基于試驗(yàn)的鋁合金地鐵車體仿真模型計(jì)算精度分析

謝素明，郭峰，程亞軍

(1.大連交通大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院，遼寧 大連 116028； 2.中車長(zhǎng)春軌道客車股份有限公司 國家軌道客車工程研發(fā)中心，吉林 長(zhǎng)春 130062)*

基于試驗(yàn)的鋁合金地鐵車體仿真模型計(jì)算精度分析

謝素明1，郭峰1，程亞軍2

(1.大連交通大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院，遼寧 大連 116028； 2.中車長(zhǎng)春軌道客車股份有限公司 國家軌道客車工程研發(fā)中心，吉林 長(zhǎng)春 130062)*

借助靜強(qiáng)度試驗(yàn)數(shù)據(jù)，研究鋁合金地鐵車體仿真模型的計(jì)算精度.分析仿真結(jié)果與試驗(yàn)值存在誤差偏大的影響因素并對(duì)其歸類；通過四種不同的精細(xì)建模方法提高仿真模型的計(jì)算精度，結(jié)果表明：仿真結(jié)果與試驗(yàn)值具有較好的一致性，誤差均小于10%，其建模方法可以推廣到其它鋁合金地鐵車體性能仿真分析中.

鋁合金車體；模型精度；強(qiáng)度試驗(yàn)

0 引言

鋁合金材料因具有比重小、耐腐蝕、維修量低、加工性能好、壽命周期長(zhǎng)等優(yōu)點(diǎn)，已成為地鐵車輛車體結(jié)構(gòu)材料的首選.然而，鋁合金材料焊接后，其焊接熱影響區(qū)的力學(xué)性能是遠(yuǎn)低于母材的，如：EN 1999- 1- 1：2007標(biāo)準(zhǔn)中鋁合金材料焊接熱影響區(qū)的屈服強(qiáng)度僅為母材屈服強(qiáng)度的50%～75%[1].因此，鋁合金地鐵車體承載部件結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)趨勢(shì)是型材化，即：盡可能地減少焊接接頭數(shù)量，合理設(shè)計(jì)部件型材尺寸以及型材之間的焊接接頭位置.然而，這種型材化設(shè)計(jì)方法會(huì)帶來車體型材形狀復(fù)雜、多樣化、聯(lián)接部位板厚梯度變化劇烈等問題.當(dāng)采用傳統(tǒng)建模方法對(duì)型材化鋁合金地鐵車體結(jié)構(gòu)進(jìn)行性能仿真分析時(shí)，局部區(qū)域計(jì)算精度偏低.

目前，對(duì)鋁合金地鐵的研究主要集中在車體制造、設(shè)計(jì)、焊接質(zhì)量控制等方面，王立夫[2]等介紹了B型鋁合金地鐵車輛車體結(jié)構(gòu)和制造工藝；李世明[3]分析了上海A型地鐵鋁合金車體的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，總結(jié)了車體的設(shè)計(jì)原則；罔田俊哉[4]介紹了鋁合金車體的焊接特性和接合工藝；張麗博[5]分析了鋁合金地鐵車體側(cè)墻的焊接工藝，并給出了調(diào)修和焊接質(zhì)量控制的方法.在車體結(jié)構(gòu)性能數(shù)值仿真方面的研究較少，何文佳[6]運(yùn)用有限元法校核了A型地鐵鋁合金車體結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度、剛度、穩(wěn)定性、疲勞性能和耐撞性能.

本文通過仿真結(jié)果與試驗(yàn)樣車測(cè)試結(jié)果的對(duì)比，分析兩者誤差較大的原因，歸納總結(jié)了提高車體仿真模型計(jì)算精度的方法.

1 車體結(jié)構(gòu)及仿真模型

鋁合金地鐵車體車頂、側(cè)墻、地板等大部件由中空擠壓鋁合金型材沿車體縱向方向?qū)π筒念A(yù)制搭鉤自動(dòng)連續(xù)焊接，形成筒型整體承載結(jié)構(gòu).車體部件材料主要為EN-AW- 6082和EN-AW- 6005A鋁合金.車體側(cè)墻和司機(jī)室骨架經(jīng)過型材化設(shè)計(jì)，在司機(jī)室門角、側(cè)門門角和側(cè)窗窗角等結(jié)構(gòu)薄弱部位避開了焊縫；枕梁由兩塊開口型材沿車體橫向組焊，使枕梁上、下蓋板與其立板的相交區(qū)域?yàn)槟覆?車體型材用量約占車體總重的85.8%(其中中空擠壓型材約占總量的76.5%、開口型材約占9.3 %)，板材和鑄鍛件約占14.2%左右.

鋁合金地鐵車體有限元仿真模型主要由四節(jié)點(diǎn)等參數(shù)單元組成，底架設(shè)備及車頂空調(diào)以質(zhì)量單元形式施加在各自重心位置，并通過柔性單元模擬與車體的連接關(guān)系.車體有限元模型單元總數(shù)為1 261 944；節(jié)點(diǎn)總數(shù)為1 074 199，如圖1所示.

圖1 鋁合金地鐵車體的有限元模型

依據(jù)BS EN12663- 2010標(biāo)準(zhǔn)，該車體屬于P-Ⅲ類別(A型地鐵車輛)，其設(shè)計(jì)與試驗(yàn)載荷包括：①車輛整備重量、超載重量和考慮運(yùn)行時(shí)振動(dòng)影響的最大垂直負(fù)載；②車輛運(yùn)行時(shí)車鉤縱向壓縮和拉伸載荷；③車輛撞擊時(shí)車身腰帶高度縱向壓縮、車頂上邊梁高度縱向壓縮和防爬器縱向壓縮載荷；④車輛救援時(shí)復(fù)軌工況，以及⑤端部抬車、整車抬車、支撐點(diǎn)移位抬車等14種工況.

2 車體仿真分析結(jié)果的誤差分析

基于數(shù)次仿真分析，確定了車體最終結(jié)構(gòu)，并試制了試驗(yàn)樣車.試驗(yàn)車體上共安裝10個(gè)位移傳感器(左右對(duì)稱，每側(cè)5個(gè))測(cè)試底架邊梁的垂向位移，分布位置參見圖2(a).垂直超載工況作用下，車體位移測(cè)點(diǎn)與仿真分析結(jié)果的對(duì)比如圖2(b)所示.可以看出：位移測(cè)點(diǎn)的測(cè)試值與計(jì)算值的相對(duì)誤差百分比(測(cè)試值和計(jì)算值之差與測(cè)試值之比的絕對(duì)值再乘以100%)最大為7.98%.

(a) 位移測(cè)點(diǎn)布置

(b) 位移變化曲線

試驗(yàn)車體上安裝了多個(gè)應(yīng)變片，它們位于結(jié)構(gòu)的主要承載部位，如：側(cè)墻立柱(D區(qū)域)、牽引梁(F區(qū)域)、緩沖梁(G區(qū)域)、司機(jī)室(J區(qū)域)等，參見圖3.

(a) 側(cè)墻立柱 (b) 牽引梁

(c) 緩沖梁 (d) 司機(jī)室門角

圖3 試驗(yàn)車體的應(yīng)變片布置示意圖

計(jì)算和測(cè)試結(jié)果均表明：垂直超載下的車鉤座壓縮與拉伸、防爬器壓縮載荷工況較為惡劣.在這三種工況作用下，各區(qū)域應(yīng)力測(cè)點(diǎn)的測(cè)試值與計(jì)算值的變化趨勢(shì)基本一致，應(yīng)力值大于20 MPa的測(cè)點(diǎn)中，96.5%的仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的相對(duì)誤差百分比在0.12%～15%之間，參見圖4.

結(jié)合圖3和圖4，側(cè)墻立柱、牽引梁、緩沖梁以及司機(jī)室門角所在區(qū)域的誤差偏大.究其原因：① 側(cè)墻立柱測(cè)點(diǎn)D04處圓孔邊緣區(qū)域的單元尺寸大，質(zhì)量低，不能準(zhǔn)確地模擬薄板孔邊的應(yīng)力集中；② 牽引梁區(qū)域測(cè)點(diǎn)F28處，試驗(yàn)樣車增加了兩個(gè)C型安裝座(仿真模型中沒有該結(jié)構(gòu)的有限元模型)；③ 枕梁下蓋板與支撐板對(duì)接區(qū)域、支撐板與緩沖梁墊板搭接區(qū)域的測(cè)點(diǎn)G01、G02、G04、G07鄰近部件的厚度差異大，不適于采用薄殼單元離散該部位結(jié)構(gòu)；④ 司機(jī)室門角區(qū)域?qū)儆趹?yīng)力集中區(qū)域，位于該區(qū)域的測(cè)點(diǎn)J02附近的型材形狀復(fù)雜、厚度變化大，薄殼單元已不能準(zhǔn)確地模擬該區(qū)域的應(yīng)力集中情況.

(a) 車鉤座壓縮工況

(b) 防爬器壓縮工況

(c) 車鉤座拉伸工況

3 提高仿真模型計(jì)算精度的方法

考慮車體部件結(jié)構(gòu)特點(diǎn)以及計(jì)算效率，歸納總結(jié)出四種方法用于提高車體仿真模型的計(jì)算精度，參見圖5.

圖5 提高模型計(jì)算精度的四種方法

方法1：對(duì)于側(cè)墻立柱測(cè)點(diǎn)D04處的圓孔區(qū)域單元尺寸偏大，質(zhì)量低的情況，可以直接對(duì)該區(qū)域單元進(jìn)行細(xì)化，盡可能提高單元質(zhì)量，且避免在孔邊出現(xiàn)三角形單元.

車鉤座壓縮工況作用下，側(cè)墻立柱孔邊精細(xì)建模前后的計(jì)算結(jié)果如圖6和表1所示.由表1可以看出，精細(xì)建模后測(cè)點(diǎn)D04的應(yīng)力誤差百分比由21.5%下降為8.0%.

(a) 原模型(b) 精細(xì)模型

圖6 側(cè)墻立柱區(qū)域的應(yīng)力云圖

方法2：考慮牽引梁區(qū)域測(cè)點(diǎn)F28附近的用于走線的C型安裝座會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)局部剛度有一定的貢獻(xiàn)，應(yīng)建立C型安裝座結(jié)構(gòu)的有限元模型.

車鉤座壓縮工況作用下，有、無安裝座的牽引梁區(qū)域的計(jì)算結(jié)果及對(duì)比如圖7、圖8以及表2.距離C型安裝座較遠(yuǎn)的測(cè)點(diǎn)F23～F27的應(yīng)力值未有明顯變化，均與試驗(yàn)值吻合較好.測(cè)點(diǎn)F28的應(yīng)力相對(duì)誤差百分比由26.3%下降為2.4%.因此，建議將位于大應(yīng)力區(qū)域的小附件(如：安裝座和線槽等)納入到有限元模型中.

(a) 原模型(b) 精細(xì)模型

圖7 牽引梁C型安裝座區(qū)域的應(yīng)力云圖

圖8 牽引梁C型安裝座區(qū)域應(yīng)力誤差對(duì)比圖

測(cè)試應(yīng)力值MPa原模型計(jì)算應(yīng)力值MPa原模型誤差百分比%精細(xì)模型計(jì)算應(yīng)力值/MPa精細(xì)模型誤差百分比/%54.268.426.355.52.4

方法3：對(duì)于枕梁下蓋板區(qū)域內(nèi)G01、G02、G04、G07處的部件截面形狀和聯(lián)接關(guān)系復(fù)雜且部件厚度變化梯度大的情況，采用三維實(shí)體單元模擬支撐板、肋板、緩沖梁和部分枕梁結(jié)構(gòu)及其焊縫，采用多點(diǎn)約束法建立實(shí)體單元和薄殼單元的主-從節(jié)點(diǎn)關(guān)系，同時(shí)，應(yīng)當(dāng)保證兩種單元的過渡邊界遠(yuǎn)離高應(yīng)力區(qū)域.

防爬器壓縮工況作用下，精細(xì)建模前后緩沖梁區(qū)域應(yīng)力云圖如圖9以及表3.精細(xì)化建模后緩沖梁區(qū)域所有測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力誤差百分比均小于10%.

(a) 原模型(b) 精細(xì)模型

圖9 緩沖梁區(qū)域應(yīng)力云圖對(duì)比

方法4：司機(jī)室門角區(qū)域測(cè)點(diǎn)J02區(qū)域的型材形狀復(fù)雜、厚度變化大，并且該區(qū)域?yàn)閼?yīng)力集中區(qū)域.考慮到計(jì)算效率，利用快速子模型法將該區(qū)域中空擠壓型材的預(yù)制搭鉤、過渡厚度等幾何特征均離散為三維實(shí)體單元.

與傳統(tǒng)子模型法不同，快速子模型法將提取出來的子模型邊界節(jié)點(diǎn)位移作為位移約束導(dǎo)入到有限元模型中，與當(dāng)前工況重新組合，生成一個(gè)計(jì)算工況齊全、完全獨(dú)立的子模型計(jì)算模型.當(dāng)對(duì)部件結(jié)構(gòu)優(yōu)化時(shí)，不需要從整體模型中提取子模型邊界位移文件，直接更新子模型結(jié)構(gòu)即可完成精細(xì)計(jì)算，工作效率大幅度提高.由于結(jié)構(gòu)修改及計(jì)算都是在子模型中進(jìn)行的，因此，最終確定的結(jié)構(gòu)方案還需映射到整車模型上進(jìn)行驗(yàn)證[7].

車鉤座拉伸工況作用下，司機(jī)室門角區(qū)域應(yīng)力云圖如圖10以及表4.從表4可以看出，子模型的測(cè)點(diǎn)J02的應(yīng)力誤差百分比由28.5%下降為10.0%.

(a) 原模型(b) 子模型

圖10 司機(jī)室門角區(qū)域應(yīng)力云圖

4 結(jié)論

采用傳統(tǒng)建模方法的鋁合金地鐵車體仿真分析結(jié)果與靜強(qiáng)度測(cè)試值相對(duì)誤差較大的原因可歸結(jié)為：部件結(jié)構(gòu)的單元尺寸偏大，質(zhì)量低；對(duì)結(jié)構(gòu)局部剛度有一定貢獻(xiàn)的局部特征和附屬小件缺失；薄殼單元不適于模擬截面形狀和聯(lián)接關(guān)系復(fù)雜且厚度變化梯度大的部件，以及位于應(yīng)力集中區(qū)域的形狀和厚度變化復(fù)雜的型材.

采用不同的方法精細(xì)建模后，側(cè)墻立柱區(qū)域D04測(cè)點(diǎn)應(yīng)力誤差百分比為8.0%；牽引梁區(qū)域F28測(cè)點(diǎn)應(yīng)力誤差百分比為2.4%；緩沖梁區(qū)域G01、G02、G04、G07測(cè)點(diǎn)應(yīng)力誤差百分比分別為8.4%、7.4%、1.5%、0.8%；司機(jī)室門角區(qū)域J02測(cè)點(diǎn)應(yīng)力誤差百分比為10.0%.

[1]The European Standard(EN).BS EN1999- 1- 1：2007 Eurocode 9:Design of aluminum structures(Part 1- 1：General structural rules)[S].英國：BSI，2007.

[2]王立夫，王金金，劉東軍，等.B型鋁合金地鐵車體制造工藝[J].軌道交通裝備與技術(shù)，2013(1)：4- 6.

[3]李世明.上海A型地鐵鋁合金車體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)[J].車輛工程，2010，48(4)：19- 22.

[4]罔田俊哉.鋁合金車輛車體結(jié)構(gòu)及接合方法的新進(jìn)展[J].國外機(jī)車車輛工藝，2014(5)：6- 14.

[5]張麗博，楊帥，王大朋.鋁合金地鐵車體側(cè)墻制造關(guān)鍵點(diǎn)研究[J].鐵道機(jī)車車輛，2014，34(3)：69- 72.

[6]何文佳，鐘磊，岳譯新.某A型地鐵車體結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)與有限元分析[J].電力機(jī)車與城軌車輛，2015，38(6)：20- 24.

[7]謝素明，盧小龍，王成強(qiáng).高速動(dòng)車組車體承載部件精細(xì)計(jì)算方法研究[J].大連交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2016，37(2)：10- 13.

Study of Simulation Model Accuracy for Aluminium-Alloy Metro Car-Body based on Strength Test

XIE Suming1，GUO Feng1，CHENG Yajun2

(1.School of Traffic and Transportation Engineering,Dalian Jiaotong University，Dalian 116028，China； 2.National Rail Vehicle Engineering R&D Center,CRRC Changchun Railway Passenger Vehicle Co., Ltd,Changchun 130062,China)

Based on static strength test data,simulation model accuracy for an aluminum alloy metro car-body is studied.The reason for larger difference between simulation results and test results is analyzed and classified,and four levels of fine modeling methods are used to raise the simulation model accuracy.The results show that the maximum difference is less than 10%,and the modeling methods can be extended to some other similar metro car-body strength analysis.

aluminum alloy car-body；simulation model accuracy；static strength test

1673- 9590(2017)05- 0022- 05

A

2016- 02- 25

中國鐵路總公司科學(xué)研究開發(fā)計(jì)劃資助項(xiàng)目(2014J004-N)

謝素明(1965-)，女，教授，博士，主要從事車輛工程CAE 關(guān)鍵技術(shù)研究 E-mail:sumingxie@163.com .