基于不同焊縫結(jié)構(gòu)的單軌車輛轉(zhuǎn)向架構(gòu)架疲勞分析

文孝霞，姜 路，杜子學(xué)，孔得旭

(重慶交通大學(xué) 機(jī)電與車輛工程學(xué)院，重慶 400074)

0 引 言

轉(zhuǎn)向架作為軌道車輛的重要組成部分，是眾多部件聯(lián)結(jié)的主要結(jié)構(gòu)件，也是承載和傳遞力的基體。其上部與主車架以及車廂等部件配合，下部懸掛有輪對(duì)以及軸箱等部件，起著承上啟下的作用。為保證跨座式單軌車輛的安全可靠，須對(duì)轉(zhuǎn)向架構(gòu)架進(jìn)行結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析。

學(xué)者對(duì)軌道車輛轉(zhuǎn)向架的結(jié)構(gòu)進(jìn)行了研究。Y. LU等[1]采用加速壽命試驗(yàn)(ALT)方法預(yù)測(cè)了轉(zhuǎn)向架構(gòu)架的疲勞損傷，分析了加速度系數(shù)對(duì)整體構(gòu)架的影響，為大型結(jié)構(gòu)的可靠性評(píng)估提供了參考；Y. LU等[2]還研究了振動(dòng)模態(tài)對(duì)疲勞損傷的影響，通過(guò)改善轉(zhuǎn)向架構(gòu)架的動(dòng)態(tài)性能，有效提高了轉(zhuǎn)向架構(gòu)架的疲勞可靠性。K.W.JEON等[3]對(duì)城市地鐵用GFRP復(fù)合材料轉(zhuǎn)構(gòu)架進(jìn)行了疲勞壽命與強(qiáng)度的研究，得到與傳統(tǒng)金屬轉(zhuǎn)向架相比，GFRP復(fù)合材料轉(zhuǎn)向架具有較好的疲勞性能；謝鳴等[4]基于等效熱點(diǎn)應(yīng)力法對(duì)轉(zhuǎn)向架機(jī)構(gòu)進(jìn)行了疲勞估計(jì)，降低了計(jì)算量，提高了計(jì)算求解精度。

上述研究注重于轉(zhuǎn)向架整體疲勞估計(jì)、轉(zhuǎn)向架受載影響以及整體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析等較為宏觀的問(wèn)題，對(duì)于不同焊縫結(jié)構(gòu)形式對(duì)于構(gòu)架影響及優(yōu)化通常未予考慮[5]。但單軌轉(zhuǎn)向架工作環(huán)境復(fù)雜、工況繁多，疲勞裂紋首先發(fā)生在焊縫位置，焊縫的疲勞可靠性決定了構(gòu)架的疲勞可靠性[6,7]。同時(shí)，焊縫位置通常伴有應(yīng)力集中，導(dǎo)致焊縫位置發(fā)生疲勞損傷，影響焊接構(gòu)件的整體疲勞強(qiáng)度[8]。此外，在焊接過(guò)程中，焊接變形、殘余應(yīng)力等主要缺陷是不可避免的，這將影響裝配精度，增加制造成本。因此，在結(jié)構(gòu)分析中，應(yīng)考慮焊縫結(jié)構(gòu)對(duì)焊接件的影響，以提高結(jié)構(gòu)分析的精度以及有效性。筆者以單軌車輛轉(zhuǎn)向架構(gòu)架為研究對(duì)象，建立帶焊縫結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)向架構(gòu)架有限元模型，對(duì)其進(jìn)行了靜強(qiáng)度分析、疲勞強(qiáng)度分析以及疲勞損傷評(píng)估。針對(duì)電機(jī)箱處焊縫，分析了多種焊縫結(jié)構(gòu)類型下的轉(zhuǎn)向架疲勞壽命，期望獲得能夠滿足轉(zhuǎn)向架構(gòu)架強(qiáng)度要求的焊縫結(jié)構(gòu)形式。

1 轉(zhuǎn)向架靜強(qiáng)度

靜強(qiáng)度分析主要用于求解結(jié)構(gòu)在與時(shí)間無(wú)關(guān)，或時(shí)間作用效果可忽略的靜力載荷響應(yīng)，并得出所需的位移、應(yīng)力和應(yīng)變能等，是使用較為頻繁的分析方法。對(duì)轉(zhuǎn)向架構(gòu)架進(jìn)行靜強(qiáng)度分析，以判斷轉(zhuǎn)向架構(gòu)架結(jié)構(gòu)在各個(gè)工況下應(yīng)力較大部位。

以轉(zhuǎn)向架構(gòu)架為對(duì)象，利用Hypermesh對(duì)構(gòu)架進(jìn)行網(wǎng)格剖分，建立焊縫有限元模型，得到包含焊縫單元的轉(zhuǎn)向架構(gòu)架有限元模型。為提高焊縫模型精度，轉(zhuǎn)向架構(gòu)架焊縫單元采用ruled單元模擬，且均為四邊形單元。此外，焊縫單元大小定義為最小板厚的2倍。轉(zhuǎn)向架構(gòu)架有限元模型共離散為1 650 428個(gè)單元，980 133個(gè)節(jié)點(diǎn)。整體模型和局部焊縫模型如圖1。

圖1 帶焊縫結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)向架構(gòu)架有限元模型Fig. 1 Finite element model of bogie frame with weld structure

對(duì)有限元模型進(jìn)行材料、約束以及載荷等進(jìn)行定義，其構(gòu)架的材料采用Q345D和S355，材料屬性如表1。在靜強(qiáng)度分析時(shí)需要考慮多方面的載荷工況，參照標(biāo)準(zhǔn)BS EN13749—2011《轉(zhuǎn)向架構(gòu)架結(jié)構(gòu)要求規(guī)范》、TBT 1335—1996《鐵道車輛強(qiáng)度設(shè)計(jì)及鑒定規(guī)范》和UIC615—4《轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)強(qiáng)度試驗(yàn)方法》，對(duì)運(yùn)營(yíng)載荷工況下和超常載荷工況下的7種工況進(jìn)行了載荷計(jì)算，依據(jù)筆者團(tuán)隊(duì)對(duì)單軌車輛實(shí)際運(yùn)行情況的研究與分析，基于有限元分析方法對(duì)轉(zhuǎn)向架構(gòu)架進(jìn)行了靜強(qiáng)度分析，以判定構(gòu)架靜強(qiáng)度是否滿足設(shè)計(jì)要求。典型載荷工況中滿載工況下轉(zhuǎn)向架構(gòu)架的靜強(qiáng)度分析，其約束位置、載荷作用位置及其載荷大小依據(jù)滿載工況設(shè)置，如表2、圖2。

表1 材料參數(shù)Table 1 Material parameters

表2 滿載工況載荷表Table 2 Load table for full load working condition

圖2 轉(zhuǎn)向架構(gòu)架約束位置及載荷作用位置Fig. 2 Constraint position and load acting position of bogie frame

經(jīng)分析，應(yīng)力云圖如圖3。由圖3可知，轉(zhuǎn)向架構(gòu)架在載荷作用下，電機(jī)箱焊接處應(yīng)力值為167.1 MPa，為轉(zhuǎn)向架構(gòu)件應(yīng)力值最大處，此處應(yīng)力值均小于材料Q345D和S355的屈服應(yīng)力值，滿足構(gòu)架的強(qiáng)度要求。此處較大的應(yīng)力值將影響轉(zhuǎn)向架構(gòu)架的疲勞壽命，在疲勞強(qiáng)度分析時(shí)是值得關(guān)注的區(qū)域。

圖3 轉(zhuǎn)向架構(gòu)架應(yīng)力云圖Fig. 3 Stress nephogram of bogie frame

2 轉(zhuǎn)向架焊縫疲勞分析

2.1 準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)力法

準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)力法[9]和模態(tài)分析法[10]是疲勞壽命分析加載時(shí)較為常見(jiàn)的方法。在實(shí)車測(cè)試發(fā)現(xiàn)，跨座式單軌車輛行駛時(shí)的主要激振頻率為6～10 Hz，通過(guò)模態(tài)計(jì)算發(fā)現(xiàn)轉(zhuǎn)向架構(gòu)架固有頻率的一階模態(tài)頻率為22.2 Hz。由此可知，第一階固有頻率高于路面所帶來(lái)的激振頻率，不會(huì)發(fā)生共振現(xiàn)象，因此采用準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)力法對(duì)轉(zhuǎn)向架構(gòu)架關(guān)鍵焊縫進(jìn)行疲勞分析。

準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)力法是一種在外載荷作用下的線彈性結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析方法，其主要思想是計(jì)算特定載荷工況下，在任一時(shí)刻相同結(jié)構(gòu)位置和方向作用的單位靜態(tài)載荷所引起的彈性應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài),然后將其與對(duì)應(yīng)的實(shí)測(cè)或動(dòng)力學(xué)仿真獲得的載荷譜按時(shí)間疊加。因此，分別進(jìn)行單位載荷作用下的應(yīng)力分析，通過(guò)載荷歷程和單位載荷產(chǎn)生的靜態(tài)應(yīng)力影響因子(stress influence coefficient, SC)相乘疊加原則，計(jì)算結(jié)構(gòu)上應(yīng)力歷程[11]。這種方法適用于大多數(shù)的線彈性機(jī)械結(jié)構(gòu)，是計(jì)算車輛結(jié)構(gòu)動(dòng)應(yīng)力比較廣泛的時(shí)域分析方法。

某節(jié)點(diǎn)準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)力計(jì)算如式(1)[11]：

(1)

式中：n是應(yīng)用載荷歷程的數(shù)量；σxi、σyi、σxyi是應(yīng)力影響系數(shù)，i∈[1,n]。應(yīng)力影響系數(shù)由在結(jié)構(gòu)部件相同位置和方向與載荷歷程F1(t)相當(dāng)?shù)膯挝惠d荷決定。

2.2 焊縫疲勞應(yīng)力影響因子的確定

筆者采用2.1中準(zhǔn)靜態(tài)載荷應(yīng)力法，將單位載荷施加于穩(wěn)定輪、導(dǎo)向輪、走行輪以及空氣彈簧座所對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)向架構(gòu)架關(guān)鍵部位，并通過(guò)應(yīng)力影響因子對(duì)上述部位的單位載荷進(jìn)行疊加，得到構(gòu)架疲勞損傷評(píng)估結(jié)果[12]。其中，左、右空氣彈簧單位載荷下應(yīng)力影響因子如圖4。由圖4可知左、右空氣彈簧單位載荷下應(yīng)力影響因子分別為1.513×10-3、1.554×10-3。后期疲勞分析中，左、右空氣彈簧的動(dòng)載荷歷程，應(yīng)為輪軌作用力乘以其單位載荷下應(yīng)力影響因子。

圖4 左、右空氣彈簧單位載荷下應(yīng)力影響因子Fig. 4 Stress influencing factors of left and right air springs

2.3 焊縫的定義

在疲勞分析軟件FEMFAT中對(duì)焊縫進(jìn)行定義，如圖5。為了降低“剖口”尺寸對(duì)焊縫性能影響，利用搭接焊縫首尾相連模型來(lái)提高模型精度[14]。由圖5可知，黑色框架為筆者所構(gòu)建的焊縫結(jié)構(gòu)，均采用四邊形網(wǎng)格，共定義了1 064條焊縫。同時(shí)，為了能更精確的進(jìn)行材料疲勞評(píng)估，定義焊縫材料為S355，并基于應(yīng)力幅和平均應(yīng)力對(duì)該材料S-N曲線進(jìn)行修正，修正后的S-N曲線如圖6中節(jié)點(diǎn)N1122905。

圖5 定義焊縫結(jié)構(gòu)后的構(gòu)架模型Fig. 5 Model of frame after defining weld structure

圖6 S355焊縫材料S-N曲線及其修正曲線Fig. 6 S355 weld material S-N curve and its correction curve

2.4 疲勞載荷譜的獲取

采用動(dòng)力學(xué)仿真分析方法獲得載荷譜，利用Adams建立了單軌車輛動(dòng)力學(xué)仿真模型，如圖7。

圖7 單軌車輛多體動(dòng)力學(xué)模型Fig. 7 Multi-body dynamic model of monorail vehicle

載荷時(shí)間歷程選取參考重慶2、3號(hào)線和筆者團(tuán)隊(duì)的項(xiàng)目經(jīng)驗(yàn)，主要考慮直線下50、75 km/h、彎道分別占比5%、10%、15%、20%共六種工況。筆者考慮最為惡劣的彎道占比20%工況進(jìn)行研究，結(jié)合重慶2、3號(hào)線和軌道公司提供的數(shù)據(jù)，設(shè)定彎道半徑為200 m，參考GB50458—2008《跨座式單軌交通設(shè)計(jì)規(guī)范》，確定單軌車輛在滿載工況下能夠達(dá)到61 km/h的極限速度。通過(guò)Adams對(duì)單軌車輛進(jìn)行動(dòng)力學(xué)分析，可得穩(wěn)定輪、導(dǎo)向輪、走行輪以及空氣彈簧座所對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)向架構(gòu)架關(guān)鍵部位在0～20 s內(nèi)的載荷時(shí)間歷程。走行輪載荷時(shí)間歷程示意如圖8。

圖8 走行輪載荷時(shí)間歷程Fig. 8 Load time history of walking wheel

2.5 焊縫疲勞損傷評(píng)估

將材料屬性、載荷譜文件定義于FEMFAT疲勞軟件中，得到疲勞壽命估計(jì)云圖如圖9。此外，F(xiàn)EMFAT疲勞軟件可輸出計(jì)算構(gòu)架材料的海格圖(Haigh-diagram)，如圖10。圖10中包含了原始海格圖、修正后的海格圖以及危險(xiǎn)點(diǎn)位置，可以看出危險(xiǎn)點(diǎn)在修正后的Haigh圖下方，表示結(jié)構(gòu)最危險(xiǎn)的節(jié)點(diǎn)依然符合疲勞強(qiáng)度要求。

圖9 轉(zhuǎn)向架構(gòu)架疲勞壽命估計(jì)云圖Fig. 9 Nephogram of fatigue life estimation of bogie frame

圖10 轉(zhuǎn)向架構(gòu)架材料海格圖Fig. 10 Haigh diagram of bogie frame material

由圖9可知，疲勞循環(huán)次數(shù)在位于轉(zhuǎn)向架構(gòu)架電機(jī)箱焊縫處最低，為2.04×108，與2.2中靜強(qiáng)度分析時(shí)應(yīng)力值最大位置所對(duì)應(yīng)。此位置實(shí)際焊縫形式如圖11，為單面角T型焊縫。為了優(yōu)化此處T型焊縫的疲勞壽命，提高其疲勞循環(huán)次數(shù)，需在FEMFAT疲勞軟件中定義不同類型的“T”型焊縫形式，以得到最優(yōu)的“T”型焊縫形式。

圖11 轉(zhuǎn)向架構(gòu)架電機(jī)箱處焊縫形式Fig. 11 Weld form at motor box of bogie frame

2.6 焊縫結(jié)構(gòu)優(yōu)化分析

將7類焊縫結(jié)構(gòu)形式(單面角焊縫、DHV型焊縫、HV型焊縫、DHY型焊縫、雙面角焊縫、HY型-單面角組合焊縫、HY型焊縫)依次定義于構(gòu)架電機(jī)箱附近的焊縫位置，并分別進(jìn)行疲勞壽命估計(jì)，得到不同結(jié)構(gòu)焊縫位于構(gòu)架電機(jī)箱處的循環(huán)次數(shù)如表3。

由表3可知，HV型焊縫形式能夠達(dá)到的疲勞循環(huán)次數(shù)最高，為3.46×108次。這是由于焊接熔深與焊縫厚度是影響焊接構(gòu)件的因素，HV型焊縫相較于單面角焊縫、HY型焊縫具有更大的焊接熔深，相較于DHV型焊縫、DHY型焊縫、雙面角焊縫以及HY型-單面角組合焊縫具有較大焊縫厚度，因此在7類焊縫結(jié)構(gòu)得到疲勞壽命估計(jì)結(jié)果中，HV型焊縫形式能夠最大限度的提高轉(zhuǎn)向架構(gòu)架整體的疲勞強(qiáng)度。相較于轉(zhuǎn)向架實(shí)際應(yīng)用的單面角焊縫形式，HV型焊縫形式如應(yīng)用于構(gòu)架，電機(jī)箱焊縫處的疲勞壽命可提高69.6%。

表3 不同結(jié)構(gòu)類型焊縫的疲勞分析Table 3 Fatigue analysis of welds with different structural types

3 結(jié) 論

筆者以轉(zhuǎn)向架構(gòu)架為研究對(duì)象，考慮焊縫對(duì)轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)件的影響，對(duì)轉(zhuǎn)向架構(gòu)架進(jìn)行了靜強(qiáng)度分析以及疲勞損傷評(píng)估。此外，通過(guò)改變焊縫結(jié)構(gòu)形式，對(duì)轉(zhuǎn)向架構(gòu)架電機(jī)箱處焊縫進(jìn)行了優(yōu)化，得出如下結(jié)論：

1)轉(zhuǎn)向架構(gòu)架滿足材料強(qiáng)度要求，在電機(jī)箱與部分構(gòu)架焊接處的應(yīng)力值最大；

2)轉(zhuǎn)向架構(gòu)架符合疲勞強(qiáng)度要求，其電機(jī)箱處焊縫的疲勞循環(huán)次數(shù)最不理想，與靜強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果相對(duì)應(yīng)；

3)在構(gòu)架電機(jī)箱處，采用HV型T型焊縫，較原有焊縫形式的疲勞壽命提高了69.6%，有效提高了構(gòu)架整體疲勞強(qiáng)度。在實(shí)際工程應(yīng)用中，可將這種焊縫結(jié)構(gòu)形式進(jìn)行優(yōu)先考慮。