機車車輛轉(zhuǎn)向架構(gòu)架焊接疲勞強度評定的工程方法應(yīng)用

曹競瑋,徐傳波

(1.中車青島四方機車車輛股份有限公司 技術(shù)工程部,山東 青島266111; 2.西南交通大學 牽引動力國家重點實驗室,成都610031; 3.鄭州鐵路職業(yè)技術(shù)學院 機車車輛學院,鄭州450052)

構(gòu)架作為轉(zhuǎn)向架眾多部件聯(lián)結(jié)的主要結(jié)構(gòu)件,是承載和傳遞力的基體.機車在多種運行工況下,通過與軸箱拉桿、懸掛系統(tǒng)和驅(qū)動裝置等相連,承受來自車體及其上部設(shè)備重量的垂直載荷和由機車振動引起的垂直附加動載荷;承受機車牽引、制動時產(chǎn)生的牽引力或制動力;承受機車通過曲線時的水平橫向力和離心力等[1].構(gòu)架受力狀況十分惡劣,因而它必須具有足夠的強度和剛度.

在軌道交通車輛裝備制造業(yè)中,轉(zhuǎn)向架構(gòu)架制造是其中最為重要的技術(shù)環(huán)節(jié)之一[2].轉(zhuǎn)向架構(gòu)架作為大型板件焊接構(gòu)件,包括構(gòu)架側(cè)梁、牽引梁與大多設(shè)備安裝座等都是通過焊接實現(xiàn)連接,焊縫類型多且分布復(fù)雜.其焊后的結(jié)構(gòu)強度與疲勞強度將決定機車車輛的安全運行與否.因而在設(shè)計階段,對轉(zhuǎn)向架構(gòu)架進行焊接疲勞強度的評定是十分重要的.

參照UIC 615-4標準[3]中的計算方法與工況組合,應(yīng)用有限元的方法對某B0轉(zhuǎn)向架進行了靜強度計算,并提取局部焊縫應(yīng)力點,對主體與設(shè)備安裝座的焊縫疲勞強度進行評定.

1 轉(zhuǎn)向架計算模型

1.1 構(gòu)架結(jié)構(gòu)

轉(zhuǎn)向架B0構(gòu)架結(jié)構(gòu)為H型,由左右兩側(cè)梁和中間牽引橫梁組焊而成.構(gòu)架側(cè)梁與橫梁均為薄板箱型焊接結(jié)構(gòu).一、二系懸掛安裝座,一系垂向減振器安裝座,橫向和垂向止擋座和轉(zhuǎn)臂軸箱安裝座.橫梁中間設(shè)有安裝牽引裝置的凸臺,梁兩側(cè)焊有兩個電機吊掛座,如圖1所示[4].

圖1 構(gòu)架結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Diagram of frame structure

1.2 構(gòu)架有限元模型

基于HYPERMESH 11.0建立了構(gòu)架有限元模型,如圖2所示.在離散構(gòu)架模型時，采用SOLID 95實體單元,單元總數(shù)為1 345 262個.一系彈簧座與轉(zhuǎn)臂軸箱處設(shè)置縱向、橫向與垂向的虛擬彈簧單元,單元類型為COMBIN14,單元總數(shù)為8 977個.構(gòu)架有限元計算模型如圖2所示.驅(qū)動裝置吊掛座、一系垂向減震器座、制動器座、牽引座的局部視圖如圖12～圖15所示,其余略.

圖2 構(gòu)架有限元模型示意圖Fig.2 Finite element model of frame

參照UIC 615-4規(guī)范中給定的強度試驗加載示意圖,在轉(zhuǎn)臂軸箱安裝座處設(shè)置橫向與縱向約束,一系彈簧座施加垂向約束.垂向載荷加載位置為兩側(cè)二系簧處,橫向載荷分別施加于二系簧與橫向止擋,縱向載荷施加于牽引座,其余驅(qū)動裝置、減震器載荷施加于對應(yīng)安裝座位置.

2 載荷計算與工況組合

參照標準UIC 615-4(《動力單元-轉(zhuǎn)向架和走行機構(gòu)-轉(zhuǎn)向架構(gòu)架結(jié)構(gòu)強度試驗》)中的載荷計算與工況組合,對構(gòu)架進行了載荷計算.

由于本文旨在研究構(gòu)架焊接疲勞強度的評價方法,因此僅計算運營載荷工況,超載工況不進行計算[5].

2.1 模擬運營載荷

分析模擬運行過程中所受到的載荷,計算式如表1所示[6].

表1 運營載荷工況組合表Tab.1 Calculation of operating load conditions

表1中:nb為單節(jié)轉(zhuǎn)向架的數(shù)量;mc為機車的質(zhì)量;mb為構(gòu)架的質(zhì)量;Δ1為二系橫向止擋自由間隙;Δ2為二系橫向止擋彈性間隙;ksy為二系簧的總橫向剛度;Fc為持續(xù)牽引力;lp為一系簧支撐橫向跨距;la為軸距;ls為二系橡膠堆橫向跨距;lr為兩輪與軌接觸點橫向距離;Mn為額定扭矩;i為傳動比;l1為驅(qū)動系統(tǒng)質(zhì)心距車軸中心的距離;l2為驅(qū)動系統(tǒng)質(zhì)心與構(gòu)架電機裝配吊掛點的距離;md為裝配質(zhì)量;D為輪徑;μ為黏著系數(shù);Lz為車軸軸心至閘瓦的水平距離;fyxc為一系垂向減振器阻尼力;nz為單個輪對上的制動器數(shù)量.

2.3 計算載荷工況組合

以UIC 615-4規(guī)范中的垂向載荷、橫向載荷和斜對稱載荷為基本載荷,然后考慮側(cè)滾與浮沉的影響,運營載荷工況組合如表2工況1～17所示[7].

3 構(gòu)架強度計算結(jié)果

模擬運營載荷工況下,計算結(jié)果見表3.由表3可知,轉(zhuǎn)向架構(gòu)架最大Von-Mises等效應(yīng)力值均低于材料屈服極限(Q325),且有較高的安全裕量.工況15,即曲線制動時,轉(zhuǎn)向架構(gòu)架受力狀況最惡劣,最大Von-Mises等效應(yīng)力為236.9 MPa,安全系數(shù)為1.37.構(gòu)架應(yīng)力分布云圖見圖3所示,可知危險點位于制動安裝座的焊接位置.

表2 運營載荷工況組合表Tab.2 Combination of operating load conditions

注:α=0.1,考慮側(cè)滾影響;β=0.2,考慮浮沉影響.

表3 模擬運營載荷工況計算結(jié)果Tab.3 Simulated operation load conditioncalculation results

圖3 工況15 構(gòu)架等效應(yīng)力云圖Fig.3 The equivalent stress cloud diagram ofthe frame in 15 work condition

4 焊縫疲勞強度計算與評定

4.1 疲勞評定方法

由于當前還沒有焊接構(gòu)架材料S355的疲勞實驗數(shù)據(jù),鑒于St-52-3與鋼材料S355的強度等級相近,所以根據(jù)標準DIN17100的規(guī)定,可以采用St-52-3鋼的Moore-Kommer-Japer疲勞曲線圖對構(gòu)架母材及焊縫進行疲勞強度校核.

針對17個模擬運營工況,參照疲勞試驗中的應(yīng)變貼片的位置,即以焊趾外2 mm處的節(jié)點作為應(yīng)力提取點,如圖4所示.根據(jù)最大應(yīng)力σmax方向簡化為各點應(yīng)力狀態(tài)為單軸應(yīng)力,即根據(jù)各應(yīng)力取值點的最大應(yīng)力值σmax和最小應(yīng)力值σmin,得到應(yīng)力比R(R=σmin/σmax).再取σmax為豎軸和R為橫軸在Moore-Kommer-Japer曲線圖上繪制,進行疲勞強度的校核與安全系數(shù)的計算.

圖4 焊接接頭應(yīng)力提取點位置Fig.4 Location of stress extraction point of welded joint

4.2 構(gòu)架主體焊縫疲勞強度校核

由于構(gòu)架的焊縫數(shù)量很大,因此選取部分具有代表性的焊縫進行疲勞強度校核,如圖5所示,共計15條角焊縫與對接焊縫.其中角焊縫包括側(cè)梁上下板與內(nèi)外側(cè)立板之間的焊縫、中間橫梁的上下板與前后側(cè)立板之間的焊縫;對接焊縫包括側(cè)梁上板之間(下板之間)的焊縫、中間橫梁上板之間(下板之間)的焊縫.

圖5 構(gòu)架主要焊縫位置Fig.5 Position of frame main weld

如4.1節(jié)所述,將選中焊縫上的節(jié)點提取應(yīng)力值并完成計算.由于角焊縫與對接焊縫的疲勞極限曲線不同(角焊縫的疲勞強度安全性要求更高),所以需要在Moore-Kommer-Japer曲線圖上分開進行繪制,如圖6和圖7所示.

圖6 構(gòu)架對接焊縫疲勞評定Fig.6 Fatigue evaluation of butt weld on frame

圖7 構(gòu)架角焊縫疲勞評定Fig.7 Fatigue evaluation of fillet weld on frame

結(jié)果表明,該轉(zhuǎn)向架構(gòu)架所有主體焊縫的滿足焊縫疲勞強度設(shè)計要求,并具有較大的安全余量.部分節(jié)點的疲勞數(shù)據(jù)及安全系數(shù)如表4所示.

4.3 部分設(shè)備安裝座的焊縫疲勞強度校核

對驅(qū)動裝置吊掛座焊縫疲勞強度的校核,計算載荷工況見表5.驅(qū)動裝置吊掛座部分焊縫節(jié)點的Moore-Kommer-Japer曲線疲勞評定結(jié)果如圖8所示,驅(qū)動裝置吊掛座局部應(yīng)力云圖如圖9所示.

4.3.2一系垂向減震器座的焊縫疲勞強度

對一系垂向減震器座焊縫疲勞強度的校核,計算載荷工況如表5所示.一系垂向減震器座部分焊縫節(jié)點的Moore-Kommer-Japer曲線疲勞評定結(jié)果如圖10所示,驅(qū)動裝置吊掛座局部應(yīng)力云圖如圖11所示.

表4 部分節(jié)點的疲勞數(shù)據(jù)及安全系數(shù)Tab.4 Fatigue data and safety coefficients of some nodes

表5 各配件安裝座焊縫疲勞強度計算工況Tab.5 Calculation condition of fatigue strength on assembly seat of some fittings

圖8 驅(qū)動裝置掛座焊縫疲勞評定Fig.8 Fatigue evaluation of assembly seat of drive

圖9 工況1:電機吊座等效應(yīng)力云圖分布Fig.9 Equivalent stress cloud map of assemblyseat of drive in work condition 1

圖10 一系垂向減震器座焊縫疲勞評定Fig.10 Fatigue evaluation of assembly seatof 1st vertical shock absorber

圖11 工況4:一系垂向減振器座等效應(yīng)力云圖分布Fig.11 Equivalent stress cloud map of assembly seat of1st vertical shock absorber in work condition 4

4.3.3制動器座

對制動器座焊縫疲勞強度的校核,計算載荷工況如表5所示.制動器座部分焊縫節(jié)點的Moore-Kommer-Japer曲線疲勞評定結(jié)果見圖12,制動器座局部應(yīng)力云圖見圖13.

圖12 制動器吊座焊縫疲勞評定Fig.12 Fatigue evaluation of assemblyseat of brake

圖13 工況4:制動座等效應(yīng)力云圖分布Fig.13 Equivalent stress cloud map of assemblyseat of brake in work condition 4

4.3.4牽引座

對牽引座焊縫疲勞強度的校核,計算載荷工況如表5所示.牽引座部分焊縫節(jié)點的Moore-Kommer-Japer曲線疲勞評定結(jié)果見圖14,牽引座局部應(yīng)力云圖見圖15.

圖14 牽引座焊縫疲勞評定Fig.14 Fatigue evaluation of assemblyseat of traction

圖15 工況2:牽引座等效應(yīng)力云圖分布Fig.15 Equivalent stress cloud map of assemblyseat of traction in work condition 2

5 結(jié)論

參照UIC615-4規(guī)范,對某單節(jié)八軸機車轉(zhuǎn)向架B0構(gòu)架進行了焊接疲勞強度的計算,結(jié)果表明:

近日，《中國農(nóng)資》記者在內(nèi)蒙古自治區(qū)巴彥淖爾市烏拉特前旗大佘太鎮(zhèn)調(diào)研時發(fā)現(xiàn)，來自該鎮(zhèn)馬卜子村玉稼興專業(yè)合作社的社員們在水肥一體化技術(shù)的使用上有了新的突破。

(1) 在17個模擬運營工況下,構(gòu)架各節(jié)點的等效應(yīng)力值均不超過材料的屈服極限,具有較高的安全裕量,滿足靜強度設(shè)計要求.

(2) 通過提取15條主體焊縫的計算應(yīng)力值分析繪圖得知,構(gòu)架主體焊縫疲勞強度滿足Moore-Kommer-Japer疲勞曲線圖的設(shè)計要求.

(3) 通過提取設(shè)備安裝座與構(gòu)架之間焊縫的計算應(yīng)力值分析可知,構(gòu)架驅(qū)動裝置、一系垂向減震器、制動器和牽引裝置的安裝座的焊縫疲勞強度滿足Moore-Kommer-Japer疲勞曲線圖的設(shè)計要求.

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