機(jī)車轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架輕型化評(píng)定和疲勞強(qiáng)度分析

1、西南交通大學(xué)學(xué)報(bào)第34卷第1期Vol. 34No. 11999年2月Feb. 1999J OU RNAL OF SOU THWEST J IAO TON G UN IV ERSIT Y機(jī)車轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架輕型化評(píng)定和疲勞強(qiáng)度分析米彩盈(西南交通大學(xué)機(jī)車車輛研究所成都610031摘要提出Bo 2Bo 軸式機(jī)車轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架輕型化評(píng)定準(zhǔn)則, 根據(jù)構(gòu)架整體結(jié)構(gòu)有限元法分析結(jié)果, 用邊界元法分析了構(gòu)架側(cè)梁下蓋板橫向?qū)雍缚p的應(yīng)力分布, 討論對(duì)接焊縫因其根部未焊透引起的應(yīng)力集中和降低承受拉應(yīng)力的對(duì)接焊縫應(yīng)力狀態(tài)的可行性方案, 比較理論分析與疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果, 邊界元法能較為準(zhǔn)確地評(píng)述焊縫區(qū)域的應(yīng)力分布狀態(tài)

2、。關(guān)鍵詞邊界元法; 疲勞裂紋; 焊接結(jié)構(gòu)分類號(hào)U260. 331隨著鐵道車輛技術(shù)的發(fā)展, , 。在不同運(yùn)行:, 1; 對(duì)高速列車焊接構(gòu)架疲勞壽命需滿足使用30年, 每年運(yùn)行2, 焊接構(gòu)架時(shí)有疲勞破壞發(fā)生, 阻礙了焊接構(gòu)架輕型化的實(shí)施。以160km/h BO 2Bo 軸式準(zhǔn)高速內(nèi)燃機(jī)車H 型焊接構(gòu)架為例, 用邊界元法分析焊接構(gòu)架側(cè)梁下蓋板橫向?qū)雍缚p在疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)中產(chǎn)生疲勞裂紋的原因。構(gòu)架的側(cè)梁和牽引橫梁為箱型結(jié)構(gòu), 箱型梁的上、下蓋板厚為20mm , 腹板厚為10mm , 制造材料為St52鋼板, 焊縫未進(jìn)行TIG 重熔處理。1輕型化評(píng)定準(zhǔn)則機(jī)車轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架設(shè)計(jì)及計(jì)算載荷包括垂向載荷、橫向載

3、荷和縱向載荷, 橫向載荷和縱向載荷的大小主要取決于垂向載荷, 垂向載荷依賴于機(jī)車的軸重。垂向載荷分別作用于構(gòu)架的一、二系懸掛彈簧的安裝座處, 在不考慮結(jié)構(gòu)剛度突變引起應(yīng)力集中的情況下,BO 2Bo 軸式機(jī)車轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架在三向復(fù)合載荷作用下承受的最大力矩和由此引起的最大應(yīng)力出現(xiàn)在一、二系懸掛彈簧的安裝座區(qū)域附近。因此, 由“軸距×軸重/(構(gòu)架重量×1m " 得出的無量綱值能衡量焊接構(gòu)架的輕型化水平。表1給出了我國(guó)高速動(dòng)力車轉(zhuǎn)向架GSD1及GSD2、德國(guó)西門子公司研制的準(zhǔn)高速內(nèi)燃機(jī)車 DE30C ,AM TRA K 轉(zhuǎn)向架及ICE 高速動(dòng)力車轉(zhuǎn)向架和法國(guó)TGV 高速

4、動(dòng)力車轉(zhuǎn)向架及焊接構(gòu)架的一些主要技術(shù)參數(shù)和“軸距×軸重/(構(gòu)架重量×1m " 的值, 由此可見這六種焊接構(gòu)架的輕型化程度在同一水平上。收稿日期:1998203217米彩盈:男,1965年生, 講師, 碩士。 表1BO 2Bo 軸式機(jī)車轉(zhuǎn)向架及焊接構(gòu)架主要技術(shù)參數(shù)機(jī)車種類機(jī)車代號(hào)軸重/t軸距/m 構(gòu)架結(jié)構(gòu)形式構(gòu)架重量/kg軸距×軸重/(構(gòu)架重量×1m GSD119. 53. 0高速電力機(jī)車GSD2193. 0H 型163035. 0TGV 173. 0H 型120042. 5ICE 193. 0準(zhǔn)高速內(nèi)燃機(jī)車DE30C 302. 9H 型2300

5、37. 8AM TRA K 302. 7H 型200040. 5口字型150039. 0口字型150038. 02焊接構(gòu)架疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)構(gòu)架疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)的主要目的是驗(yàn)證其疲勞強(qiáng)度, 找出強(qiáng)度最薄弱的區(qū)域和評(píng)價(jià)疲勞壽命。疲勞試驗(yàn)加載情況如圖1所示。構(gòu)架疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)按U ICMerkblatt 61524(1994 3(簡(jiǎn)稱U IC61524 實(shí)施, 總載荷循環(huán)次數(shù)為1. 0×107次, 荷由垂向載荷、橫向載荷、, 圖1焊接構(gòu)架疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)加載示意圖F z 1F z 2為垂向載荷, 作用于二系彈簧座處;F y 1,F y 2和F y 3為橫向載荷, 分別作用于二系彈簧座處和橫向止擋處; F

6、 x 1和F x 2為縱向載荷, 作用于軸箱拉桿座處; F t 1和F t 2為扭曲載荷, 作用于一系彈簧座處。構(gòu)架疲勞試驗(yàn)第二階段(8. 0×106次 結(jié)束后, 經(jīng)無損檢查(磁粉探傷法和著色滲透法 發(fā)現(xiàn)在焊接構(gòu)架側(cè)梁下蓋板橫向?qū)雍缚p區(qū)域發(fā)現(xiàn)疲勞裂紋, 裂紋沿焊縫截面厚度方向的長(zhǎng)度約4mm , 如圖2所示。按U IC61524評(píng)定為該焊接構(gòu)架的疲勞強(qiáng)度不合格, 需進(jìn)一步改進(jìn)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和焊接工藝規(guī)程, 重新制造焊接構(gòu)架進(jìn)行疲勞強(qiáng)度試驗(yàn), 直到8. 0×106次內(nèi)不出現(xiàn)疲勞裂紋為止。圖2疲勞裂紋位置3疲勞裂紋分析用NASTRAN/ARIES6. 0有限元軟件對(duì)構(gòu)架結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行有

7、限元分析, 將構(gòu)架劃分為32891個(gè)三維20節(jié)點(diǎn)六面體實(shí)體單元、28個(gè)梁?jiǎn)卧?4個(gè)桿單元, 節(jié)點(diǎn)總數(shù)為58936。梁?jiǎn)卧M一系懸掛彈簧和軸箱拉桿, 二者之間的連接用桿單元模擬。垂向載荷作用于構(gòu)架側(cè)梁的二系懸掛彈簧安裝座處, 橫向載荷分別作用于構(gòu)架二系 懸掛彈簧安裝座和橫向止擋上, 縱向載荷作用于牽引橫梁上, 邊界約束加于桿單元的節(jié)點(diǎn)上。構(gòu)架焊縫的焊接接頭坡口形式為K 型、V 型和X 型, 在構(gòu)架試制后期, 進(jìn)行了焊接接頭試驗(yàn), 由于焊接工藝制定的不合理,X 型對(duì)接焊縫在焊縫根部未焊透。因此, 為了分析X 型對(duì)接焊縫產(chǎn)生疲勞裂紋的原因和焊縫缺口的應(yīng)力集中情況, 用邊界元法分析焊縫的應(yīng)力分布。

8、3. 1三維邊界元法基本原理對(duì)于一個(gè)三維彈性體結(jié)構(gòu), 在各向同性、均勻的線彈性力學(xué)研究中, 由廣義虎克定律導(dǎo)出應(yīng)力、應(yīng)變關(guān)系的基本方程為ij =2ij +kk ij 應(yīng)變與位移滿足關(guān)系式ij =由應(yīng)力描述的平衡方程為ij , i +b j =0邊界條件為B 1:u i =u B 2:p i =i ij n (1 2(2 (3 (4式中:u i , ij 和;b j i n j ; ij 為位移、u i 和p i B B(1-2 , 彈性材料的切變模量:=1+2; =2G, =G , E 為材料的彈性模量G =+, 為泊松比。由式(1 (4 導(dǎo)出確定彈性材料的位移平衡方程為(+ u k ,kj

9、+u j ,kk +b j =0(5根據(jù)邊界元理論4, 由加權(quán)余量法導(dǎo)出彈性結(jié)構(gòu)體模型的邊界積分方程式為( u i ( =c ij 3(, x p j (x d (x -u ij 3(, x u j (x d (x =p ij 3(, x b j (x d (x u ij (6式中:cij 為邊界面幾何特征參數(shù)。對(duì)光滑邊界面c ij =ij /2; 當(dāng)=時(shí),c ij =ij 。為了求邊界積分方程的數(shù)值解, 需將結(jié)構(gòu)體模型的邊界離散為N B 個(gè)邊界單元, 每個(gè)單元內(nèi)的坐標(biāo)x 、面力p 和位移u 用相應(yīng)的節(jié)點(diǎn)值x n , p n 和u n 及插值函數(shù)矩陣的乘積表示為T n T n T n (7 x

10、 =x u =u p =p將空間域離散為N 個(gè)單元, 綜合式(6 和(7 導(dǎo)出每個(gè)邊界點(diǎn)都滿足的矩陣方程式=F (8 A式中:A 為系數(shù)矩陣; 為待求邊界位移和載荷矩陣; F 為作用載荷和體積力綜合項(xiàng)矩陣。由矩陣方程式(8 即可求得未知節(jié)點(diǎn)位移和節(jié)點(diǎn)力, 方程(8 為邊界元法的基本方程。3. 2邊界元法計(jì)算方法對(duì)焊接構(gòu)架整體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行分析時(shí), 不考慮焊縫缺口對(duì)結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布的影響, 將焊縫接頭形狀簡(jiǎn)化為結(jié)合線; 用邊界元法確定焊接接頭缺口的應(yīng)力分布時(shí), 將焊縫缺口的形狀用缺口線描述; 焊縫缺口疲勞強(qiáng)度評(píng)定采用主應(yīng)力法5。對(duì)焊接構(gòu)架整體結(jié)構(gòu)實(shí)施有限元網(wǎng)格離散第1期米彩盈:機(jī)車轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架輕型化

11、評(píng)定和疲勞強(qiáng)度分析107時(shí), 應(yīng)將焊縫的缺口線和焊縫結(jié)合線取在同一位置, 整體結(jié)構(gòu)有限元分析結(jié)果作為焊縫接頭邊界元法分析的邊界條件。橫向?qū)雍缚p缺口離散網(wǎng)格如圖3所示。3. 3計(jì)算結(jié)果與分析出現(xiàn)疲勞裂紋區(qū)域的有關(guān)實(shí)測(cè)峰值應(yīng)力、邊界元法確定的焊縫缺口線和結(jié)構(gòu)有限元法確定的焊縫結(jié)合線應(yīng)力分布結(jié)果在構(gòu)架側(cè)梁下蓋板橫向?qū)雍缚p的分布如圖4所示。曲線1 為 圖3橫向?qū)雍缚p缺口4; ; 曲線3為邊界元法確定的主應(yīng)力; , 來源于St52鋼的2K 2Jasper 圖 6。焊縫區(qū)域的應(yīng)力在整體結(jié)構(gòu)有限元分析結(jié)果中不超過其許用應(yīng)力, 由于焊縫根部未焊透引起的應(yīng)力集中和側(cè)梁上、下蓋板與腹板受力不均勻, 引起側(cè)梁

12、下蓋板橫向?qū)雍缚p及熱影響區(qū)應(yīng)力分布的不均勻性, 其應(yīng)力峰值超過許用應(yīng)力, 且接近優(yōu)質(zhì)焊縫的屈服極限分析疲勞試驗(yàn)結(jié)果得出該區(qū)域的主應(yīng)力循環(huán)特性r 在0. S =327. 3MPa 。4340. 611的范圍內(nèi), 對(duì)于優(yōu)質(zhì)焊縫, 與其相對(duì)應(yīng)的許用應(yīng)力范圍為181. 58205. 51MPa , 如圖4所示的曲線4。從圖4中的曲線2,3和4可以看出, 焊縫區(qū)域多數(shù)點(diǎn)的主應(yīng)力均超過其相應(yīng)的許用應(yīng)力, 且疲勞試驗(yàn)結(jié)果與邊界元法的分析結(jié)果相吻合, 大于整體結(jié)構(gòu)彈性有限元分析結(jié)果(曲線1 。由于對(duì)接焊縫根部存在未焊透缺陷, 在焊縫區(qū)域的應(yīng)力集中系數(shù)高達(dá)1. 52. 3倍。3. 4降低橫向?qū)雍缚p應(yīng)力的方法

13、在側(cè)梁下蓋板橫向?qū)雍缚p出現(xiàn)疲勞裂紋的構(gòu)架中, 為了降低側(cè)梁下蓋板橫向?qū)雍缚p承受的拉應(yīng)力和剪應(yīng)力, 采用了在側(cè)梁下蓋板上縱向配筋措施。大量的試驗(yàn)研究表明7 :提高承受拉應(yīng)力和剪應(yīng)力區(qū)域疲勞壽命的有效措施是盡量減少該區(qū)域的焊縫數(shù)量。因此, 構(gòu)架疲勞實(shí)驗(yàn)后, 在改進(jìn)的側(cè)梁結(jié)構(gòu)中, 采用了將側(cè)梁下蓋板厚度在原板厚度基礎(chǔ)上增加2mm 代替原來的配筋方案, 側(cè)梁截面形心位置(與配筋方案相比 降低了3. 5mm 。構(gòu)架整體結(jié)構(gòu)有限元強(qiáng)度分析結(jié)果指出:該區(qū)域的主應(yīng)力降低了22. 7%; 在橫向?qū)雍缚p區(qū)域的最大VON MISES 等效應(yīng)力為108. 2MPa ; 用邊界元法分析的最大等效應(yīng)力為126. 3

14、MPa (去除對(duì)接焊縫加強(qiáng)高, 不考慮焊縫可能存在的焊接缺陷 , 其主應(yīng)力均小于與其相對(duì)應(yīng)的許用應(yīng)力; 構(gòu)架的扭轉(zhuǎn)剛度降低了10. 1%, 在由于線路的軌道不平順產(chǎn)生的扭曲載荷作用下, 側(cè)梁應(yīng)力分布更趨于均勻化。西南交通大學(xué)學(xué)報(bào)第34卷1084結(jié)論(1 在整體結(jié)構(gòu)有限元分析的基礎(chǔ)上, 邊界元法是確定焊縫疲勞強(qiáng)度儲(chǔ)備的有效方法;(2 從理論上分析了降低構(gòu)架側(cè)梁橫向?qū)雍缚p拉應(yīng)力的可行性方案, 通過改變箱型梁截面形心位置能有效地降低側(cè)梁下蓋板橫向?qū)雍缚p的應(yīng)力分布;(3 “軸距×軸重/(構(gòu)架重量×1m " 這一無量綱值能準(zhǔn)確地反映焊接構(gòu)架的輕型化水平, 該值越大表明構(gòu)

15、架的輕型化水平越高。參考文獻(xiàn)1Internationaler Eisenverband. U IC 51524. 1993Eisenbahnfahrzeuge f ür den Trans port von Fahrg sten :Laufdrehgestelle und Laufwerk 2Festigkeitspr üfung am Rahmen von Drehgestellen , Y ork :Internationaler Eisenverband , 1992:5222Kretschmer R M. Lastkollektive f ür Hochg

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18、se ssment and Fatigue Strength Analysisfor the Welded Frame of Locomotive Bogie sM i Caiyi ng(Inst. of Rail Vehicles , S outhwest Jiaotong University , Chengdu 610031, China Abstract The rule for assessing the lightening of welded frame of Bo 2Bo locomotive bogie is proposed. Based on the analysis result of the frame s whole structure with finite eleme