八軸貨運(yùn)機(jī)車中間構(gòu)架靜強(qiáng)度與疲勞強(qiáng)度分析

張紅濤,徐建喜

(1.鄭州鐵路職業(yè)技術(shù)學(xué)院 機(jī)車車輛學(xué)院,鄭州 450052; 2.西南交通大學(xué) 牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,成都 610031)

目前,國(guó)內(nèi)貨物運(yùn)輸?shù)闹髁囆蜑楹椭C系列機(jī)車,雖然功率較大,但基本為C0-C0軸式,曲線通過(guò)性能較差.由于機(jī)車功率相對(duì)較低,在需提高牽引噸位時(shí),往往需要兩臺(tái)機(jī)車重聯(lián)使用才能滿足要求,影響了運(yùn)輸效率的提高[1].

單節(jié)八軸機(jī)車轉(zhuǎn)向架具有牽引功率大、恒功范圍寬、黏著重量大、小半徑曲線通過(guò)性能好和兼顧良好的直線運(yùn)行品質(zhì),可較寬地適應(yīng)我國(guó)長(zhǎng)大干線運(yùn)輸和山區(qū)線路運(yùn)輸?shù)拇髧嵨粻恳梢詽M足國(guó)內(nèi)大噸位重載貨運(yùn)運(yùn)輸?shù)男枨?且相對(duì)雙節(jié)八軸機(jī)車具有較低的制造成本和維護(hù)成本.

本文參照《UIC 615-4動(dòng)力轉(zhuǎn)向架構(gòu)架強(qiáng)度試驗(yàn)》及《高速鐵道車輛強(qiáng)度設(shè)計(jì)及試驗(yàn)鑒定暫行規(guī)定》標(biāo)準(zhǔn)中的載荷計(jì)算方法與工況設(shè)計(jì)[2],采用有限元的方法,對(duì)某120 km/h單節(jié)八軸電力機(jī)車中間構(gòu)架進(jìn)行了靜強(qiáng)度和疲勞強(qiáng)度計(jì)算分析,并用Goodman疲勞極限圖與Moore-Kommer-Japer疲勞極限圖分別評(píng)判構(gòu)架母材與主體焊縫的疲勞強(qiáng)度.

1 中間構(gòu)架結(jié)構(gòu)

1.1 主要技術(shù)特點(diǎn)

該機(jī)車與傳統(tǒng)四軸、六軸機(jī)車不同,在轉(zhuǎn)向架與車體之間多了一個(gè)部件——中間構(gòu)架,因此,機(jī)車采用三系懸掛.每臺(tái)機(jī)車有2個(gè)四軸轉(zhuǎn)向架單元,如圖1所示[3].

圖1 四軸轉(zhuǎn)向架單元結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖Fig.1 Four-axle bogies unit structure diagram

每個(gè)四軸轉(zhuǎn)向架單元由2臺(tái)B0轉(zhuǎn)向架、1個(gè)中間構(gòu)架、1組牽引裝置和三系懸掛系統(tǒng)構(gòu)成.機(jī)車車體通過(guò)三系懸掛坐落在中間構(gòu)架上,中間構(gòu)架通過(guò)二系懸掛坐落在2臺(tái)B0轉(zhuǎn)向架上.牽引裝置通過(guò)車體牽引座、B0轉(zhuǎn)向架中間橫梁牽引座,直接將2臺(tái)B0轉(zhuǎn)向架與車體連接起來(lái),傳遞縱向牽引力和制動(dòng)力.該單節(jié)八軸電力機(jī)車轉(zhuǎn)向架如圖1所示.

1.2 中間構(gòu)架結(jié)構(gòu)

中間構(gòu)架是由2根箱形側(cè)梁及2根箱形端梁組成的框形結(jié)構(gòu).構(gòu)架外形尺寸5 210 mm×2 550 mm(長(zhǎng)×寬),側(cè)梁中心距為2 180 mm,構(gòu)架材料為16MnDR.構(gòu)架結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖如圖2所示.圖中:① 側(cè)梁結(jié)構(gòu).側(cè)梁為變截面等強(qiáng)度箱形梁,側(cè)梁上下蓋板板厚均為30 mm,內(nèi)外立板板厚為20 mm.在梁體內(nèi)根據(jù)側(cè)梁受力情況適當(dāng)布置板厚為12 mm的橫向筋板.② 端梁結(jié)構(gòu).端梁為等截面箱形梁,上蓋板板厚為30 mm,下蓋板板厚為30 mm,內(nèi)外立板板厚為20 mm,梁內(nèi)筋板板厚為12 mm.

圖2 中間構(gòu)架結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.2 Finite element model of middle frame

2 載荷工況計(jì)算

構(gòu)架強(qiáng)度計(jì)算的載荷參照標(biāo)準(zhǔn)《UIC 615-4動(dòng)力轉(zhuǎn)向架構(gòu)架強(qiáng)度試驗(yàn)》及《高速鐵道車輛強(qiáng)度設(shè)計(jì)及試驗(yàn)鑒定暫行規(guī)定》,分別對(duì)構(gòu)架進(jìn)行了超常載荷和運(yùn)營(yíng)載荷計(jì)算,其中超常載荷用于評(píng)定構(gòu)架的靜強(qiáng)度,模擬運(yùn)營(yíng)載荷用于評(píng)價(jià)構(gòu)架的疲勞強(qiáng)度[4-5].

2.1 載荷

構(gòu)架一側(cè)模擬運(yùn)營(yíng)垂向載荷(N):

構(gòu)架一側(cè)超常垂向載荷(N):

式中:mv為車體質(zhì)量;nm為每節(jié)機(jī)車中間構(gòu)架的數(shù)量.

模擬營(yíng)運(yùn)橫向載荷(N):

超常橫向載荷(N):

橫向載荷分配(N):其中三系高圓簧承受的橫向載荷為

橫向止擋承受模擬營(yíng)運(yùn)與超常狀況下的載荷為

式中:mb為每?jī)奢S轉(zhuǎn)向架質(zhì)量;Pu為軸重;Ksy-3為三系橫向總剛度;Δsy為三系橫向止擋間隙.

2.2 中間構(gòu)架扭曲位移量

0.5%軌道扭曲位移量(mm):

1.0%軌道扭曲位移量(mm):

式中:la為軸距;lp為一系簧支撐橫向跨距;lr為車輪與軌道接觸點(diǎn)之間的距離.

2.3 計(jì)算載荷工況組合

運(yùn)營(yíng)載荷工況以UIC 615-4規(guī)范中的垂向載荷、橫向載荷和斜對(duì)稱載荷為基本載荷,然后再分別疊加上其他載荷;運(yùn)營(yíng)載荷組合工況1～13如表1所示.超常載荷中,垂向載荷、橫向載荷為基本載荷,然后再分別疊加其他載荷,組合超常載荷工況,如表1中的工況14.

表1 載荷工況組合表Tab.1 Combination of load conditions

注:α=0.1,考慮側(cè)滾影響;β=0.2,考慮浮沉影響.

3 有限元模型建立

基于Hypermesh 12.0及Ansys 11.0有限元分析軟件,建立了構(gòu)架有限元計(jì)算模型,構(gòu)架離散成為三維實(shí)體單元Solid95,二系橡膠堆根據(jù)構(gòu)架實(shí)際受力狀況分別離散成縱向、橫向及垂向彈簧單元Combin14,以便較好地模擬實(shí)際支撐情況.計(jì)算模型節(jié)點(diǎn)總數(shù)為518 814個(gè),單元總數(shù)為268 942個(gè),其中彈簧單元4 368個(gè),實(shí)體單元264 574個(gè),模型計(jì)算質(zhì)量為3 873.2 kg.構(gòu)架有限元計(jì)算模型如圖2所示.

邊界條件主要包括:垂向載荷以節(jié)點(diǎn)力形式作用于構(gòu)架三系簧座處;橫向載荷以節(jié)點(diǎn)力形式作用于構(gòu)架三系簧座和橫向止擋處;垂向約束以彈簧形式施加于二系簧座處;橫向約束以彈簧形式施加于二系簧座處;縱向約束以彈簧形式施加于二系簧座處.計(jì)算模型邊界條件如圖3所示.

圖3 計(jì)算模型邊界條件簡(jiǎn)圖Fig.3 Boundary condition diagram ofcomputational model

4 構(gòu)架靜強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果分析

靜強(qiáng)度評(píng)定即對(duì)于工況1～14,構(gòu)架各點(diǎn)Von-Mises應(yīng)力均不得大于材料的屈服強(qiáng)度345 MPa.構(gòu)架部分工況等效應(yīng)力值計(jì)算結(jié)果如表2所示.

表2 部分工況計(jì)算結(jié)果Tab.2 Calculation results of some working conditions

由表2可知,構(gòu)架靜強(qiáng)度滿足設(shè)計(jì)要求.其中超載載荷工況(工況14)下的最大等效應(yīng)力為286.6 MPa,位于側(cè)梁下蓋板中部圓弧過(guò)渡處,滿足構(gòu)架材料許用應(yīng)力要求.列舉工況1,3,11,14的構(gòu)架整體應(yīng)力云圖見(jiàn)圖4～圖7.

圖4 工況1 構(gòu)架等效應(yīng)力云圖Fig.4 The equivalent stress cloud diagram of theframe in 1 work condition

圖5 工況3構(gòu)架等效應(yīng)力云圖Fig.5 The equivalent stress cloud diagram of theframe in 3 work condition

5 構(gòu)架母材疲勞強(qiáng)度計(jì)算與評(píng)定

5.1 疲勞評(píng)定方法

疲勞強(qiáng)度評(píng)定方法為選取構(gòu)架中應(yīng)力較大各點(diǎn),基于最大主應(yīng)力方向簡(jiǎn)化各點(diǎn)應(yīng)力狀態(tài)成單軸應(yīng)力狀態(tài),計(jì)算出各點(diǎn)應(yīng)力值σmax和最小σmin,按下式計(jì)算各點(diǎn)的等效平均應(yīng)力及等效應(yīng)力幅值:

圖6 工況11 構(gòu)架等效應(yīng)力云圖Fig.6 The equivalent stress cloud diagram of theframe in 11 work condition

圖7 工況14 構(gòu)架等效應(yīng)力云圖Fig.7 The equivalent stress cloud diagram of theframe in 14 work condition

5.2 構(gòu)架疲勞分析

對(duì)于工況1～13,選取構(gòu)架上應(yīng)力較大的所有節(jié)點(diǎn),計(jì)算出這些節(jié)點(diǎn)在13個(gè)工況下最大及最小應(yīng)力值,按上述疲勞評(píng)定方法計(jì)算出各點(diǎn)的平均應(yīng)力及極限應(yīng)力,部分節(jié)點(diǎn)疲勞計(jì)算結(jié)果如表3所示.

表3中，x軸為構(gòu)架縱向軸線指向橫梁方向,y軸為中心對(duì)稱軸線,符合右手法則,z軸垂直向下.

5.3 構(gòu)架疲勞強(qiáng)度校核

將所有各節(jié)點(diǎn)等效平均應(yīng)力及極限應(yīng)力值點(diǎn)入Goodman圖進(jìn)行疲勞強(qiáng)度評(píng)估,構(gòu)架各節(jié)點(diǎn)疲勞強(qiáng)度評(píng)定結(jié)果如圖8所示.圖8表明構(gòu)架上全部點(diǎn)都落在Goodman母材極限曲線內(nèi),同時(shí),計(jì)算結(jié)果表明構(gòu)架母材疲勞強(qiáng)度滿足設(shè)計(jì)要求.

圖8 構(gòu)架各節(jié)點(diǎn)疲勞評(píng)定Goodman圖Fig.8 Goodman diagram of fatigue assessmentfor each node

6 構(gòu)架主焊縫疲勞強(qiáng)度計(jì)算與評(píng)定

對(duì)構(gòu)架各主焊縫進(jìn)行疲勞強(qiáng)度分析,選擇11條主要焊縫進(jìn)行疲勞強(qiáng)度評(píng)定.其中包括對(duì)接焊縫與角焊縫,焊縫位置如圖9所示.應(yīng)力取值點(diǎn)參考疲勞實(shí)驗(yàn)中的貼片位置,以焊趾外2 mm處的節(jié)點(diǎn)作為應(yīng)力提取點(diǎn),如圖10所示.

圖9 構(gòu)架主焊縫位置Fig.9 Position of main weld of the frame

由于目前缺乏焊接構(gòu)架制造材料S355的疲勞實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù),為此參考德國(guó)工業(yè)標(biāo)準(zhǔn)DIN 17100的規(guī)定.鑒于鋼材料S355與St-52-3強(qiáng)度等級(jí)相當(dāng),因此,根據(jù)St-52-3鋼的Moore-Kommer-Japer形式疲勞曲線對(duì)構(gòu)架主焊縫進(jìn)行疲勞強(qiáng)度評(píng)價(jià).

圖10 焊接接頭應(yīng)力提取點(diǎn)位置Fig.10 Location of stress extraction point of welded joint

選取構(gòu)架各梁蓋板、底板、立板及筋板中應(yīng)力較大點(diǎn),將各節(jié)點(diǎn)應(yīng)力比及最大應(yīng)力值導(dǎo)入Moore-Kommer-Japer疲勞曲線圖中進(jìn)行比較,結(jié)果顯示所有點(diǎn)均在疲勞曲線之內(nèi)(見(jiàn)圖11和圖12),表明焊縫疲勞強(qiáng)度滿足設(shè)計(jì)要求.通過(guò)計(jì)算疲勞曲線安全系數(shù),焊縫節(jié)點(diǎn)具有較大的安全余量.部分節(jié)點(diǎn)的疲勞數(shù)據(jù)及安全系數(shù)如表4所示.

圖11 構(gòu)架對(duì)接焊縫疲勞評(píng)定Fig.11 Fatigue evaluation of butt weld on frame

圖12 構(gòu)架角焊縫疲勞評(píng)定Fig.12 Fatigue evaluation of fillet weld on frame表4 部分節(jié)點(diǎn)的疲勞數(shù)據(jù)及安全系數(shù)Tab.4 Fatigue data and safety coefficients of some nodes

類型節(jié)點(diǎn)號(hào)σmin/MPaσmax/MPaRS節(jié)點(diǎn)坐標(biāo)/mmxyz220016-68.8550.76-0.742.41-11.8-523.030.0對(duì)接焊縫220015-70.1449.19-0.702.53-23.5-523.030.0214933-66.7948.28-0.722.550.0-523.030.01775616.4791.830.071.86931.3925.022.0角焊縫1775603.7882.640.052.03912.9925.022.01775624.8976.900.062.21949.7925.022.0

7 結(jié)論

參照UIC 615-4規(guī)范,對(duì)某120 km/h單節(jié)八軸電力機(jī)車中間構(gòu)架進(jìn)行了有限元強(qiáng)度分析,計(jì)算結(jié)果表明:

(1) 在超常載荷各工況下,轉(zhuǎn)向架構(gòu)架的應(yīng)力均小于材料的屈服極限,滿足靜強(qiáng)度要求.

(2) 在模擬運(yùn)用載荷作用下,通過(guò)對(duì)構(gòu)架所有節(jié)點(diǎn)的13種載荷工況分析,轉(zhuǎn)向架構(gòu)架各節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力幅值均不超過(guò)材料疲勞極限,滿足疲勞強(qiáng)度要求.

(3) 在模擬運(yùn)用載荷作用下,通過(guò)分別對(duì)構(gòu)架對(duì)接焊縫、角焊縫進(jìn)行的疲勞強(qiáng)度分析與疲勞安全系數(shù)的計(jì)算,滿足疲勞強(qiáng)度要求.

參考文獻(xiàn):

[1] 張江,李濤,鐘文生,等.單節(jié)八軸機(jī)車轉(zhuǎn)向架一系對(duì)置式轉(zhuǎn)臂軸箱懸掛參數(shù)分析[J].鐵道機(jī)車與動(dòng)車,2015(10):5-11.

ZHANG J,LI T,ZHONG W S,et al.Single section eight axle locomotive bogie analysis of the suspension parameters of the one and the opposite swing arm axle box[J].Railway Locomotive and Motor Train,2015(10):5-11.

[2] Motive power units-Bogie and running gear-Bogie frame structure strength tests:UIC 615-4—2003[S].2003.

[3] 鐘文生,姚遠(yuǎn),張紅軍.單節(jié)八軸機(jī)車轉(zhuǎn)向架動(dòng)力學(xué)研究[J].機(jī)械,2014,41(8):1-5.

ZHONG W S,YAO Y,ZHANG H J.Dynamic study of bogies for single section eight axle locomotives[J].Machinery,2014,41 (8):1-5.

[4] 楊萌,李強(qiáng),彭永明,等.30 t軸重電力機(jī)車轉(zhuǎn)向架構(gòu)架的靜強(qiáng)度與疲勞強(qiáng)度分析及模態(tài)分析[J].鐵道機(jī)車車輛,2014,34(3):18-22.

YANG M,LI Q,PENG Y M,et al.Static strength and fatigue strength analysis and modal analysis of the steering frame of 30 t axle load electric locomotive[J].Railway Locomotive and Rolling Stock,2014,34 (3):18-22.

[5] 馮遵委,陳德強(qiáng),楚永萍.基于Hyperworks的PW80E-IV型轉(zhuǎn)向架動(dòng)車構(gòu)架靜強(qiáng)度和疲勞強(qiáng)度計(jì)算與分析[J].鐵道車輛,2013,51(3):6-9.

FENG Z W,CHEN D Q,CHU Y P.Calculation and analysis of static strength and fatigue strength of PW80E-IV type bogie frame based on Hyperworks[J].Railway Vehicle,2013,51 (3):6-9.

[6] 李金城,李芾,楊陽(yáng).70%低地板有軌電車動(dòng)力轉(zhuǎn)向架構(gòu)架強(qiáng)度分析[J].機(jī)車電傳動(dòng),2016(3):87-91.

LI J C,LI F,YANG Y.70% low floor tram power bogie frame strength analysis[J].Locomotive Electric Drive,2016 (3):87-91.

[7] 張鎖懷,李永春,孫軍帥.地鐵車輛轉(zhuǎn)向架構(gòu)架有限元強(qiáng)度計(jì)算與分析[J].機(jī)械設(shè)計(jì)與制造,2009(1):45-47.

ZHANG S H,LI Y C,SUN J S.Finite element strength calculation and analysis of the truss frame of metro vehicle[J].Mechanical Design and Manufacturing,2009(1):45-47.

[8] 米彩盈.高速動(dòng)力車承載結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度工程方法研究[D].成都:西南交通大學(xué),2006.

MI C Y.Study on fatigue strength engineering method of high speed vehicle carrying structure[D].Chengdu:Southwest Jiaotong University,2006.