数，依照抗蛇行频带吸能机制以及抗蛇行匹配原则，确定转向架优配的理论方案，以更好地保障转向架高速性能；

第二步、进行稳定安全性综合评估，根据UIC518或EN14363所规定的安全阈值，应用动态仿真技术，对所述转向架优配理论方案进行稳定安全性综合评估，并绘制对应的安全速度空间图；同时判断对应的安全速度空间是否满足对应的运行速度及其镟轮修程要求，若不能满足，则返回第一步重新进行调整，若满足，则进行下一步。

第三步、制订所述转向架优配的理论方案对应的技术实现方案，根据循环与双流控制原理，结合台架动态试验，确定抗蛇行减振器选型为双流控制工作原理的T70，并采取必要技术措施，以满足串联刚度K的技术要求；所述抗蛇行减振器选型的原则为抗蛇行减振器线性阻尼的标定值必须等于或接近所述转向架优配的线性阻尼C；并根据抗蛇行串联刚度判定原则，制订所述转向架优配的理论方案对应的技术实现方式，即采用抗蛇行软约束方式或在辅助腔内添加膨胀袋方式中的任意一种。

第四步、对第三步所制订的技术实现方案进行动态性能评估，结合型式试验，进行动态性能评估，其主要包括以下3个方面工作：平稳性能评估、线路试验与动态仿真对比以及超常工况摄动分析；若不能满足高速转向架3大稳定特征要求，即拓展安全速度空间、系统优化构架动荷以及更加强调稳定鲁棒性能，则需进行必要的参数调整重新进行动态性能评估，所述参数不包括一系悬挂和抗蛇行参数，若满足，则进行下一步。

同时鉴于所述抗蛇行参数是影响动车转向架蛇行模态根轨迹的敏感参数，根据所述抗蛇行匹配原则来制订转向架优配理论方案，因而其动车稳定性态应当具有如下特征：

①在新车或轮轨磨合期间，等效锥度≤0.23，在动车转向架蛇行模态与相应的电机横摆模态之间，两者应当保持稳健的牵连运动关系。

②而当进入稳定磨耗阶段，等效锥度>0.23，上述牵连运动关系则没有必要继续保持，以降低电机吊架的惯性动荷影响。

③始终保持加速度相关性平稳变化，以有效控制电机横摆自激振荡的消极因素，并保障电机减振器的技术可靠性，防止其漏油失效。

所述转向架优配的理论方案是指针对电机横摆刚度及其固有模态频率，应用整车稳定性态分析方法，按照所述抗蛇行匹配原则，进行抗蛇行参数最优配置，即线性阻尼440kN·s/m，串联刚度2X，并通过稳定安全综合评估来绘制安全速度空间图，以满足运行速度及其镟修制度要求。

所述确定抗蛇行减振器选型，并采取必要技术措施，以满足对应的对串联刚度K的技术要求，具体包括如下：

所述抗蛇行减振器选型，确定采用T70，其液压刚度4.5X，为了满足对串联刚度K＝2X的技术要求，可选择如下2种技术措施中任意一种措施来实现：

①抗蛇行软约束技术实现方式：即选取其对应的端节点橡胶径向刚度为4X，根据所述抗蛇行串联刚度判定原则，其抗蛇行串联刚度等于2X；

②在辅助腔内添加膨胀袋技术实现方式：所述在辅助腔内添加膨胀袋技术实现方式可作为抗蛇行减振器定型产品的技术形式，其可降低油介质的填充率并防止气泡形成，使得液压刚度由4.5X降低至2X，对应的端节点橡胶径向刚度为70MN/m，根据所述抗蛇行串联刚度判定原则，其抗蛇行串联刚度等于液压刚度2X。

所述高速转向架3大稳定特征是指在特定的技术约束条件下所述转向架优配的动态性能；所述特定的技术约束条件是指现有高铁运用尚存在以下2大技术制约性：

①铁路专线的特定轮配技术条件，即钢轨预打磨目标廓型为CN60KG，实际等效锥度λ_e≥0.16；

②由于现有高铁车辆存在横向振荡耦合机制，需特别防范侧风稳定性问题及其危害性影响。

所述整车稳定性态分析实质上是指通过相应的抗蛇行参数配置来实现整车模态设计，而所述稳定安全综合评估和动态性能评估，则是指采用动态仿真技术对所述模态设计进行评估，两者形成了线性稳定分析与非线性仿真验证的互补性，以满足高铁运用安全冗余的技术要求。

所述稳定鲁棒性能是以加速度相关性或抗侧风扰动能力技术指标加以衡量的；即是根据所述抗蛇行匹配原则来制订转向架优配的理论方案，并对其相应的动车转向架高速性能进行非线性动态仿真验证或评估。

为了降低或减轻车体与走行部之间的横向耦合强度，本发明的进一步改进在于：

1、确定铝合金车体横向耦合振动固有特征，即为了降低车体与走行部之间的横向耦合强度，在第四步、动态性能评估之后，引入刚柔耦合仿真技术，对所制订的技术实现方案进行相应的整备车体模态分析，并以抗蛇行高频阻抗作用作为相关激励，确定对应的铝合金车体横向耦合振动的固有特征；

2、进行车下质量橡胶吊挂优化设计，即根据谐波减振机理，确定橡胶吊挂点的横向刚度，并分析橡胶吊挂点的结构阻尼约束效应，进而确定橡胶比例阻尼的最优值。同时根据IEC61373的相关技术规定，制订橡胶吊挂设计形式。

确认所述铝合金车体横向耦合振动的固有特征是所述铝合金车体下部的横向1阶弯曲模态，其模态频率与阻尼14.2Hz/2.64％；按照谐波减振机理，确定橡胶吊挂的横向刚度，并分析所述橡胶吊挂点的结构阻尼约束效应，进而确定橡胶比例阻尼的最优值，即(0.3–0.5)％；根据IEC61373的相关技术规定，采用预紧或楔紧方式及其相应的工艺保障措施来制订相应的橡胶吊挂设计形式，其包括：当车下质量≤1250kg时，采用圆锥型橡胶堆，且螺栓预紧；当车下质量>1250kg时，则采用带有前后斜面的橡胶块，且自重楔紧。

本发明有益效果：通过转向架优配及其技术实现以获得较为理想的高速列车稳定鲁棒性能，通过车下质量橡胶吊挂优化设计来降低车体与走行部之间的横向耦合强度。但是在特定的铁路专线轮配技术条件下，如钢轨预打磨，其目标廓型为钢轨CN60KG标准廓型，现阶段高铁运用尚需特别防范侧风稳定性问题及其危害性影响。

附图说明

图1是单一曲率轮轨接触线性等效模型。

图2是轮对自稳定问题及其弹性定位约束的整定参数。

图3a是橡胶轴箱悬挂示意图。

图3b是导向橡胶动态刚度形成的机理模型示意图。

图4是本发明研究的技术原型，即ICE3系列动车转向架示意图。

图5是高速列车系统集成及其摄动或扰动模型。

图6a是Maxwell模型的理想特性：动态刚度、蓄能刚度以及耗散刚度。

图6b是Maxwell模型的理想特性：相位滞后特性

图7是整车闭环系统及其线性稳定性分析。

图8是动车稳定性态分析以及抗蛇行串联刚度参数配置影响。

图9是铝合金车体及其对车上与车下质量的附着关系处理。

图10a是抗蛇行高频阻抗作用对车体中部地板横向加速度频响特征的影响。

图10b是实际等效锥度和局部下凹型磨耗对车体中部地板横向加速度频响特征的影响。

图11是本发明技术方案流程图。

图12是在动车转向架原配下等效锥度降低对动车稳定性态的影响。

图13是在动车组转向架原配下动车稳定性态及其变化趋势(即抗蛇行串联刚度为X)。

图14是在动车组转向架原配的修正方案下动车稳定性态及其变化趋势(即抗蛇行串联刚度增大至2X)。

图15是在长编转向架原配下新车状态动车稳定性态。

图16是在长编转向架现场调控下动车稳定性态及其变化趋势。

图17是在转向架优配下动车稳定性态及其变化趋势。

图18是在转向架优配下安全速度空间图。

图19a是在动车组转向架原配下加速度相关性对比。

图19b是在长编转向架现场调控下加速度相关性对比。

图19c是在转向架优配下加速度相关性对比。

图20a是转向架构架动荷相关性对比：抗蛇行动荷。

图20b是转向架构架动荷相关性对比：轴箱横向动荷。

图21是型式试验的垂向舒适性评价对比。

图22是型式试验的车轴横向力对比。

图23a是在长编转向架现场调空下，冰雪阻塞对动车稳定性态摄动影响分析。

图23b是在转向架优配下，冰雪阻塞对动车稳定性态摄动影响分析。

图24a是在双辅变频器弹性吊挂情况下，车下质量橡胶吊挂的结构阻尼约束效应分析。

图24b是在双辅变频器和变压器弹性吊挂情况下，车下质量橡胶吊挂的结构阻尼约束效应分析。

图24c是在双辅变频器、变压器以及集便器弹性吊挂情况下，车下质量橡胶吊挂的结构阻尼约束效应分析。

图25a是在动车组转向架原配下，橡胶比例阻尼对车上与车下横向加速度的影响规律。

图25b是在转向架优配下，橡胶比例阻尼对车上与车下横向加速度的影响规律。

图25c是在长编转向架现场调控下，橡胶比例阻尼对车上与车下横向加速度的影响规律。

图26a是某高铁山区线路试验：电机横摆瞬间颤振，且具有上行与下行的可重复性。

图26b是在长编转向架现场调控下，车速300/350/380km/h，加速度相关性对比。

图26c是在转向架优配下，车速300/350/380km/h，加速度相关性对比。

具体实施方式

为了更加清楚明白地说明本发明的目的、技术方案及优点，以下结合附图，对本发明进行进一步详细说明。

动态设计观点是本发明对高速转向架及其不稳定问题的主要处理观点之一，其有以下5点主要原因：

①没有稳定性就没有操纵稳定性。鉴于踏面制动对车速≤140km/h的制约性，快速转向架需要采用盘式或轮盘制动方式及其配套技术，如ABS防抱死技术，因而提出了对转向架的横向稳定性能要求。否则，若轮对蛇行自激振荡，如图1所示，实际滚径差迅速增大，纵向力偶M_z将导致ABS瞬间失效，进而产生擦轮或踏面擦伤，甚至造成轮对服役安全性问题，如轴端挡板螺栓锁定钢丝断裂，或动力轮对齿轮箱壳体振动开裂。

②与铁路提速120km/h不同，快速转向架应当以轮对弹性定位约束方式对轮对摇头运动形成必要的约束作用，以实现轮对自稳定状态。如三大件转向架，以弹性交叉杆来增强其抗菱刚度，以达到提速120km/h的技术要求。具体地，增强抗剪刚度，以兼顾直线稳定与曲线通过性能，降低车轴横向力最大值。但是快速转向架，如图2所示，轮对弹性定位约束应当以抗弯刚度或纵向定位刚度来抵消纵向力偶M_z的消极影响，如转臂轴箱定位形式，其纵向定位刚度要大于横向的。

③就导向橡胶及其纵向动态刚度来讲，如图3所示，弹簧与阻尼组合单元更具启迪意义。应用橡胶轴箱悬挂新技术，以超前滞后校正方式成功解决了TGV机车轮对自稳定问题。以组合单元作为机理模型，导向橡胶形成了纵向定位刚度。根据Maxwell模型及其公式推导，若K₂>>K₁，组合单元形成了以下低频与高频特性，其具有与超前滞后校正的相似性：

④抗蛇行动态特性得到了越来越多的重视。目前欧洲铁路规范(如EN13802)明确提出了抗蛇行减振器的以下两类试验：即串联试验和选型试验。串联试验是指抗蛇行减振器产品出厂的验收试验，即在±25mm幅值的准静态加载循环过程中测得示功图，并以阻尼力-相对速度形式给出阻尼特性曲线，其线性段的斜率称为线性阻尼C。而选型试验则是指台架动态试验，即以微小幅值±1/2/4mm谐振作为激励，获得响应频率≤10Hz的动态响应特性，如相位滞后、动态刚度以及动态阻尼(系数)等，其中，动态刚度具有饱和曲线特征，其极值称为液压刚度K_y。

⑤高速转向架设计不能同时面对以下2个不稳定问题：即轮对自稳定问题和转向架不稳定蛇行振荡现象。如ETR系列摆式转向架，曲线通过车体倾摆，尽管上部车体得到了横向平衡，但是却对走行部稳定性能构成了实质性影响。特别是抗蛇行动态特性具有Maxwell模型的可回归性，这一研究结论充分说明：实际蛇行振荡，其不稳定频率不断加快。具体地，车体与走行部之间难以继续维持低频牵连运动关系，因而大阻尼抑制蛇行机制也难以奏效。因此，从动态设计观点出发，高速转向架设计必须对其主要研究问题做出正确选择。

以ICE3动车转向架作为技术原型，如图4所示，本发明提出了高速转向架设计的以下主要研究问题，即转向架不稳定蛇行振荡现象。图4中，1为电机及吊架；2为跟随轮对及其定位刚度；3为钢轨；4为转向架构架；5为抗蛇行减振器，每架4个；6为摇枕；7为电机减振器，每架2个；8为弹性吊板，每架4个；9为导向轮对及其定位刚度。

从动态设计观点出发，如图5所示，构建了如下高速列车系统集成及其摄动或扰动模型，其具有以下3个主要技术特征：

①高铁车辆(整车或车组)被看作1个可校正的闭环系统，且以抗蛇行参数(串联刚度K和线性阻尼C)作为整定参数。

②有界稳定，即以英国小缺陷路谱(ERRI B176)作为轨道不平顺激扰输入，系统输出则必须满足相关行业标准或规范(如UIC518、EN14363或TSI)所规定的安全阈值要求。

③这一闭环系统具有基本摄动模型的技术特征，其鲁棒稳定性具有以下充分条件

$\stackrel{\&OverBar;}{\mathrm{\&sigma;}}\left({\mathrm{\&Delta;}}_H\left(\mathrm{j\&omega;}\right)\right)<\frac{1}{\stackrel{\&OverBar;}{\mathrm{\&sigma;}}\left(H\left(\mathrm{j\&omega;}\right)\right)},\mathrm{\&omega;}\&Element;R$

由此可以定性得出：随着激扰频率提高，最大奇异值曲线不断上升，校正系统对非结构摄动的抵抗能力则不断下降。实际上，高速列车系统集成却包括了以下结构摄动和非结构摄动影响：即服役环境温度对抗蛇行动态特性的摄动影响、冰雪阻塞电机横摆运动所造成的参振质量摄动影响、侧风对车体扰动、轨道参数摄动或扰动、以及桥墩沉降或路基冻胀所形成的轨道长波不平顺激扰。

为了增强对自然因素摄动或扰动的鲁棒性，目前高铁运用要更加强调高速列车的稳定鲁棒性能，正确处理上述3大技术关系，并着重解决以下2个主要理论与技术问题：

①转向架优配及其技术实现。频带吸能是Maxwell模型的主要特性之一，如图6所示，其中心频率f₀＝K/C(圆频率)。从转向架稳定裕度角度来看，拖车转向架对抗蛇行高频阻抗增强并不存在任何约束条件。但是动车转向架则需兼顾解决参振质量降低问题，因而存在抗蛇行参数优配问题。且在新型抗蛇行减振器选型上，采取或制订必要的技术对策。

②车下质量橡胶吊挂优化设计。车下质量橡胶吊挂形式是铝合金车体横向减振的技术措施之一，并非垂向减振。但是根据结构阻尼约束效应，亦称浮板效应，橡胶比例阻尼存在最优值，以更好地实现铝合金车体横向减振的技术目标。

整车稳定性态分析是解决上述2个主要技术问题的关键技术之一。轨道车辆的横向非保守系统，如图7所示，亦可看做1个闭环系统，其中，速度增益k_v作为影响系统稳定性的主要因素之一。以谐波等效方法构建线性轮轨接触单元，并得到整车线性系统模型。并应用根轨迹法，绘制整车稳定性态图，以分析等效锥度对整车稳定性态的影响及其变化趋势。为了便于工程分析，根据2阶系统稳定特性的映射关系，将复平面的实数与虚数转变为运动模态的相对阻尼与固有频率。由此可见，整车稳定性态分析是指整车根轨迹图所反映的稳定性质及其变化趋势。

在某高铁转向架设计联席会议上，德国西门子公司则依据基于最小模态阻尼的3维稳定图，制订了长编转向架原配技术方案，即线性阻尼440kN·s/m，其并未充分考虑抗蛇行串联刚度的影响，约4.5X。结果某高铁线路型式试验发现：在长编转向架原配下出现高速晃车现象，其主频2.3Hz，且与电机横摆具有相关性。

在新车状态下，名义等效锥度0.166，如图8所示，抗蛇行串联刚度对动车稳定性态的影响规律如下：

①随着抗蛇行串联刚度参数配置增大，车体摇头大阻尼特征变得更加突出，因而车体对后位转向架接口的横向扰动不断增强。

②在长编转向架现场调控下，进一步造成动车后位转向架与相应的电机横摆模态之间的牵连运动关系完全脱开，结果导致动车后位转向架稳定裕度十分不充裕。

③在长编转向架原配下，其情况更为恶劣(见图15)。很显然，动车后位转向架瞬间失稳是高速晃车现象产生的主要原因之一，其晃车主频与相应的电机横摆自稳定振动状态存在必然的关联性。

应用类似的线性稳定性分析方法，亦可进行整备车体模态分析。如图9所示，增加车下质量是高铁车辆车体轻量化设计的主要技术目标之一。比如拖车TC02/07，变电车，其车下吊挂的电气设备与辅助装置质量(简称车下质量)，总计接近10t。高铁车辆的铝合金车体，通常采用整体式轻量化设计形式，其具有挤压成型、纵向拚焊工艺特点，但是也存在“无纵梁无骨架”结构缺陷。换言之，由于整体刚度较大，车体结构设计能够满足原则，即整备车体的低阶模态(包括车下质量吊挂模态)，其频率大于转向架构架沉浮模态频率的1.4倍。但是鉴于转向架对车体接口增添了新的影响因素，即抗蛇行高频阻抗作用，如图10a所示，柔性车体中部地板横向加速度频响特征表明：车体下部横向1阶弯曲模态耦合共振，且抗蛇行高频阻抗作用越强，其谐振幅值越大。而等效锥度以及小幅蛇行振荡则是影响这一横向耦合共振的次要因素，如图10b所示。

综上所述，从动态设计观点出发，应用整车稳定性态或整备车体模态分析方法，以及动态仿真技术或刚柔耦合仿真技术，本发明制订了如图11所示的技术方案流程图，其主要特征在于：整个技术流程分为整车模态设计、动态仿真分析验证2个阶段，并依次解决上述2个主要问题。

转向架优配及其技术实现的具体步骤如下：

第一步、确定转向架优配理论方案，其主要有以下3个方面工作：对轮配技术条件制约性分析、抗蛇行匹配原则内涵认知以及高速轮轨技术局限性。

(1)对轮配技术条件制约性

二次蛇行振荡是ICE3转向架原型设计对轮配技术条件制约性的主要表现形式之一。以动车组转向架原配为例，抗蛇行串联刚度X，线性阻尼330kN·s/m，如图12所示，降低名义等效锥度λ_eN，则有以下2种现象：

①二次蛇行现象。当名义等效锥度λ_eN接近0.10时，车体侧滚模态阻尼不断减小，且与动车后位转向架蛇行模态构成了牵连运动关系，但是并未对转向架高速性能构成任何实质性影响。

②动车后位转向架稳定裕度十分不充裕。当名义等效锥度λ_eN<0.08时，动车后位转向架与相应的电机横摆模态之间脱离牵连运动关系。很显然，动车组转向架原配，其名义等效锥度0.10，这符合德国ICE专线及其钢轨预打磨的轮配技术条件。

(2)抗蛇行匹配原则及其3大内涵

根据电机横摆刚度，动车转向架电机横摆模态的固有频率，约(2.1–2.3)Hz。在特定的技术条件下，如轮对(强)刚性定位约束和抗蛇行高频阻抗作用，可形成电机横摆运动模态。应当特别注意：在超高速≥400km/h运用情况下，整个电机吊架则将呈现后摆运动形式。特别是动车前位转向架，其前部电机的横向加速度远大于后部电机的。

就高铁运用模式来讲，车速(300-380)km/h，动车转向架蛇行模态与相应的电机横摆模态之间形成了所谓的有阻尼吸振因子(亦称吸振器)问题。只有在特定的技术条件下，才能够达到降低参振质量并保障转向架高速性能的技术目标。

在有阻尼情况下，吸振因子与主振子，两者形成了有条件的耦合关系。无阻尼吸振因子作为机械振动分析的1个典型案例，其中，吸振因子与主振子，两者质量之比必须低于0.20，且具有谐波减振机理，即两者固有频率必须接近或相同。但是就动车转向架降低参振质量来讲，其有阻尼吸振因子的情况则很复杂，特别是两者耦合则必须满足以下技术条件：即动车转向架蛇行模态与相应的电机横摆模态之间构成牵连运动关系，因而随着车速提高，动车转向架蛇行模态趋于自稳定振动状态，而相应的电机横摆模态则趋于自激振动状态，进而在理论上保障了转向架高速性能。

抗蛇行参数配置是影响动车转向架蛇行模态及其根轨迹演变的敏感参数。以动车组转向架原配为例，如图13和图14所示，当抗蛇行线性阻尼330kN·s/m，而抗蛇行串联刚度由X增大至2X时，其牵连运动关系则呈现如下变化：

①抗蛇行串联刚度X，当实际等效锥度大于0.35时，其牵连运动关系脱开。德国ICE3快铁，钢轨预打磨，实际等效锥度控制在(0.10-0.13)，最大值0.15；而车轮磨耗控制指标如下：最大等效锥度的推荐值0.25，理论分析取0.30。由此可见，动车组转向架原配是针对ICE快铁运用的转向架优配方案。

CRH高铁运用则超出了动车组转向架原配的适用速度范围，车轮型面具有局部下凹型磨耗特征。特别是在350km/h运用期间，据现场维修统计，电机减振器的漏油更换，约占全部减振器更换的50％以上。同时电机横摆模态的自激振动是影响电机吊架结构疲劳安全的消极因素之一。

②抗蛇行串联刚度增大至2X，当实际等效锥度从0.166到0.430，始终保持其牵连运动关系。就CRH高铁运用模式来讲，钢轨CN60KG与宽轮缘S1002G踏面匹配，其名义等效锥度0.166。对动车组转向架原配的上述修正，简称动车组转向架原配修正方案，仅仅是针对CRH专线的转向架次优配方案，因为进入稳定磨耗阶段，实际等效锥度大于0.23，重力刚度所形成的恢复力，逐渐成为维系轮轨横向动态制衡关系的积极因素之一。

由此可见，应用抗蛇行匹配原则，制订转向架优配方案，其动车稳定性态应当具有如下特征：

①在新车状态或轮轨磨合期间，等效锥度≤0.23，在动车转向架蛇行模态与相应的电机横摆模态之间，两者应当保持稳健的牵连运动关系。

②而当进入稳定磨耗阶段，等效锥度>0.23，上述牵连运动关系则没有必要继续保持，以降低电机吊架的惯性动荷影响。

③始终保持加速度相关性平稳变化，有效控制电机横摆自激振荡的消极因素，以保障电机减振器的技术可靠性，防止其漏油失效。

转向架优配的上述3大特征，亦称为抗蛇行匹配原则的3大内涵。

(3)高速轮轨技术局限性

就ICE3原型的技术特点以及CRH专线的轮配技术条件来讲，绝不能违背上述抗蛇行匹配原则。如图15和图16所示，长编转向架原配与现调控的动车稳定性态分析表明：在新车状态下，等效锥度0.166，两者均未能实现降低参振质量的技术目标，特别是长编转向架原配，型式试验发现了高速晃车现象。

当时以抗蛇行软约束方式实施现了现场调控，即抗蛇行串联刚度降低至3.125X。由于抗蛇行动荷较强，端节点橡胶出现了过早老化现象，并导致了抗蛇行减振器的技术可靠性问题。端节点橡胶过早老化现象，原本是1个简单的技术问题，更换高弹性橡胶材料即可解决。

但是由于缺乏对抗蛇行匹配原则的正确认知，又改回到长编转向架原配。目前长编列车应用，不仅存在侧风稳定性问题及其危害性影响，同时对轨道线路条件也十分敏感。跟踪调研分析表明：

①车轮型面具有阶段性磨耗特征，即新车状态或轮轨磨合期间，主要轮缘侧磨，其磨耗率高达1.10mm/十万公里，而进入稳定磨耗阶段后，则几乎无侧磨，但是踏面均匀磨耗，其磨耗率仅为0.3mm/十万公里。

②部分长编列车调转山区线路运用不久，多隧道通过造成了电机横摆瞬间颤振现象。具体地，在侧风对车体扰动下，一旦电机横摆呈现奇异性，则将增强流固耦合效应。

③某高铁线路部分路段试行钢轨预打磨，其目标廓型，在轨距角一侧，最大打磨量达到(1.5–1.6)mm，其相当对法铁的维修性钢轨打磨，结果实际等效锥度很低，λ_e<<0.16，在动车组转向架原配下出现擦轮或踏面擦伤，但是在长编转向架原配下则造成动力轮对齿轮箱壳体振动开裂。

第二步、转向架优配及其稳定安全综合评估。

应用抗蛇行匹配原则，制订了转向架优配的理论方案，其动车稳定性态如图17所示，抗蛇行参数优配如下：线性阻尼440kN·s/m，串联刚度2X。根据UIC518或EN14363所规定的安全阈值，绘制了安全速度空间，如图18所示。其中，安全速度空间是指实际等效锥度对最高允许车速的关系空间。以便科学制订商业速度及其镟轮修程。鉴于实际高铁服役环境的复杂性与不确定性因素，目前高铁运用的商业速度可控制在(300-330)km/k以内，最大等效锥度的推荐值0.40，且120万公里3A修程内，不落轮镟可降低至2次，即镟轮修程约40万公里，以减小车轮不圆度或跳动度的累计误差。

第三步、制订转向架优配技术实现方案。

就ICE3转向架原型设计来讲，目前有2两类新型抗蛇行减振器，型号T60/T70。动车组转向架原配选用T60，循环控制原理，阻尼特性可调节，其准静态阻尼特性具有压缩与反弹的对称性；而长编转向架原配则选用T70，双流控制原理，液压刚度很高，约4.5X，但是准静态阻尼特性的对称性较差。

除抗蛇行软约束技术以外，还有另一种技术措施以降低液压刚度。如动车组转向架原配，选用新型抗蛇行减振器T60，线性阻尼标定值为330kN·s/m，在辅助腔内添加膨胀袋，降低油介质填充率并防止气泡形成，但是其液压刚度由2X降低至X。而动车组转向架原配修正方案，选用T60且无膨胀袋，其液压刚度为2X，因而实际轮轨接触更接近圆锥型接触的轮轨关系，轴箱轴承温升报警故障率也大为降低。

根据上述转向架优配理论方案，选择新型抗蛇行减振器T70，其液压刚度4.5X>>2X，线性阻尼标定值为440kN·s/m。为了实现抗蛇行串联刚度的优配值2X，可以采用以下2种技术实现方式的任意一种：

①抗蛇行软约束技术实现方式。选取端节点橡胶径向刚度4X，根据抗蛇行串联刚度判定原则，其抗蛇行串联刚度刚好等于2X。实际端节点橡胶径向刚度的允许上偏差：约(1.0–2.0)MN/m。选用高弹橡胶材料作为橡胶节点，如乙烯丙烯酸甲酯橡胶AEM，并进行必要的台架疲劳试验，以考核并验证这种新型节点橡胶的抗老化性能。

②在辅助腔内添加膨胀袋。作为抗蛇行减振器定型产品的技术形式，其需要考虑以下技术条件：即在真空状态或负压状态下，膨胀袋内分子量及其摩尔数量，以确定油介质填充率和空气液体压力比等技术参数。通过台架动态试验，验证并确认满足液压刚度降低至2X的技术要求。按照相关产品的技术条件，还必须在试验与服役环境温度下，校核准静态阻尼特性和动态特性的摄动误差，并进行技术可靠性评估。对于上述抗蛇行减振器定型产品，可采用抗蛇行硬约束方式，即端部橡胶节点径向刚度70MN/m。

第四步、动态性能评估阶段，其主要包括以下3个方面工作：平稳性能评估、线路试验与动态仿真对比以及超常工况摄动分析。

(1)平稳性能评估

以英国小缺陷谱(ERRI B176)作为轨道不平顺激扰输入，且计入轨道长波(20-30)m以上的不平顺激扰。这里仅以加速度相关性与转向架构架动荷相关性加以说明。

通过动态仿真分析，可以得到加速度相关性。加速度相关性是指动车后部车体横向加速度与相应的电机横摆加速度之间的采样加速度相关性。根据UICE518规定，以10Hz低通滤波器，进行加速度采样滤波处理。考虑到侧风对车体扰动的相似性，上述加速度相关性也可作为衡量高速列车稳定鲁棒性能的技术指标之一。

针对动车组转向架原配、长编转向架现场调控以及转向架优配3种典型的转向架配置方案，在车速350km/h直线运行下，如图19所示，给出了加速度相关性对比。

相对现有转向架的2种典型配置而言(见图19a和图19b)，转向架优配具有较为理想的稳定鲁棒性能，如图19c所示，等效锥度从0.166增大至0.43，其加速度相关性始终平稳变化，两者的最大值接近或达到其相应的安全阈值。车体横向加速度的最大值，一般不得超过0.5m/s²。根据IEC61373的相关技术规定，电机横摆加速度的均方差(RMS)_3σ不得超过4.7m/s²。

类似地，尾流扰动模拟仿真，亦可得到类似的结论。三车编组模型，以正交脉冲来模拟尾流扰动的极端情况，以车轴横向力、倾覆系数和车体横向加速度等作为评价指标，对比分析抗侧风扰动能力。在转向架优配下，其抗侧风能力与长编转向架原配和现场调控的基本相同，但是车体横向加速度较低，接近0.5m/s²。但是在动车组转向架原配下，其抗侧风能力最低，即实际车轴横向力很快接近或达到其安全阈值，因而无高速晃车现象。

转向架优配系统优化了转向架构架动荷。如图20a和图20b所示，转向架构架动荷相关性对比。转向架构架动荷相关性是指轴箱横向动荷与抗蛇行动荷之间的大幅值循环载荷相关性。轴箱横向动荷，其相当于轴箱轴承的轴向动荷，其轴承台架试验加载的最大允许值17.5kN。按照转向架构架疲劳试验载荷规定EN13749-2005，抗蛇行动荷的3阶段加载值42kN。对于转向架优配，在服役车速范围内，轴箱横向动荷均在其安全阈值以下，但是抗蛇行动荷则接近或超过了其安全阈值。具体地，轴箱轴承不会出现温升报警故障或外环烧蚀等不利情况，但是若采用抗蛇行软约束技术，抗蛇行减振器端节点则有可能产生过早老化失效，因而需更新高弹橡胶材料。

(2)线路试验与动态仿真分析对比

结合某高铁线路的型式试验，图21给出了车体垂向舒适性评价指标对比，图22也相应地给出了车轴横向力对比。两者对比表明：

①考虑到线路试验采样制度及其估算误差，如图21所示，两者的垂向舒适性评价非常接近。线路试验采用基于时间的采样制度，其存在估算误差。具体地，16s采样一次，均分4段，并分别给出其估算值。车速160/320km/h，其实际采样长度相差两倍。采样长度越长，其估算值越趋于真值，因而形成了梯度误差。

②如图22所示，当车速达到300km/h以上，出现了高速晃车现象，实测车轴横向力的对比偏差较大，其主要原因在于动车转向架瞬间失稳，其车轴横向力具有不确定性。但是当车速小于300km/h，实测车轴横向力则呈现规律性变化，其中，直线运行仿真结果作为下界，而大曲线通过的(半径R＝7000m，轨道超高180mm)则作为上界，两者十分吻合。根据UIC518规定，直线运行或大曲线通过，经20Hz低通滤波采样处理，车轴横向力的均方差(RMS)_3σ不得大于车轴横向力允许最大值之半。

(3)超常工况摄动分析

结合高寒地区高铁运用，这里仅以冰雪阻塞电机横摆运动为例加以说明。在长编转向架现场调控和转向架优配下，以电机横摆刚度增大来模拟冰雪阻塞程度，如图23所示，分别给出了在新车状态下动车稳定性态及其摄动分析对比。如图23a所示，更加突出了长编转向架现场调控的既有问题，特别是动车后位转向架稳定裕度变得越来越不充裕。而转向架优配，如图23b所示，一旦形成了冰雪阻塞，则完全脱离了牵连运动关系，转向架高速性能明显降低。相对而言，动车后位转向架稳定裕度还较为充裕，尚可以满足(160-250)km/h运用要求。

除此之外，超常工况还有空簧失气(或爆裂)和50％抗蛇行减振器失效。根据欧洲铁路通用技术条件TSI规定，一旦出现上述失效工况，需保持原车速行驶至下一站，以便进行维修处理，避免对后续列车正点率形成影响。

为了降低在车体与走行部之间的横向耦合强度，本发明的进一步改进在于：

1、在第四步，即动态性能评估阶段之后，引入刚柔耦合仿真技术，进一步分析整备车体模态特征。以拖车刚柔耦合仿真分析为例(见图9)，验证并确认车体下部横向1阶弯曲模态的耦合共振，如图10所示，其模态频率与阻尼14.2Hz/2.64％，并分析其影响因素。

2、按照谐波减振机理，确定车下质量橡胶吊挂的横向刚度。如图24所示，分析橡胶比例阻尼所形成的结构阻尼约束效应，亦称浮板效应。

如图24a所示，仅当双辅变频器(约6.6t)横向弹性吊挂，其它均固接，且橡胶比例阻尼增大，车体下部1阶横向弯曲模态被“湮灭”。具体地，其实际模态阻尼接近100％，而实际模态频率趋于零。尽管如此，在较大车下质量的主导下，整备车体再次形成了1个新的横向1阶弯曲模态，其与车下质量固接的情况类似。同理，依次再将变压器和集便器改为弹性吊挂，如图24b和图24c所示，上述浮板效应仍然成立。

由此可见，随着橡胶比例阻尼增大，在较大车下质量的主导下，铝合金车体以及较小车下质量，再次形成1个新的横向1阶弯曲模态，其频率也接近14Hz或稍大一些。

在上述转向架3种典型配置下，如图25所示，车上与车下横向加速度对橡胶比例阻尼，均形成极小值特征。很显然，橡胶比例阻尼具有最优值，(0.3–0.5)％。横向加速度是指在刚柔耦合仿真的可分析频段(≤50Hz)内的全频域均方差(RMS)_3σ。车上指地板中部，而车下则为双辅变频器。

根据IEC61373的相关技术规定，当车下质量≤1250kg时，采用圆锥型橡胶堆，且螺栓预紧；当车下质量>1250kg时，则采用带有前后斜面的橡胶块，且自重楔紧。

再次特别指出：运行速度与安全冗余存在必然的关联性。如图26a所示，长编列车山区线路运用，多隧道通过造成电机横摆奇异性，其主要原因在于其抗蛇行参数配置违背了抗蛇行匹配原则。比如在长编转向架现场调控下，如图26b所示，车速300/330/350/380km/h直线运行，动态仿真分析表明：其加速度相关性呈现越来越明显的非线性奇异变化。相对而言，在转向架优配下，如图26c所示，其加速度相关性保持平稳变化。尽管如此，在侧风对车体扰动下，一旦电机横摆呈现奇异性，则将增强其流固耦合效应。

以上所述，仅为本发明较佳的具体实施方式，但本发明的保护范围并不局限于此，任何熟悉本技术领域的技术人员在本发明揭露的技术范围内，根据本发明的技术方案及其发明构思加以等同替换或改变，都应涵盖在本发明的保护范围之内。

Claims (10)

1.一种基于抗蛇行频带吸能机制的高速转向架动态设计方法，即以ICE3转向架作为技术原型，高铁车辆被看作1个闭环系统，以自适应控制方式来实现对转向架不稳定蛇行振荡现象的超前校正，其特征在于所述方法具体包括如下步骤：

第一步、确定转向架优配理论方案，以抗蛇行参数，即串联刚度K和线性阻尼C，作为整定参数，依照抗蛇行频带吸能机制以及抗蛇行匹配原则，确定转向架优配的理论方案，以更好地保障转向架高速性能；

第二步、进行稳定安全性综合评估，根据UIC518或EN14363所规定的安全阈值，应用动态仿真技术，对所确定转向架优配理论方案进行稳定安全性综合评估，并绘制对应的安全速度空间图；同时判断对应的安全速度空间是否满足对应的运行速度及其镟轮修程要求，若不能满足，则返回第一步重新进行调整，若满足，则进行下一步；

第三步、制订所述转向架优配的理论方案对应的技术实现方案，根据循环与双流控制原理，结合台架动态试验，确定抗蛇行减振器选型为双流控制工作原理的T70，并采取必要技术措施，以满足串联刚度K的技术要求；所述抗蛇行减振器选型的原则为抗蛇行减振器线性阻尼的标定值必须等于或接近所述转向架优配的线性阻尼C，并根据抗蛇行串联刚度判定原则，制订所述转向架优配的理论方案对应的技术实现方式，即采用抗蛇行软约束方式或在辅助腔内添加膨胀袋方式中的任意一种；

第四步、对第三步所制订的技术实现方案进行动态性能评估，结合型式试验，进行动态性能评估，其主要包括以下3个方面工作：平稳性能评估、线路试验与动态仿真对比以及超常工况摄动分析；若不能满足高速转向架3大稳定特征要求，即拓展安全速度空间、系统优化构架动荷以及更加强调稳定鲁棒性能，则需进行必要的参数调整重新进行动态性能评估，所述参数调整不包括一系悬挂和抗蛇行参数，若满足，则进行下一步。

2.根据权利要求1所述的基于抗蛇行频带吸能机制的高速转向架动态设计方法，其特征在于：

所述方法还包括第五步，确定铝合金车体横向耦合振动固有特征，即为了降低车体与走行部之间的横向耦合强度，在第四步、动态性能评估之后，引入刚柔耦合仿真技术，对所制订的技术实现方案进行相应的整备车体模态分析，并以抗蛇行高频阻抗作用作为相关激励，确定对应的铝合金车体横向耦合振动的固有特征。

3.根据权利要求1所述的基于抗蛇行频带吸能机制的高速转向架动态设计方法，其特征在于：

所述方法还包括车下质量橡胶吊挂优化设计，即根据谐波减振机理，确定橡胶吊挂点的横向刚度，并分析橡胶吊挂点的结构阻尼约束效应，进而确定橡胶比例阻尼的最优值；同时根据IEC61373的相关技术规定，制订橡胶吊挂设计形式。

4.根据权利要求1所述的基于抗蛇行频带吸能机制的高速转向架动态设计方法，其特征在于：

鉴于所述抗蛇行参数是影响动车转向架蛇行模态根轨迹的敏感参数，根据所述抗蛇行匹配原则来制订转向架优配理论方案，因而其动车稳定性态应当具有如下特征：

①在新车或轮轨磨合期间，等效锥度≤0.23，在动车转向架蛇行模态与相应的电机横摆模态之间，两者应当保持稳健的牵连运动关系；

②而当进入稳定磨耗阶段，等效锥度>0.23，上述牵连运动关系则没有必要继续保持，以降低电机吊架的惯性动荷影响；

③始终保持加速度相关性平稳变化，以有效控制电机横摆自激振荡的消极因素，并保障电机减振器的技术可靠性，防止其漏油失效。

5.根据权利要求1所述的基于抗蛇行频带吸能机制的高速转向架动态设计方法，其特征在于：

所述转向架优配的理论方案是指针对电机横摆刚度及其固有模态频率，应用整车稳定性态分析方法，按照所述抗蛇行匹配原则，进行抗蛇行参数最优配置，即线性阻尼440kN·s/m，串联刚度2X，并通过稳定安全综合评估来绘制安全速度空间图，以满足运行速度及其镟修制度要求。

6.根据权利要求1所述的基于抗蛇行频带吸能机制的高速转向架动态设计方法，其特征在于：

所述确定抗蛇行减振器选型，并采取必要技术措施，以满足对应的对串联刚度K的技术要求，具体包括如下：

所述抗蛇行减振器选型，确定采用T70，其液压刚度4.5X，为了满足对串联刚度K＝2X的技术要求，可选择如下2种技术措施中任意一种措施来实现：

①抗蛇行软约束技术实现方式：即选取其对应的端节点橡胶径向刚度为4X，根据所述抗蛇行串联刚度判定原则，其抗蛇行串联刚度等于2X；

②在辅助腔内添加膨胀袋技术实现方式：所述在辅助腔内添加膨胀袋技术实现方式可作为抗蛇行减振器定型产品的技术形式，降低油介质的填充率并防止气泡形成，液压刚度由4.5X降低至2X，对应的端节点橡胶径向刚度为70MN/m，根据所述抗蛇行串联刚度判定原则，其抗蛇行串联刚度等于液压刚度2X。

7.根据权利要求1所述的基于抗蛇行频带吸能机制的高速转向架动态设计方法，其特征在于：

所述高速转向架3大稳定特征是指在特定的技术约束条件下所述转向架优配的动态性能；所述特定的技术约束条件是指现有高铁运用尚存在以下2大技术制约性：

①铁路专线的特定轮配技术条件，即钢轨预打磨目标廓型为CN60KG，实际等效锥度λ_e≥0.16；

②由于现有高铁车辆存在横向振荡耦合机制，需特别防范侧风稳定性问题及其危害性影响。

8.根据权利要求1所述的基于抗蛇行频带吸能机制的高速转向架动态设计方法，其特征在于：

所述整车稳定性态分析实质上是指通过相应的抗蛇行参数配置来实现整车模态设计，而所述稳定安全综合评估和动态性能评估，则是指采用动态仿真技术对所述模态设计进行评估，两者形成了线性稳定分析与非线性仿真验证的互补性，以满足高铁运用安全冗余的技术要求。

9.根据权利要求1所述的基于抗蛇行频带吸能机制的高速转向架动态设计方法，其特征在于：

所述稳定鲁棒性能是以加速度相关性或抗侧风扰动能力技术指标加以衡量的；即是根据所述抗蛇行匹配原则来制订转向架优配的理论方案，并对其相应的动车转向架高速性能进行非线性动态仿真验证或评估。

10.根据权利要求3所述的车下质量橡胶吊挂优化设计，其特征在于：

确认所述铝合金车体横向耦合振动的固有特征是所述铝合金车体下部的横向1阶弯曲模态，其模态频率与阻尼为14.2Hz/2.64％；按照谐波减振机理，确定橡胶吊挂的横向刚度，并分析所述橡胶吊挂点的结构阻尼约束效应，进而确定橡胶比例阻尼的最优值，即(0.3–0.5)％；根据IEC61373的相关技术规定，采用预紧或楔紧方式及其相应的工艺保障措施来制订相应的橡胶吊挂设计形式，其包括：当车下质量≤1250kg时，采用圆锥型橡胶堆，且螺栓预紧；当车下质量>1250kg时，则采用带有前后斜面的橡胶块，且自重楔紧。