軌道交通整體承載式鋁合金車輛車體撓度的預(yù)制方法及試驗(yàn)研究

曲 雙 王亞男 鮑洪陽(yáng)

(中車長(zhǎng)春軌道客車股份有限公司城鐵客車業(yè)務(wù)部， 130062， 長(zhǎng)春∥第一作者, 正高級(jí)工程師)

軌道交通整體承載式鋁合金車輛在靜止和運(yùn)行過(guò)程中，會(huì)受到車內(nèi)及車外的設(shè)備質(zhì)量以及乘客質(zhì)量的垂向載荷的作用，產(chǎn)生垂向位移。該位移的大小受到垂向載荷的質(zhì)量、分布位置，以及車輛車體設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)的影響。

減小該垂向載荷下的位移對(duì)車輛的影響，在車體制造時(shí)，會(huì)預(yù)先對(duì)車體進(jìn)行反向位移預(yù)制(亦稱“預(yù)制撓度”)，即通過(guò)焊接過(guò)程中熱和力的作用，使車體制造時(shí)在垂向產(chǎn)生一個(gè)均勻分布的塑性變形，該變形量能夠抵消后續(xù)車輛整備、載客及運(yùn)行后產(chǎn)生的垂向位移，如圖1所示。本文以鋁合金車輛實(shí)際制造為例，詳細(xì)分析研究了車體撓度的預(yù)制原理與方法，以及車輛整備及載客后的撓度變化。

a) 無(wú)預(yù)制撓度的車輛垂向位移

1 軌道交通車輛車體撓度試驗(yàn)原理

本文選取整體承載式鋁合金車輛的多個(gè)車體，并對(duì)其進(jìn)行抵抗垂向載荷作用下位移的反向位移預(yù)制，該方向位移預(yù)制稱為車體撓度預(yù)制。車體制造完工后，對(duì)車輛整備及其載客工況進(jìn)行試驗(yàn)，獲得車體垂向位移，即撓度回彈數(shù)據(jù)，并對(duì)其進(jìn)行分析。

車體結(jié)構(gòu)主要由底架、側(cè)墻、車頂和端墻組焊而成，如圖2所示。

圖2 軌道交通整體承載式鋁合金車輛車體結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Diagram of car body structure of the integral load-bearing aluminum alloy vehicle

車體撓度的預(yù)制原理是通過(guò)在組焊前對(duì)工裝夾具進(jìn)行撓度設(shè)定而成。工裝在進(jìn)行撓度預(yù)制時(shí)，首先將部件裝夾至設(shè)定的理論撓度，在車體產(chǎn)生彈性變形后通過(guò)焊接熱作用轉(zhuǎn)化為塑性變形，同時(shí)在焊接過(guò)程中車體還會(huì)產(chǎn)生反方向的焊接變形，焊接完畢后車體則會(huì)呈現(xiàn)出部分預(yù)制撓度值的回彈，該回彈值即為車體制造的真實(shí)撓度，如圖3所示。

圖3 軌道交通整體承載式鋁合金車輛車體撓度預(yù)制與回彈原理示意圖Fig.3 Diagram of the car body deflection prefabrication and springback principle of the integral load-bearing aluminum alloy vehicle

2 車體撓度預(yù)制試驗(yàn)方法

本試驗(yàn)預(yù)先對(duì)車輛三維模型進(jìn)行垂向加載仿真計(jì)算，根據(jù)得到的車體位移量的上限值，結(jié)合制造經(jīng)驗(yàn)將整車的理論撓度預(yù)設(shè)為12～17 mm。根據(jù)車體的結(jié)構(gòu)組成以及大量的車體組焊制造數(shù)據(jù)得知，欲得到車體組焊后的最終撓度值，需要在側(cè)墻單件組焊以及加工時(shí)預(yù)制撓度值，然后在大部件拼焊時(shí)再次進(jìn)行撓度預(yù)制，而后經(jīng)過(guò)火焰調(diào)修整車外形與尺寸之后，得到最終的車體撓度值。通過(guò)對(duì)多個(gè)車體的側(cè)墻單件組焊、側(cè)墻加工、車體總組成組焊、車體總組成調(diào)修等4個(gè)環(huán)節(jié)進(jìn)行試驗(yàn)與數(shù)據(jù)跟蹤，獲得車體撓度值的變化機(jī)理與結(jié)論。

本試驗(yàn)中車體側(cè)墻單件組焊時(shí)的預(yù)制撓度取18 mm，其加工時(shí)的預(yù)制撓度取17 mm，其示意見(jiàn)圖4。車體總組成組焊時(shí)的預(yù)制撓度取20 mm，其示意見(jiàn)圖5，且在組焊出胎后對(duì)車體進(jìn)行尺寸調(diào)修。車體每步組焊完工后，使用萊卡全站儀對(duì)車體進(jìn)行一次尺寸檢測(cè)，最終獲得車體撓度數(shù)據(jù)。車體撓度測(cè)量位置如圖6所示。

圖4 側(cè)墻組焊與加工撓度預(yù)制示意圖Fig.4 Diagram of side wall assembly welding and processing deflection prefabrication

圖5 車體總組成組焊撓度預(yù)制示意圖Fig.5 Diagram of overall car body assembly welding deflection prefabrication

注:1、2、3、4、5、6、7、8、9、10、11為測(cè)量點(diǎn)。圖6 車體撓度測(cè)量位置示意圖Fig.6 Diagram of car body deflection measurement positions

車體制造完工后進(jìn)行整備，安裝牽引設(shè)備、制動(dòng)設(shè)備、空調(diào)設(shè)備及內(nèi)飾設(shè)備，采用砝碼加載模擬乘客質(zhì)量。根據(jù)文獻(xiàn)[2]中5.4.3條“特殊設(shè)計(jì)載荷與結(jié)構(gòu)失效載荷之間應(yīng)預(yù)留必要的安全裕度”的要求，本文計(jì)算超員極限工況。加載時(shí)使用位移計(jì)對(duì)車體位移進(jìn)行測(cè)量，測(cè)量位置如圖7所示。其中，V1與V2為車體兩側(cè)邊梁在長(zhǎng)度中心的位移值，V101、V102、V201、V202分別為車體邊梁在轉(zhuǎn)向架中心的位移值。因?qū)圀w加載垂向載荷時(shí)，車體會(huì)整體向下移動(dòng)，故其撓度變化的計(jì)算公式為(V1+V2)-(V101+V102+V201+V202)/4。同時(shí)使用萊卡全站儀進(jìn)行撓度尺寸測(cè)量，最終獲得車體測(cè)量數(shù)據(jù)。

圖7 車體在垂向載荷作用下的位移測(cè)量示意圖Fig.7 Diagram of car body vertical load displacement measuring points

3 車體撓度預(yù)制試驗(yàn)和垂向加載試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 車體撓度預(yù)制試驗(yàn)結(jié)果分析

如圖8所示，車體側(cè)墻單件工裝預(yù)制撓度為18 mm的條件下，組焊后側(cè)墻單件撓度為16.9～18.0 mm。如圖9所示，側(cè)墻加工工裝預(yù)制撓度為17 mm的條件下，加工后側(cè)墻單件撓度為15.6～17.5 mm。如圖10所示，車體總組成組焊工裝預(yù)制撓度為20 mm的條件下，組焊后車體撓度為14.4～18.5 mm。如圖11所示，經(jīng)再一次的火焰調(diào)修后車體的撓度值最終下降至12.8～15.2 mm。

圖8 車體側(cè)墻單件組焊后撓度值Fig.8 Deflection value of car body side wall after welding

圖9 車體側(cè)墻單件加工后的撓度值Fig.9 Deflection value of car body side wall after cutting

試驗(yàn)結(jié)果表明，車體總組成組焊之前工裝預(yù)制撓度可以使完工后的部件形成趨勢(shì)一致的塑性變形，但由于焊接變形的作用力，焊接完工后車體的實(shí)際撓度值會(huì)有不同程度的損失；側(cè)墻單件撓度損失較小，損失值約為1 mm，這是因?yàn)閭?cè)墻焊接變形與撓度預(yù)制方向并非焊接變形的反方向，故焊接變形對(duì)車體撓度損失的影響較小；車體總組成組焊后撓度損失較大，損失值約為1.5～5.5 mm，這是因?yàn)檐圀w總組成組焊時(shí)整車的焊接變形方向?yàn)閾隙阮A(yù)制的反方向，撓度預(yù)制與焊接變形互為反作用力。

圖10 車體總組成組焊后的撓度值Fig.10 Deflection value of car body assembly after welding

圖11 車體經(jīng)火焰調(diào)修后的撓度值Fig.11 Deflection value of car body after flame adjustment

火焰調(diào)修后通過(guò)火焰加熱作用再一次產(chǎn)生熱變形，從而降低車體撓度值約1.6～3.3 mm。這種熱變形之所以會(huì)降低而非增加是有一定的原因：火焰調(diào)修是為了使焊接后的車體更接近理論尺寸范圍，滿足車輛使用的公差要求。因?yàn)槔碚撋蠐隙鹊念A(yù)制會(huì)對(duì)車體尺寸產(chǎn)生影響，實(shí)際證明如此。以車體門口對(duì)角線為例，車體撓度為17.0 mm時(shí)，車體門口會(huì)產(chǎn)生變形，對(duì)角線尺寸差值為6.7 mm，使得車門的安裝變得困難。故車體總組成組焊出胎后需進(jìn)行一次調(diào)修，將車體尺寸調(diào)修至合理的公差帶范圍內(nèi)，讓其在保證撓度需求的同時(shí)，各個(gè)尺寸均能夠在需求的公差范圍之內(nèi)。因此，為便于后續(xù)工序的施工，在車體工序能夠保證撓度在設(shè)計(jì)范圍的基礎(chǔ)上應(yīng)適當(dāng)降低其撓度值。

3.2 車體垂向加載試驗(yàn)結(jié)果分析

表1為超員極限工況下的車體垂向位移。由表1可見(jiàn)，通過(guò)測(cè)量得到的各車體垂向位移為9.5～11.4 mm。圖12為各車體在垂向荷載作用下的撓度值。由圖12可見(jiàn)，車體測(cè)量撓度值為1.9～5.4 mm。從實(shí)際的加載結(jié)果可以看出，車體預(yù)制的撓度值完全能夠滿足設(shè)備載重和超員的極限工況，使車輛在運(yùn)行時(shí)不會(huì)因?yàn)榇瓜蛭灰贫l(fā)生車輛下凹的問(wèn)題，保證了此工況下的安全需求。

表1 超員極限工況下的車體垂向位移Tab.1 Vertical displacement of car body under extreme overload conditions

圖12 超員極限工況下的車體撓度值Fig.12 Deflection value of car body under extreme overload conditions

4 結(jié)論

1) 為抵抗整體承載式鋁合金車輛受自身設(shè)備載重和乘客載重而產(chǎn)生的位移，需要在車體組焊時(shí)進(jìn)行撓度預(yù)制。車體撓度預(yù)制方法主要是在車體組焊各工步中對(duì)工裝進(jìn)行撓度預(yù)設(shè)，利用工裝夾緊力和焊接熱作用產(chǎn)生塑性變形而得到。

2) 由于不同組焊工步時(shí)焊接后回彈量不同，導(dǎo)致車體的預(yù)設(shè)撓度也不同，故應(yīng)在車體焊接前將回彈量加入預(yù)設(shè)撓度值中。經(jīng)反復(fù)組焊試驗(yàn)，整體承載式鋁合金車輛側(cè)墻組焊與加工撓度的回彈量小于2.5 mm，車體總組成組焊與火焰調(diào)修后的回彈量為4.8～7.2 mm。故在車體組焊前預(yù)設(shè)撓度時(shí)，將此回彈量加入工裝預(yù)設(shè)撓度之中。在同類鋁合金軌道車輛制造過(guò)程中，均可參照此方法進(jìn)行撓度預(yù)制。

3) 車輛整備和超員加載試驗(yàn)后車輛垂向位移為9.95～11.14 mm，車體剩余撓度為2.80～5.05 mm，證明車體撓度的預(yù)制可以有效抵抗垂向載荷產(chǎn)生的位移，使車輛運(yùn)行過(guò)程中不會(huì)發(fā)生下凹變形。