動(dòng)車水箱疲勞振動(dòng)試驗(yàn)及數(shù)值模擬研究

王建明， 李瀟瀟

(山東大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，山東 濟(jì)南 250061)

0 引言

焊接為各工業(yè)領(lǐng)域廣泛使用的構(gòu)件連接方式，由于焊接過程需使填充材料熔化使基材承受嚴(yán)重的熱負(fù)荷，導(dǎo)致焊縫周圍材料出現(xiàn)局部不均勻的微結(jié)構(gòu)，形成不同的機(jī)械性能，使焊縫處出現(xiàn)應(yīng)力集中及殘余拉應(yīng)力，故焊縫處的疲勞強(qiáng)度通常較母材低[1-4].焊縫疲勞壽命預(yù)測(cè)為當(dāng)前疲勞領(lǐng)域研究熱點(diǎn),Motarjemi和Lotsberg等[5-6]通過對(duì)不同類型的焊接接頭進(jìn)行正弦載荷疲勞試驗(yàn)，證實(shí)焊縫穿透尺寸與焊喉裂紋擴(kuò)展速率成正比.陽清泉、惠延波等[7-8]利用fatigue軟件自帶的剛/柔焊縫S-N曲線對(duì)車架焊縫進(jìn)行疲勞評(píng)估. Bertini等[9]基于名義應(yīng)力法，研究單一角焊縫在扭轉(zhuǎn)載荷作用下的抗疲勞性能.郭政和鄒艷妮等[10-11]用等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力法，分析單一對(duì)接接頭在正弦波形加載條件下焊縫的疲勞壽命.趙磊等[12]分析了不同吊裝工況下吊具的T型焊縫熔透深度對(duì)結(jié)構(gòu)疲勞壽命的影響.Rao和Zhou等[13-14]采用等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力法和IIW焊接疲勞評(píng)估標(biāo)準(zhǔn)對(duì)鋁合金車身在不同工況下的疲勞壽命進(jìn)行預(yù)測(cè).

現(xiàn)有學(xué)者大多針對(duì)簡(jiǎn)單焊接試樣通過試驗(yàn)或數(shù)值仿真方法對(duì)焊接疲勞性能進(jìn)行評(píng)估[15-18]，而針對(duì)復(fù)雜工程結(jié)構(gòu)的焊縫疲勞壽命的試驗(yàn)及仿真分析較少.筆者以動(dòng)車水箱為研究對(duì)象，該水箱結(jié)構(gòu)由上蓋板、內(nèi)膽下體、內(nèi)部防波板、吊耳、扣筋及加強(qiáng)筋板等構(gòu)件焊接而成，在強(qiáng)化臺(tái)架振動(dòng)試驗(yàn)中,其高應(yīng)力區(qū)焊縫極易發(fā)生斷裂失效，故針對(duì)該結(jié)構(gòu)焊縫開展疲勞壽命仿真及試驗(yàn)研究十分必要，可為類似焊接結(jié)構(gòu)的疲勞設(shè)計(jì)提供有效分析算法.

1 焊縫疲勞分析理論

1.1 試驗(yàn)原材料

目前針對(duì)焊縫疲勞評(píng)估標(biāo)準(zhǔn)主要有：①英國(guó)鋼鐵結(jié)構(gòu)疲勞評(píng)估標(biāo)準(zhǔn)(BS7608)；②日本標(biāo)準(zhǔn)(JISE4207)；③國(guó)際焊接學(xué)會(huì)標(biāo)準(zhǔn)(IWW2003)等.其中BS7608標(biāo)準(zhǔn)適用于評(píng)估屈服強(qiáng)度小于700 MPa的焊接鋼結(jié)構(gòu)，根據(jù)焊接接頭形式、局部應(yīng)力集中、不連續(xù)尺寸、加工要求、潛在裂紋位置、應(yīng)力方向和殘余應(yīng)力等影響因素，將焊縫分為B、C、S、D、E、F、F2、G、W 9個(gè)等級(jí)，文獻(xiàn)[19]中給出了相應(yīng)9個(gè)焊縫等級(jí)的試驗(yàn)S-N曲線，如圖1所示.

BS7608標(biāo)準(zhǔn)中各級(jí)焊縫S-N曲線方程為：

lgN=lgC0-dσ-mlgSr,

(1)

式中：N為焊縫達(dá)到疲勞失效的循環(huán)次數(shù)；C0為焊縫S-N曲線的相關(guān)常數(shù)；d為應(yīng)力低于平均值的標(biāo)準(zhǔn)偏差；σ為焊縫S-N曲線的標(biāo)準(zhǔn)偏差；m為焊縫S-N曲線的反向斜率；Sr為焊縫應(yīng)力變化范圍.

式(1)適用于各類鋼結(jié)構(gòu)，不同等級(jí)焊縫所對(duì)應(yīng)的焊縫參數(shù)如表1所示.該水箱焊縫主要包括搭接焊縫、角焊縫和T型焊縫，其焊縫類型分別屬于B級(jí)、F級(jí)和W級(jí)，計(jì)算時(shí)可選用相應(yīng)的焊縫S-N曲線.

根據(jù)焊縫類型和應(yīng)力水平Sri，由圖1中的S-N曲線可得相應(yīng)的疲勞循環(huán)次數(shù)Ni：

(2)

(3)

式中：Cd1、Cd2分別為圖1中107(拐點(diǎn))循環(huán)次數(shù)之前和之后曲線所對(duì)應(yīng)的常數(shù)；Ni為焊縫疲勞失效循環(huán)次數(shù).

當(dāng)焊縫應(yīng)力發(fā)生變化時(shí)，可通過雨流計(jì)數(shù)計(jì)算各級(jí)應(yīng)力對(duì)應(yīng)的疲勞循環(huán)次數(shù)，根據(jù)Miner線性累積損傷理論，認(rèn)為該焊縫在各級(jí)應(yīng)力作用下的疲勞損傷是獨(dú)立的，其總疲勞損傷可線性累加，即：

(4)

式中：ni為對(duì)應(yīng)當(dāng)前載荷水平的疲勞壽命；Ni為焊縫疲勞失效循環(huán)次數(shù).

(5)

表1 不同等級(jí)焊縫S-N曲線參數(shù)

2 水箱隨機(jī)振動(dòng)疲勞試驗(yàn)

動(dòng)車組在行駛過程中，由于起制動(dòng)及轉(zhuǎn)向等加速度作用，其上的車載設(shè)備(如水箱等)將受到縱向、垂向及橫向振動(dòng)載荷，故要求對(duì)車載設(shè)備進(jìn)行隨機(jī)振動(dòng)臺(tái)架試驗(yàn)，驗(yàn)證其結(jié)構(gòu)及焊縫設(shè)計(jì)及制造質(zhì)量是否滿足使用要求.根據(jù)GB/T 21563—2008《軌道交通機(jī)車車輛設(shè)備沖擊和振動(dòng)試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)》，為縮短試驗(yàn)時(shí)間，要求車載設(shè)備在增強(qiáng)振動(dòng)載荷作用下，保持5 h完好無損，以等效該設(shè)備在實(shí)際載荷作用下正常工作25 a.本試驗(yàn)采用MPA3436/h1 859 A電動(dòng)振動(dòng)臺(tái)架，頻率范圍為5～2 000 Hz，將水箱4個(gè)吊耳固定在試驗(yàn)臺(tái)上，并在該處施加振動(dòng)激勵(lì)，在水箱的兩側(cè)面的中心位置分別安裝兩個(gè)加速度傳感器以拾取振動(dòng)響應(yīng)信號(hào)，水箱現(xiàn)場(chǎng)安裝如圖2所示.

圖2 水箱安裝圖Fig.2 Tank installation diagram

根據(jù)GB/T 21563—2008，在試驗(yàn)中輸入隨機(jī)振動(dòng)激勵(lì)曲線，如圖3所示，該曲線屬于頻域振動(dòng)信號(hào).根據(jù)水箱質(zhì)量及GB/T 21563—2008中的相關(guān)公式可確定隨機(jī)振動(dòng)試驗(yàn)的激勵(lì)頻率范圍：f1為2.5 Hz，f2為75 Hz，并能確定圖3中ASD標(biāo)稱曲線數(shù):ASD2.5為0.260 (m/s2)2/Hz，ASD5和ASD20均為2.068 (m/s2)2/Hz，ASD75為0.148 (m/s2)2/Hz.圖4為圖3頻域隨機(jī)振動(dòng)激勵(lì)曲線對(duì)應(yīng)的時(shí)域加速度信號(hào)，表示每一時(shí)刻對(duì)應(yīng)一個(gè)加速度幅值，由于隨機(jī)振動(dòng)疲勞數(shù)值模擬只能載入時(shí)域載荷，該時(shí)域信號(hào)是后續(xù)數(shù)值模擬的重要激勵(lì)曲線.

圖3 I類A級(jí)車體激勵(lì)功率譜Fig.3 Class I and A vehicle motivation power spectrum

圖4 激勵(lì)加速度時(shí)域信號(hào)Fig.4 Excitation acceleration time domain sign

圖5為施加在吊耳處4個(gè)加速度激勵(lì)信號(hào)的實(shí)測(cè)曲線圖，從圖5中可以看出，吊耳處實(shí)測(cè)的加速度激勵(lì)與規(guī)范中標(biāo)稱激勵(lì)曲線圖3一致，其中紅色箭頭所指為標(biāo)稱值激勵(lì)曲線.圖6為固定在水箱兩側(cè)加速度傳感器拾取的振動(dòng)響應(yīng)信號(hào)曲線，由圖6可以看出，水箱振動(dòng)響應(yīng)加速度峰值對(duì)應(yīng)的頻率為20.625 Hz，其加速度功率譜密度峰值為259.59 (m/s2)2/Hz.

圖5 激勵(lì)加速度功率譜密度Fig.5 Excitation acceleration power spectral density

圖6 響應(yīng)加速度功率譜密度Fig.6 Response acceleration power spectral density

圖7 焊縫失效結(jié)果圖Fig.7 Weld failure results

該隨機(jī)振動(dòng)試驗(yàn)持續(xù)15 min后，水箱上蓋板與內(nèi)膽下體連接焊縫處出現(xiàn)裂紋，導(dǎo)致內(nèi)部液體流出，如圖7所示，說明此處焊縫疲勞壽命遠(yuǎn)未達(dá)到試驗(yàn)要求.以下將針對(duì)該試驗(yàn)工況，通過有限元建模，仿真分析該水箱母材及各焊縫的疲勞壽命，為設(shè)計(jì)能滿足該振動(dòng)臺(tái)架試驗(yàn)要求的焊接水箱提供有效分析方法.

3 水箱焊縫疲勞數(shù)值模擬

3.1 有限元模型

圖8 焊縫有限元模型Fig.8 Finite element model of weld

3.2 有限元模型

將HYPERMESH建立的有限元模型導(dǎo)入FATIGUE軟件，使用全壽命疲勞分析模塊對(duì)水箱及焊縫進(jìn)行疲勞壽命計(jì)算.根據(jù)水箱母材及各焊縫類型設(shè)置相應(yīng)的S-N曲線，該水箱焊縫包括角焊縫、搭接焊縫及T型焊縫，分別對(duì)應(yīng)F級(jí)、B級(jí)、D級(jí)焊縫S-N曲線，設(shè)置goodman系數(shù)，計(jì)算水箱母材及焊縫疲勞壽命.

圖9為水箱的等效應(yīng)力圖，從圖9可以看出，水箱最大應(yīng)力為103 MPa，位于水箱上蓋板與內(nèi)膽下體的焊縫連接處.圖10為水箱母材及各焊縫的疲勞壽命分布圖，圖中青藍(lán)色部分為水箱母材的疲勞壽命，其疲勞循環(huán)次數(shù)接近2×1022次，從圖10可以看出,母材的疲勞壽命遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于焊縫處的疲勞壽命.圖11為該水箱所有焊縫的疲勞壽命分布圖，其中上蓋板與內(nèi)膽下體焊縫連接處循環(huán)次數(shù)最低，發(fā)生在圖9中最大等效應(yīng)力處，其最低循環(huán)次數(shù)為 20 000次.由圖6可知，水箱實(shí)測(cè)最大響應(yīng)頻率為20.625 Hz，該頻率對(duì)應(yīng)的振動(dòng)周期為0.048 s，據(jù)此可得20 000次循環(huán)對(duì)應(yīng)的焊縫疲勞壽命約為16 min，與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，由此驗(yàn)證該疲勞壽命分析方法及結(jié)果的正確性及有效性，說明該數(shù)值模型及分析方法可有效用于此類焊接結(jié)構(gòu)的疲勞壽命分析及預(yù)測(cè).

圖9 結(jié)構(gòu)等效應(yīng)力分布圖Fig.9 Structural equivalent stress results

圖10 結(jié)構(gòu)疲勞壽命分布圖Fig.10 Structural fatigue life results

圖11 低壽命焊縫分布圖Fig.11 Weld fatigue life results

4 結(jié)論

筆者以動(dòng)車水箱實(shí)際焊接結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，通過振動(dòng)臺(tái)架試驗(yàn)和有限元數(shù)值模型對(duì)其疲勞壽命進(jìn)行試驗(yàn)和仿真研究.其中臺(tái)架試驗(yàn)僅持續(xù)15 min，就發(fā)生上蓋板與內(nèi)膽下體處焊縫失效而漏水，說明該水箱疲勞壽命遠(yuǎn)未達(dá)到試驗(yàn)要求.為今后設(shè)計(jì)能滿足該振動(dòng)臺(tái)架試驗(yàn)要求的焊接水箱提供有效分析方法，根據(jù)該臺(tái)架試驗(yàn)工況建立焊接水箱疲勞壽命分析有限元模型，基于名義應(yīng)力法針對(duì)不同類型的焊縫設(shè)置相應(yīng)的S-N曲線，計(jì)算在隨機(jī)振動(dòng)載荷作用下，結(jié)構(gòu)母材及焊縫的疲勞壽命，并與振動(dòng)臺(tái)架試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，兩者的失效部位及疲勞壽命基本吻合，說明該數(shù)值模型及仿真算法合理有效.利用該方法可在前期設(shè)計(jì)中及時(shí)發(fā)現(xiàn)低壽命焊縫發(fā)生部位，預(yù)測(cè)其疲勞壽命，并可基于仿真結(jié)果，合理規(guī)劃焊縫布局，優(yōu)化焊接結(jié)構(gòu)，使其能順利通過類似的強(qiáng)化振動(dòng)疲勞試驗(yàn)，為焊接結(jié)構(gòu)的疲勞壽命設(shè)計(jì)提供有效分析方法.