基于子模型技術(shù)的轉(zhuǎn)向架構(gòu)架疲勞壽命預(yù)測(cè)*

楊 宏，王 紅，商躍進(jìn)

(蘭州交通大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，甘肅 蘭州 730070)

0 引 言

轉(zhuǎn)向架在鐵道車(chē)輛運(yùn)行過(guò)程中主要起到接收軌道激勵(lì)的作用，其構(gòu)架起到支撐、連接、傳遞等作用，是轉(zhuǎn)向架的重要部件之一。由于軌道車(chē)輛運(yùn)行過(guò)程中長(zhǎng)期承受復(fù)雜的交變載荷，極易誘發(fā)焊接構(gòu)架的焊縫產(chǎn)生裂紋，造成安全事故[1]。焊接疲勞破壞通常發(fā)生在焊趾處，并沿著焊趾在厚度方向上擴(kuò)展[2]。因此，為保證鐵道車(chē)輛的安全運(yùn)行，對(duì)轉(zhuǎn)向架構(gòu)架的疲勞壽命進(jìn)行評(píng)估和預(yù)測(cè)具有一定的現(xiàn)實(shí)意義。

目前主要參考基于名義應(yīng)力法的ⅡW和BS標(biāo)準(zhǔn)以及ASME標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算焊接接頭的疲勞壽命。采用ⅡW和BS標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算焊接接頭疲勞壽命時(shí)，需在標(biāo)準(zhǔn)中找出與之對(duì)應(yīng)的焊接接頭的S-N曲線數(shù)據(jù)?？紤]實(shí)際應(yīng)用情況，如果焊接接頭的幾何形狀和受力比較復(fù)雜時(shí)，在標(biāo)準(zhǔn)中很難找出與之完全對(duì)應(yīng)的接頭類(lèi)型，如果近似選擇，則會(huì)造成較大誤差。而于2007年被納入美國(guó)ASME標(biāo)準(zhǔn)的等效結(jié)構(gòu)應(yīng)立法則有效的避免了這種問(wèn)題，它不受接頭類(lèi)型的限制，并且具有網(wǎng)格不敏感性。

國(guó)內(nèi)很多學(xué)者都對(duì)車(chē)輛零部件的疲勞強(qiáng)度進(jìn)行過(guò)研究，沈彩瑜、米彩盈[3]基于名義應(yīng)力法對(duì)車(chē)體的疲勞壽命進(jìn)行了估算。王斌杰、王紅等[4-5]使用熱點(diǎn)應(yīng)力法對(duì)轉(zhuǎn)向架構(gòu)架進(jìn)行了疲勞強(qiáng)度評(píng)估。趙峰翔、張開(kāi)林等[6]在確定好焊接構(gòu)架評(píng)估所需的S-N曲線的基礎(chǔ)上，采用名義應(yīng)力法和局部缺口應(yīng)力法估算了關(guān)鍵焊縫的疲勞壽命，并對(duì)兩種方法進(jìn)行對(duì)比。劉洪濤、譚富星等[7]采用BS方法對(duì)焊接構(gòu)架進(jìn)行了疲勞強(qiáng)度分析?；贑RH380B動(dòng)車(chē)組轉(zhuǎn)向架構(gòu)架通過(guò)靜強(qiáng)度計(jì)算后的局部應(yīng)力分析得到平均應(yīng)力和應(yīng)力幅較大位置，在建立子模型的基礎(chǔ)上采用由董平沙教授提出的基于等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力法的主S-N曲線疲勞壽命預(yù)測(cè)方法[8]對(duì)其關(guān)鍵焊縫進(jìn)行疲勞壽命計(jì)算。

1 構(gòu)架整體模型分析

1.1 構(gòu)架結(jié)構(gòu)特點(diǎn)

采用的CRH380B轉(zhuǎn)向架采用轉(zhuǎn)臂軸箱定位方式，構(gòu)架通過(guò)一系鋼簧和轉(zhuǎn)臂定位的方式和輪對(duì)鏈接在一起，一系鋼簧決定其垂向剛度，轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)處的彈性襯套決定其橫向和縱向剛度。構(gòu)架是由兩根中部下凹的魚(yú)腹箱型側(cè)梁和兩根無(wú)縫鋼管組成的H型結(jié)構(gòu)，橫梁上焊有縱向輔助梁。分析時(shí)考慮構(gòu)架的結(jié)構(gòu)和承載特點(diǎn)，對(duì)其進(jìn)行簡(jiǎn)化。構(gòu)架使用的材料是S33J2G，屬于高強(qiáng)度耐候鋼板，其拉伸強(qiáng)度為510 MPa、屈服強(qiáng)度為355 MPa、彈性模量為2.06×105MPa、密度為7.8×10-6kg/mm3、泊松比為0.29。

根據(jù)UIC566標(biāo)準(zhǔn)[9]，靜強(qiáng)度評(píng)定時(shí)，正常運(yùn)營(yíng)工況下母材的安全系數(shù)取為1.5，許用應(yīng)力236 MPa；焊縫區(qū)的安全系數(shù)為1.65，許用應(yīng)力為215 MPa。

1.2 構(gòu)架強(qiáng)度分析

1.2.1有限元模型的建立

建立有限元模型是進(jìn)行有限元分析的基礎(chǔ)工作。構(gòu)架采用C3D10(10節(jié)點(diǎn)二次四面體單元)進(jìn)行離散，離散單元數(shù)為237 384個(gè)，節(jié)點(diǎn)數(shù)為459 450個(gè)，有限元模型如圖1所示。根據(jù)實(shí)際受力情況，確定約束和加載位置，如圖2所示。在Abaqus中通過(guò)建立彈簧單元來(lái)模擬一系鋼簧和轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)處的彈性襯套，根據(jù)實(shí)際剛度值賦予彈簧屬性。

圖1 構(gòu)架的有限元模型 圖2 構(gòu)架的約束和加載位置

1.2.2載荷工況的確定

(1) 靜強(qiáng)度載荷工況的確定

為驗(yàn)證構(gòu)架靜強(qiáng)度是否符合要求，并為后面局部應(yīng)力分析做準(zhǔn)備，根據(jù)UIC615-4標(biāo)準(zhǔn)[10]確定構(gòu)架的加載工況，計(jì)算13種模擬運(yùn)營(yíng)工況下的靜強(qiáng)度，構(gòu)架載荷工況見(jiàn)表1。構(gòu)架靜強(qiáng)度試驗(yàn)載荷分為橫向、縱向和斜對(duì)稱(chēng)載荷。

表1 運(yùn)營(yíng)載荷工況列表

(2) 疲勞載荷工況的確定

根據(jù)UIC615-4標(biāo)準(zhǔn)，確定動(dòng)力轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架的疲勞加載工況，構(gòu)架疲勞試驗(yàn)載荷分為垂向和橫向兩種，并對(duì)其進(jìn)行分步加載，加載情況如下：垂向載荷為Fz(同模擬運(yùn)營(yíng)工況中靜態(tài)試驗(yàn)時(shí)的垂向力)，橫向載荷為Fy(同模擬運(yùn)營(yíng)工況中靜態(tài)試驗(yàn)時(shí)的橫向力)。約束及加載位置同模擬運(yùn)營(yíng)工況。

1.3 計(jì)算結(jié)果分析

1.3.1靜強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果分析

通過(guò)計(jì)算得到13種模擬載荷工況下的靜強(qiáng)度結(jié)果，其中最大等效應(yīng)力為185.2 MPa，出現(xiàn)在空氣彈簧安裝孔處，沒(méi)有超出許用應(yīng)力235 MPa，滿足強(qiáng)度要求。

根據(jù)疲勞評(píng)估點(diǎn)選取原則，即結(jié)合焊接構(gòu)架的靜強(qiáng)度分析結(jié)果和焊接形式來(lái)確定疲勞危險(xiǎn)位置。筆者主要分析關(guān)鍵焊縫的疲勞壽命，所以，根據(jù)以上原則選取構(gòu)架上三個(gè)焊縫連接處作為評(píng)估點(diǎn)進(jìn)行局部應(yīng)力分析，統(tǒng)計(jì)13種模擬工況下這三個(gè)位置處的應(yīng)力值，確定最大、最小應(yīng)力，求出平均應(yīng)力及應(yīng)力幅。其選取位置如圖3所示，應(yīng)力分析情況見(jiàn)表2。

表2 構(gòu)架局部應(yīng)力分析 /MPa

由表2可知，轉(zhuǎn)臂定位座與側(cè)梁連接處的平均應(yīng)力和應(yīng)力幅較大，所以，需要對(duì)此處的焊縫結(jié)構(gòu)進(jìn)行細(xì)化，分析其焊縫疲勞壽命是否符合要求。

1.3.2疲勞工況計(jì)算結(jié)果分析

通過(guò)計(jì)算得到疲勞工況的應(yīng)力分布如圖4所示，最大等效應(yīng)力為146.1 MPa。

圖3 構(gòu)架局部應(yīng)力分析位置 圖4 疲勞工況的應(yīng)力云圖

2 子模型的建立

由于構(gòu)架屬于大型構(gòu)件，對(duì)其關(guān)鍵部位運(yùn)用子模型技術(shù)，節(jié)約計(jì)算時(shí)間的同時(shí)也能提高計(jì)算精度。通過(guò)對(duì)以上分析中得出的焊縫疲勞薄弱區(qū)建立子模型，將焊縫進(jìn)行細(xì)化，計(jì)算其疲勞壽命。

2.1 子模型技術(shù)簡(jiǎn)介

子模型分析是指在完成全局模型分析之后，再把全局模型局部位置的網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化用于后期計(jì)算，這樣既節(jié)約了時(shí)間又使計(jì)算結(jié)果更加精確。子模型技術(shù)最重要的是切割邊界的確定，從全局較粗網(wǎng)格模型上分割開(kāi)的邊界就是切割邊界，而子模型的邊界條件是切割邊界的計(jì)算位移值[11]。

子模型基于圣維南原理，即應(yīng)力分布只對(duì)載荷作用區(qū)域有影響，此區(qū)域會(huì)存在應(yīng)力集中效應(yīng)。所以，在進(jìn)行子模型分析時(shí)，切割邊界需要遠(yuǎn)離應(yīng)力集中區(qū)域，這樣才能得到更精確的分析結(jié)果[12]。

2.2 子模型的創(chuàng)建方法

選用基于節(jié)點(diǎn)的子模型技術(shù)在Abaqus中實(shí)現(xiàn)子模型的創(chuàng)建。通過(guò)以下步驟來(lái)實(shí)現(xiàn)子模型分析：

(1) 全局模型分析完成后保存應(yīng)力分析結(jié)果。

(2) 完成子模型的切割，將切割邊界處的節(jié)點(diǎn)定義為子模型切割邊界。

(3) 對(duì)各個(gè)分析步中的驅(qū)動(dòng)變量進(jìn)行設(shè)置。

(4) 對(duì)子模型的邊界條件、載荷、接觸和約束進(jìn)行設(shè)置。

(5) 完成子模型分析，驗(yàn)證切割邊界條件[13]。

一般通過(guò)查看子模型邊界附近的結(jié)果變量值及云圖變化與全局模型是否一致來(lái)判斷子模型建立的正確性，如果結(jié)果一致，則認(rèn)為該子模型是有效的。

2.3 計(jì)算結(jié)果分析

通過(guò)上述方法創(chuàng)建構(gòu)架轉(zhuǎn)臂定位座處的子模型，子模型的應(yīng)力分布如圖5所示。和全局模型相應(yīng)位置的應(yīng)力分布相比較可知，子模型的應(yīng)力分布與全局模型相應(yīng)位置基本一致。再對(duì)切割邊界進(jìn)行校核，筆者僅選取子模型下蓋板一側(cè)的應(yīng)力曲線與整體模型相應(yīng)位置的應(yīng)力曲線進(jìn)行對(duì)比，如圖6所示。

圖5 子模型的應(yīng)力計(jì)算結(jié)果

由圖6可知，子模型和全局模型在切割邊界處的等效應(yīng)力值基本一致，由此證明切割邊界的選取是合理的，可以用于后續(xù)焊縫壽命的計(jì)算。

圖6 子模型和全局模型在切割邊界處應(yīng)力對(duì)比圖

3 基于子模型的焊縫疲勞壽命預(yù)測(cè)

為了估算焊縫薄弱區(qū)的疲勞壽命，在以上轉(zhuǎn)臂定位座處子模型計(jì)算結(jié)果的基礎(chǔ)上，采用等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力法計(jì)算其四條焊縫的疲勞壽命。

3.1 等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力法原理

等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力法主要有兩個(gè)關(guān)鍵技術(shù)，即網(wǎng)格的不敏感性和一條主S-N曲線。其中網(wǎng)格的不敏感性是通過(guò)焊趾處任意板厚應(yīng)力狀態(tài)的平衡等效來(lái)實(shí)現(xiàn)的。等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力法中焊趾部位的應(yīng)力由兩部分組成，即由外力引起結(jié)構(gòu)應(yīng)力和由焊接工藝引起峰值應(yīng)力。首先通過(guò)整體坐標(biāo)系向局部坐標(biāo)系的轉(zhuǎn)換得到節(jié)點(diǎn)力和力矩；根據(jù)節(jié)點(diǎn)力和力矩的平衡，推出結(jié)構(gòu)應(yīng)力；基于斷裂力學(xué)理論，將結(jié)構(gòu)應(yīng)力轉(zhuǎn)化為等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力，其轉(zhuǎn)化方程為式(1)。式中同時(shí)考慮了焊縫應(yīng)力集中、板厚尺寸、載荷模式的影響。

(1)

(2)

式中：ΔSs為等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力變化范圍；Δσs為結(jié)構(gòu)應(yīng)力變化范圍；t為結(jié)構(gòu)板厚尺寸；I(r)為載荷彎曲比r(r=Δσb/Δσs)的無(wú)量綱函數(shù)；a為裂紋任意方向上的長(zhǎng)度；Mkn為應(yīng)力強(qiáng)度放大系數(shù)；fm(a/t)、fb(a/t)分別為膜正應(yīng)力和彎曲正應(yīng)力作用下的無(wú)量綱函數(shù)。

通過(guò)下式計(jì)算焊縫的疲勞壽命：

(3)

式中：C、h為ASME提供的主S-N曲線試驗(yàn)常數(shù);N為疲勞壽命循環(huán)次數(shù)。

3.2 焊縫疲勞壽命計(jì)算

通過(guò)Fe-safe軟件中的Verity模塊計(jì)算焊縫的疲勞壽命。將Abaqus中計(jì)算生成的odb文件導(dǎo)入Fe-safe的Verity模塊中進(jìn)行計(jì)算，首先需要設(shè)置焊縫屬性，四條焊縫的焊線節(jié)點(diǎn)及焊線參考單元分別如圖7和8所示。

在對(duì)焊接構(gòu)架進(jìn)行疲勞壽命分析之前，需要定義材料屬性，對(duì)構(gòu)架焊縫疲勞壽命評(píng)估選用的材料為Steel-Weld(50%)。并對(duì)疲勞載荷譜進(jìn)行設(shè)定，按照UIC615-4疲勞加載標(biāo)準(zhǔn)，垂向載荷由0.7Fz到1.3Fz變化，平均應(yīng)力為Fz，橫向力由0到±Fy變化。動(dòng)態(tài)疲勞采用三級(jí)加載方式，第一級(jí)加載的循環(huán)次數(shù)為6×106次，第二級(jí)加載的循環(huán)次數(shù)為2×106次，第三級(jí)加載的循環(huán)次數(shù)為2×106次，共1000萬(wàn)次，載荷放大系數(shù)在三個(gè)階段分別為1.0、1.2和1.4。

圖7 焊線位置圖 圖8 焊線參考單元

3.3 計(jì)算結(jié)果分析

通過(guò)式(1)、(2)計(jì)算得到四條焊線節(jié)點(diǎn)的等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力，其結(jié)構(gòu)應(yīng)力和等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力的對(duì)比如圖9～12所示。

圖9 焊縫1結(jié)構(gòu)應(yīng)力及等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力

圖10 焊縫2結(jié)構(gòu)應(yīng)力及等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力

在Fe-safe中計(jì)算得到焊縫處的疲勞壽命后在Abaqus中查看壽命云圖，如圖13所示，圖中顯示的是對(duì)數(shù)疲勞壽命值。由計(jì)算結(jié)果可得四條焊縫的壽命，如表4，最小疲勞壽命為1.172×107次，符合UIC615-4標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的1×107次，所以構(gòu)架疲勞強(qiáng)度滿足設(shè)計(jì)要求。

圖11 焊縫3結(jié)構(gòu)應(yīng)力及等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力

圖12 焊縫4結(jié)構(gòu)應(yīng)力及等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力

焊縫壽命/107次節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)/mm11．1722-648．879，44．314，-208021．866421-639．112，25．5312，-210033．0133757-652．819，30．0794，-224041．901468-644．693，36．2642，-2260

圖13 焊縫疲勞壽命分布圖

4 結(jié) 論

通過(guò)對(duì)CRH380B型動(dòng)車(chē)組強(qiáng)度及焊縫疲勞壽命的分析，得出結(jié)論：

(1) 通過(guò)計(jì)算13種模擬運(yùn)營(yíng)工況的靜強(qiáng)度，對(duì)構(gòu)架三個(gè)部位的局部應(yīng)力進(jìn)行分析，得到轉(zhuǎn)臂定位座處的平均應(yīng)力和應(yīng)力幅較大。

(2) 計(jì)算構(gòu)架整體在疲勞工況下的應(yīng)力，對(duì)其轉(zhuǎn)臂定位座建立子模型，并對(duì)子模型的切割邊界進(jìn)行了驗(yàn)證，結(jié)果表明切割邊界選取正確。

(3) 在子模型的基礎(chǔ)上，采用美國(guó)ASME標(biāo)準(zhǔn)中

的等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力法進(jìn)行了焊縫疲勞壽命計(jì)算。計(jì)算結(jié)果表明，最小壽命出現(xiàn)在轉(zhuǎn)臂定位座上的第一條焊縫處，其疲勞壽命為1.172×107次，符合UIC615-4標(biāo)準(zhǔn)的設(shè)計(jì)要求。

(4) 正確應(yīng)用子模型技術(shù)能夠保證計(jì)算的準(zhǔn)確性，運(yùn)用子模型和全局模型相結(jié)合的方式計(jì)算局部位置處的疲勞壽命，能夠節(jié)約轉(zhuǎn)向架的設(shè)計(jì)時(shí)間和成本，同時(shí)也為下一步的優(yōu)化設(shè)計(jì)奠定了基礎(chǔ)，這也是復(fù)雜結(jié)構(gòu)疲勞分析可以借鑒的一種有效方法。

[1] 沈彩瑜.鐵道車(chē)輛轉(zhuǎn)向架構(gòu)架疲勞強(qiáng)度研究[D].成都:西南交通大學(xué),2014.

[2] 李向偉,兆文忠.基于Verity方法的焊縫疲勞評(píng)估原理及驗(yàn)證[J].焊接學(xué)報(bào),2010(7):9-12+113.

[3] 沈彩瑜,米彩盈.重載電力機(jī)車(chē)車(chē)體強(qiáng)度和剛度研究[J].計(jì)算機(jī)仿真,2014,31(2):230-234.

[4] 王斌杰.高速列車(chē)結(jié)構(gòu)熱點(diǎn)應(yīng)力疲勞評(píng)定方法及應(yīng)用研究[D].北京:北京交通大學(xué),2008.

[5] 王等紅,劉萬(wàn)選,商躍進(jìn).基于熱點(diǎn)應(yīng)力的國(guó)產(chǎn)化Y25型轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架疲勞強(qiáng)度分析[J].中國(guó)鐵道科學(xué),2013,34(4):66-70.

[6] 趙峰強(qiáng),張開(kāi)林,劉等斌.出口緬甸3B0機(jī)車(chē)焊接構(gòu)架疲勞壽命預(yù)測(cè)[J].機(jī)車(chē)電傳動(dòng),2017(1):51-54+60.

[7] 劉洪濤,譚富星,于 寅,等.基于BS方法的拖車(chē)轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架的疲勞評(píng)估[J].大連交通大學(xué)學(xué)報(bào),2014,35(6):23-26.

[8] Dong P,Hong J K,Osaged,et al.Master S-N Curve method for fatigue evaluation of welded components[R].New York: Welding Research Council,2002: 1250.

[9] UIC566-1990,loadings of coach bodies and their components[S].1990.

[10] UIC615-4-2003,Motive power units-bogie and running gear-bogie frame structure strength tests[S].2003.

[11] 周 宇.基于子模型的鐵路車(chē)輛結(jié)構(gòu)強(qiáng)度精細(xì)計(jì)算[J].鐵道機(jī)車(chē)車(chē)輛,2009(1):16-18.

[12] 馬思群,張國(guó)磊,陳 軒,等.子模型技術(shù)在轉(zhuǎn)向架構(gòu)架疲勞壽命預(yù)測(cè)中的應(yīng)用[J].農(nóng)業(yè)裝備與車(chē)輛工程,2016(3):1-4+17.

[13] 石亦平,周玉蓉.ABAQUS有限元分析實(shí)例詳解[M].北京:機(jī)械工業(yè)出版社,2010.