基于剛?cè)狁詈戏抡娴牡罔F車焊接構(gòu)架疲勞分析*

王帥鈞,方 吉▲,馬 亮,王耀亭

(1.大連交通大學(xué)機車車輛工程學(xué)院,遼寧 大連 116028;2.包頭鐵道職業(yè)技術(shù)學(xué)院,內(nèi)蒙古 包頭 014060)

0 引言

由于城軌車有著載客量大、運營班次頻繁的特點,所以其運行安全性一直備受關(guān)注。焊接構(gòu)架作為城軌車最重要的承載部件之一,在城軌車運行過程中承受和傳遞車體和輪對之間各種復(fù)雜交變載荷作用,其線路運營條件下的疲勞問題日益突出。國內(nèi)外諸多學(xué)者在焊接結(jié)構(gòu)疲勞壽命評估方面取得了一定的成果,例如JW.Han等人[1]通過全尺寸臺架疲勞試驗對城市磁懸浮列車轉(zhuǎn)向架構(gòu)架進行了疲勞壽命分析。KW.Jeon等人[2]基于JIS-E-4207標準,采用Goodman-Smith曲線對轉(zhuǎn)向架構(gòu)架的疲勞強度進行了評估。Cera.A等人[3]結(jié)合了Apinis.R關(guān)于復(fù)合材料高頻應(yīng)力疲勞測試的研究成果[4],對軌道車輛常見的焊接結(jié)構(gòu)形式進行了研究。孫守光教授等人[5]以高速列車在京滬客運專線上的準靜態(tài)載荷-時間歷程數(shù)據(jù)所創(chuàng)建的載荷譜為基礎(chǔ),對焊接構(gòu)架疲勞壽命進行了理論計算。楊廣學(xué)教授等人[6]提出了一種基于隨機可測的等效應(yīng)力幅值來對高速列車焊接構(gòu)架進行疲勞壽命評估的新方法,該方法相比于其他方法更具有針對性。

本論文以某地鐵車動力學(xué)性能及轉(zhuǎn)向架構(gòu)架疲勞壽命為研究對象,基于剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)模型及實際運行線路統(tǒng)計數(shù)據(jù),參照GB/T5599—2019等標準對該地鐵車動力學(xué)性能進行評價。為了較準確地考慮到焊縫局部應(yīng)力集中及結(jié)構(gòu)振動對疲勞壽命的影響,建立地鐵車整車剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)模型,考慮到該城軌車復(fù)雜的線路運行條件,為了更好地模擬該車全壽命周期的運營工況,本文將結(jié)合城軌車實際運行線路統(tǒng)計數(shù)據(jù),編制對應(yīng)線路工況,進行動力學(xué)仿真分析,基于動力學(xué)仿真結(jié)果引入模態(tài)結(jié)構(gòu)應(yīng)力法對該車的焊接構(gòu)架進行疲勞壽命評估與分析,并對結(jié)構(gòu)進行改進方案分析與研究。

1 焊接構(gòu)架柔性體模型的建立

根據(jù)該地鐵車的轉(zhuǎn)向架構(gòu)架的幾何模型,采用殼單元對結(jié)構(gòu)進行離散建立到有限元模型中,如圖1所示,其中焊縫局部細節(jié)如圖2所示。在軸箱彈簧座、空氣彈簧座、減振器安裝座、縱向牽引拉桿座等位置,設(shè)置柔性體的外部接口。采用改進后的Craig-Bampton模態(tài)綜合法進行求解,部分低階柔性體模態(tài)如表1所示。

表1 柔性體部分低階模態(tài)

圖1 城軌車轉(zhuǎn)向架圖2 轉(zhuǎn)向架構(gòu)架焊縫細節(jié)有限元模型

構(gòu)架模態(tài)分析的目的是為了得到構(gòu)架在受影響的頻率范圍中所對應(yīng)的模態(tài)特性,預(yù)測構(gòu)架在特定頻率范圍內(nèi)激振源的作用下導(dǎo)致的響應(yīng)歷程或響應(yīng)譜,它是結(jié)構(gòu)故障診斷和動態(tài)設(shè)計必不可少的條件,防止構(gòu)架發(fā)生共振和自激振蕩造成事故[7]。

從上述固有頻率表及固有振型圖中可以得到以下模態(tài)分析結(jié)果:

(1)該城軌車轉(zhuǎn)向架構(gòu)架第7階振型頻率值為40.63 Hz,振型為構(gòu)架整體扭曲變形,構(gòu)架的最大變形發(fā)生在構(gòu)架前后兩端橫梁與側(cè)梁接角位置,這表明該轉(zhuǎn)向架構(gòu)架有一定的輪軌垂向不平順適應(yīng)能力。

(2)該城軌車轉(zhuǎn)向架構(gòu)架的第8階到第10階的自振頻率分別為72.54 Hz、72.93 Hz、84.41 Hz。振型主要為前后兩端橫梁的彎曲及剪切變形,最大變形位置也主要集中在前后兩端橫梁上,這表明該轉(zhuǎn)向架構(gòu)架有一定的橫向彎曲剛度。

(3)該城軌車轉(zhuǎn)向架構(gòu)架的第11階和第12階自振頻率較大,均為100 Hz以上,振型主要為橫梁及側(cè)梁的橫向、垂向彎曲,最大變形位置主要集中在構(gòu)架中間的四根橫梁上。這表明該轉(zhuǎn)向架構(gòu)架有一定的垂向、橫向剛度。

在剛?cè)狁詈限D(zhuǎn)向架系統(tǒng)中,構(gòu)架為柔性體,其他構(gòu)件如輪對、軸箱、Z型牽引拉桿等都為剛體。柔性體的模態(tài)主要由約束模態(tài)和界面主模態(tài)經(jīng)過二次坐標變換而來,該綜合模態(tài)既能有效地擬合結(jié)構(gòu)的準靜態(tài)變形同時又能較好地擬合結(jié)構(gòu)的振動形變[8]。本次柔性體的制作借助 ANSYS軟件與ADAMS之間的接口來完成。約束模態(tài)取40階,界面主模態(tài)96階(16個接口,每個接口6自由度,每個自由度對應(yīng)一階界面主模態(tài))。具體制作流程如圖3所示。

圖3 構(gòu)架有限元模型柔性化流程圖

2 剛?cè)狁詈夏Ｐ偷慕?/h2>

在剛?cè)狁詈夏Ｐ椭?柔性體與剛體通過動力學(xué)方程(1)來建立耦合聯(lián)系。

(1)

其中,廣義坐標ξ包括:模態(tài)坐標q、位移坐標x以及歐拉角坐標ω;廣義力通過Q表達;L是拉格朗日函數(shù);λ為待定因子;ψ(ξ,t)為完整約束方程。

地鐵車整車動力學(xué)模型由車體和前、后兩個轉(zhuǎn)向架三個子系統(tǒng)組成,其中轉(zhuǎn)向架構(gòu)架為柔性體,其余除彈性元件外均為剛體模型。該地鐵車動力學(xué)模型子系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖如圖4所示。

圖4 城軌車子系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖

轉(zhuǎn)向架是地鐵車最重要的部件之一,主要起緩沖與減振作用,轉(zhuǎn)向架剛?cè)狁詈夏Ｐ腿鐖D5所示。

圖5 城軌車剛?cè)狁詈限D(zhuǎn)向架動力學(xué)模型

在車體子系統(tǒng)以及前后轉(zhuǎn)向架子系統(tǒng)都建立完成之后,我們便可以在ADAMS/Rail的標準模塊中對城軌車整車動力學(xué)仿真系統(tǒng)進行裝配。本次計算以某地鐵車頭車基本參數(shù)進行建模,車體簡化為剛體,車體與轉(zhuǎn)向架構(gòu)架之間通過空氣彈簧、牽引拉桿、抗側(cè)滾扭桿等子結(jié)構(gòu)進行連接。裝配完成后的城軌剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)模型如圖6所示。

圖6 地鐵車剛?cè)狁詈险噭恿W(xué)模型

3 線路運行工況的模擬

本次計算以軌道不平順為激振源,直線、曲線線路均施加美國五級軌道不平順譜進行仿真。由于該車設(shè)計最高時速為120 km/h,而實際運營速度以100～60 km/h為主,所以分別設(shè)置120 km/h、100 km/h、80 km/h、60 km/h四種速度工況進行仿真分析。首先對車體的振動加速度進行分析并對舒適性進行評價(圖7-圖11),然后分析了運行速度對脫軌系數(shù)及減載率的影響(圖12、圖13)。結(jié)果顯示:隨著列車速度的提高,舒適性降低,且均小于2.5,屬于優(yōu)級別,隨著城軌車速度的提升,脫軌系數(shù)也隨之增大,且均滿足標準要求。

圖7 車體垂向振動加速度時間歷程(120 km/h)

圖8 車體垂向振動加速度幅頻圖(120 km/h)

圖9 車體橫向振動加速度時間歷程(120 km/h)

圖10 車體橫向振動加速度幅頻圖(120 km/h)

圖11 舒適性評價圖12 脫軌系數(shù)趨勢圖

圖13 輪重減載率趨勢圖

4 關(guān)鍵焊縫疲勞分析

4.1 模態(tài)結(jié)構(gòu)應(yīng)力法

模態(tài)結(jié)構(gòu)應(yīng)力法是在網(wǎng)格不敏感結(jié)構(gòu)應(yīng)力法與模態(tài)綜合法的基礎(chǔ)上提出的[8],可以適用于基于剛?cè)狁詈蠒r域動力學(xué)仿真結(jié)果的焊縫振動疲勞評估,其主要實施流程如圖14所示。

圖14 基于模態(tài)結(jié)構(gòu)應(yīng)力法的疲勞壽命預(yù)測流程

4.2 關(guān)鍵焊縫的定義

由于該焊接結(jié)構(gòu)的焊縫比較多,且均成對稱分布,為了減少數(shù)據(jù)量,從中選取了8條具有代表性的關(guān)鍵焊線(圖15)進行疲勞評估。

圖15 關(guān)鍵焊縫定義

4.3 焊縫疲勞評估

基于動力學(xué)仿真獲得的柔性體模態(tài)坐標時間歷程,采用模態(tài)結(jié)構(gòu)應(yīng)力法求解來獲得焊縫上焊趾處等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力,如圖16所示,圖17則為等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力雨流計數(shù)結(jié)果。

圖16 等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力時間歷程(曲線R280)

圖17 等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力雨流計數(shù)(曲線R280)

將各個工況計算獲得的損傷按線路占比進行損傷累加,通過折算獲得總壽命里程(表2)。

表2 構(gòu)架關(guān)鍵焊縫疲勞評估結(jié)果

根據(jù)表2可以看出,各焊縫的疲勞壽命均滿足1200萬公里的要求,但是由于焊接結(jié)構(gòu)抗疲勞特性的離散型,一般需要留有一定安全余量,一般要求累計損傷小于0.5,而焊縫8的抗疲勞能力未達到要求。因此需要針對該焊縫的局部結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化,從而提高焊縫疲勞壽命。

5 結(jié)構(gòu)改進分析

由于該地鐵車的線路以曲線為主,列車通過曲線時速度較快,而空氣彈簧的橫向剛度比較小,因此車體產(chǎn)生的橫向位移較大,橫向止檔座承受一定載荷作用,導(dǎo)致其焊縫壽命降低。提高焊縫抗疲勞性能主要有以下幾個途徑:1)焊縫位置避開應(yīng)力集中;2)緩解焊縫局部應(yīng)力集中; 3)降低焊縫結(jié)構(gòu)承受的載荷。將安裝座改成其他連接方式,結(jié)構(gòu)改動太大,成本會提高;延長止檔座筋板的長度可以達到緩解應(yīng)力集中的效果,基于此提出了改進方案(圖18)。

圖18 焊縫8局部改進方案

按照上述改進方案,基于相同的方法進行仿真計算并給出疲勞損傷評估對比曲線,如圖19所示,可以看出構(gòu)架橫向止檔座處關(guān)鍵焊縫的改進方案能有效提高焊縫抗疲勞能力。

圖19 焊縫8改進前后損傷對比

6 結(jié)論

本文以某地鐵車轉(zhuǎn)向架構(gòu)架的疲勞壽命為研究對象,首先建立剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)模型對地鐵車的動力學(xué)性能進行評估;然后,采用模態(tài)結(jié)構(gòu)應(yīng)力法對構(gòu)架進行了疲勞壽命分析;最后,根據(jù)疲勞分析結(jié)果,對構(gòu)架關(guān)鍵焊縫進行結(jié)構(gòu)改進。通過本次研究,得出如下結(jié)論:

(1)動力學(xué)仿真分析結(jié)構(gòu)顯示:該車動力學(xué)性能各項指標均滿足GB/T5599—2019要求。

(2)由于該地鐵車的運營線路以曲線為主,且通過曲線時速度較快,而空氣彈簧的橫向剛度比較小,因此車體產(chǎn)生的橫向位移較大,橫向止檔座承受一定載荷作用,導(dǎo)致其焊縫壽命降低。

(3)構(gòu)架橫向止檔座處關(guān)鍵焊縫的改進方案能使得焊縫局部剛度更協(xié)調(diào),從而減小焊縫局部應(yīng)力集中,有效提高焊縫抗疲勞能力,且結(jié)構(gòu)改變小、實施方便,說明焊接結(jié)構(gòu)設(shè)計過程中,保障焊縫局部的剛度協(xié)調(diào)非常重要。