謝素明，韓濤，王悅東

(大連交通大學(xué) 交通運(yùn)輸學(xué)院，遼寧 大連 116028)*

基于等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力的不銹鋼車體點(diǎn)焊接頭疲勞壽命預(yù)測(cè)

謝素明，韓濤，王悅東

(大連交通大學(xué) 交通運(yùn)輸學(xué)院，遼寧 大連 116028)*

采用等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力法研究不銹鋼車體點(diǎn)焊接頭疲勞壽命.首先，在研究點(diǎn)焊接頭的失效模式、結(jié)構(gòu)應(yīng)力計(jì)算方法的基礎(chǔ)上，歸納總結(jié)了基于等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力法進(jìn)行點(diǎn)焊接頭疲勞壽命預(yù)測(cè)的技術(shù)路線；其次，建立某不銹鋼車體包括點(diǎn)焊接頭在內(nèi)的有限元模型，依據(jù)EN12663- 1∶2010標(biāo)準(zhǔn)中提供的車體疲勞載荷譜，分析了主橫梁與底架邊梁區(qū)域的點(diǎn)焊接頭結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布規(guī)律，并對(duì)這些焊點(diǎn)進(jìn)行了壽命預(yù)測(cè)；最后，采用改變焊點(diǎn)數(shù)量和布置及增加板厚的方式，使點(diǎn)焊接頭疲勞壽命提高了3.87E+06.

不銹鋼車體；點(diǎn)焊接頭壽命；等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力

0 引言

不銹鋼車體具有輕量化、耐腐蝕、耐高溫、維護(hù)成本低、壽命周期長(zhǎng)等優(yōu)點(diǎn)，在國(guó)內(nèi)外軌道車輛獲得了廣泛應(yīng)用[1].不銹鋼材料特殊的熱物理和焊接性能決定了不銹鋼車體的制造工藝采用電阻點(diǎn)焊方法[2].不銹鋼車體為板梁組合的筒形整體承載結(jié)構(gòu)，通過數(shù)萬個(gè)點(diǎn)焊接頭傳遞車體運(yùn)行中的拉伸、剪切、彎曲、扭轉(zhuǎn)等復(fù)雜載荷[3]，所以，點(diǎn)焊接頭疲勞強(qiáng)度是影響車體疲勞性能的重要因素.因此，如何精確預(yù)測(cè)點(diǎn)焊接頭疲勞壽命對(duì)不銹鋼車體抗疲勞設(shè)計(jì)具有重要應(yīng)用價(jià)值.

多數(shù)學(xué)者的研究成果表明：影響點(diǎn)焊結(jié)構(gòu)疲勞性能的主要因素是焊點(diǎn)的幾何效應(yīng)和載荷條件，點(diǎn)焊接頭疲勞壽命隨載荷范圍的增加而降低，而增加焊核直徑、板材厚度、試樣寬度有助于提高點(diǎn)焊接頭疲勞強(qiáng)度[4- 7].韓曉輝等人研究了不同熔核直徑及點(diǎn)焊工藝對(duì)點(diǎn)焊接頭疲勞性能的影響.孫成智等人對(duì)搭接和剝離兩種受力狀態(tài)下點(diǎn)焊試樣的疲勞壽命進(jìn)行了數(shù)值仿真分析.Barkey等人應(yīng)用插值外推技術(shù)研究了多軸應(yīng)力狀態(tài)下點(diǎn)焊接頭的疲勞性能.

點(diǎn)焊接頭經(jīng)歷局部加熱及快速冷卻的多變量耦合過程，導(dǎo)致熱影響區(qū)和焊核組織發(fā)生變化，使得接頭附近應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)分布復(fù)雜，同時(shí)點(diǎn)焊的疲勞斷裂多發(fā)生在搭接板內(nèi)，難以實(shí)現(xiàn)無損檢測(cè)[8].由于點(diǎn)焊結(jié)構(gòu)本身具有不連續(xù)性和缺口效應(yīng)，采用有限元方法計(jì)算的點(diǎn)焊接頭應(yīng)力結(jié)果具有嚴(yán)重的網(wǎng)格敏感性.此外，現(xiàn)有的標(biāo)準(zhǔn)，如IIW標(biāo)準(zhǔn)、BS7608標(biāo)準(zhǔn)，不僅缺乏點(diǎn)焊接頭疲勞數(shù)據(jù)，而且對(duì)于承受復(fù)雜載荷的焊點(diǎn)，名義應(yīng)力也難以確定.

本文以某不銹鋼車體為研究對(duì)象，建立了用于分析不銹鋼車體點(diǎn)焊接頭疲勞壽命的有限元模型.在EN12663- 1∶2010標(biāo)準(zhǔn)[9]提供的車體載荷譜作用下，應(yīng)用等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力法，對(duì)車體關(guān)鍵部位焊點(diǎn)進(jìn)行疲勞壽命預(yù)測(cè).依據(jù)焊點(diǎn)的結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布規(guī)律及受力分析，對(duì)疲勞強(qiáng)度薄弱焊點(diǎn)提出了改進(jìn)措施.

1 等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力法

點(diǎn)焊接頭失效分為焊核開裂和板邊開裂兩種模式，如圖1所示.一般來說，只要焊核尺寸足夠大，焊核開裂可以避免，故點(diǎn)焊接頭的破壞模式多為板邊開裂.板邊開裂屬于沿板厚度的穿透型斷裂，疲勞裂紋萌生于焊核邊緣缺口根部.

(a)焊核開裂 (b)板邊開裂

圖1 點(diǎn)焊接頭的失效模式

焊核邊緣缺口根部沿板厚方向的應(yīng)力分布通常是非線性的，其垂直于豎向假定裂紋面的實(shí)際應(yīng)力分布見圖2.圖中法向應(yīng)力分量σx(y)和橫向剪切應(yīng)力分量τ(y)構(gòu)成了對(duì)假定裂紋面的表面拉張.t為板厚，P為拉伸剪切作用力.

圖2 焊核邊緣沿板厚度截面應(yīng)力分布示意

根據(jù)結(jié)構(gòu)力學(xué)理論，焊核邊緣的正應(yīng)力可分解為沿板厚t分布的膜應(yīng)力σm和彎曲應(yīng)力σb，結(jié)構(gòu)應(yīng)力σs即定義為焊核邊緣膜應(yīng)力和彎曲應(yīng)力之和.

(1)

以結(jié)構(gòu)應(yīng)力的膜和彎曲分量表示的法向應(yīng)力σx(y)和橫向剪切應(yīng)力τ(y)不僅要滿足垂直于假定裂紋面A-A的平衡條件，還需在其臨近參考面B-B處滿足，如圖3所示.當(dāng)截面A-A和截面B-B的距離δ足夠小時(shí)，橫向剪切應(yīng)力分量τ(y)可以忽略不計(jì).

圖3 結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布截面A-A和截面B-B

(2)

(3)

利用基于位移的有限元方法獲得的節(jié)點(diǎn)力和節(jié)點(diǎn)彎矩來表示結(jié)構(gòu)應(yīng)力的膜和彎曲分量，基于功等效原則完成從節(jié)點(diǎn)力/節(jié)點(diǎn)彎矩到線力/線彎矩的轉(zhuǎn)換,實(shí)現(xiàn)了結(jié)構(gòu)應(yīng)力對(duì)單元網(wǎng)格大小的不敏感.式(4)中fy和mx表示局部坐標(biāo)系下線力和線彎矩.

(4)

將結(jié)構(gòu)應(yīng)力的膜和彎曲分量作為描述裂紋尖端應(yīng)力場(chǎng)的應(yīng)力強(qiáng)度因子K值的遠(yuǎn)場(chǎng)應(yīng)力組成部分，以對(duì)傳統(tǒng)Pairis裂紋增長(zhǎng)定律進(jìn)行修正，建立了兩階段裂紋增長(zhǎng)模型，這樣基于斷裂力學(xué)的點(diǎn)焊接頭疲勞壽命預(yù)測(cè)可用下列計(jì)算公式實(shí)現(xiàn)：

(5)

等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力變化范圍ΔSs表達(dá)的疲勞壽命計(jì)算公式：

(6)

式中，a為裂紋長(zhǎng)度；指數(shù)n=2，m=3.6；N為疲勞壽命值；Mkn為焊趾缺口導(dǎo)致的應(yīng)力強(qiáng)度因子放大系數(shù)；ΔK為應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍；C和h為試驗(yàn)常數(shù).

I(r)1/m為載荷彎曲比r(r=Δσb/Δσs)的無量綱函數(shù)，表示對(duì)加載模式的影響，對(duì)于點(diǎn)焊接頭一般選擇位移控制條件.由于I(r)1/m函數(shù)解析法求解困難，可以通過數(shù)值擬合曲線表示.在位移控制條件下，I(r)1/m方程可擬合：

(7)

等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力把不同的接頭形式、板材厚度和加載模式的疲勞S-N數(shù)據(jù)有效地統(tǒng)一起來[4]，可以相對(duì)準(zhǔn)確地計(jì)算出空間任意走向的焊縫的疲勞壽命.基于等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力法進(jìn)行點(diǎn)焊接頭疲勞壽命預(yù)測(cè)的技術(shù)路線如下：

(1)創(chuàng)建點(diǎn)焊接頭的有限元模型，建立焊點(diǎn)集合并定義焊點(diǎn)相關(guān)信息：焊點(diǎn)的起始節(jié)點(diǎn)、起始單元編號(hào)，板厚；

(2)基于ANSYS軟件，在靜態(tài)載荷作用下對(duì)點(diǎn)焊接頭進(jìn)行分析，提取計(jì)算結(jié)果RST文件中焊點(diǎn)的節(jié)點(diǎn)力，依據(jù)公式，計(jì)算焊點(diǎn)結(jié)構(gòu)應(yīng)力及等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力；

(3)輸入疲勞載荷譜；選擇98%可靠度-2σ的主S-N曲線數(shù)據(jù)，并與評(píng)估焊點(diǎn)數(shù)據(jù)相對(duì)應(yīng)，生成等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力變化范圍數(shù)據(jù)；按Miner線性累積理論計(jì)算焊點(diǎn)的累計(jì)損傷及疲勞壽命；

(4)若焊點(diǎn)疲勞壽命未達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的使用壽命，則改進(jìn)焊點(diǎn)結(jié)構(gòu)，重新計(jì)算焊點(diǎn)疲勞壽命，直到計(jì)算結(jié)果滿足要求.

2 不銹鋼車體計(jì)算模型

不銹鋼車體由端墻、底架、車頂和側(cè)墻部件組成.除端底架采用高強(qiáng)度耐候鋼弧焊外，其余部件均采用不銹鋼SUS301L點(diǎn)焊連接各板梁結(jié)構(gòu).底架主橫梁是異型槽鋼結(jié)構(gòu)，需沖壓眾多的孔以安裝車下設(shè)備及布線，因此選擇強(qiáng)度不高但焊接性能較好的SUS301L-DLT材料.由于需要底架邊梁具有足夠剛度并承受較大垂向載荷，故選擇強(qiáng)度較高的SUS301L-MT材料.

依據(jù)三維幾何模型，建立用于分析不銹鋼車體點(diǎn)焊接頭疲勞強(qiáng)度的精細(xì)有限元模型.車體部件主要離散為四節(jié)點(diǎn)等參數(shù)單元Shell181，輔以八節(jié)點(diǎn)六面體單元Solid185；底架設(shè)備及車頂空調(diào)以質(zhì)量單元Mass21的形式施加在各自重心位置，并通過柔性單元Rbe3模擬與車體的連接關(guān)系.不銹鋼車體是典型焊點(diǎn)傳力結(jié)構(gòu)，且焊點(diǎn)排布密集.因此采用彈性梁?jiǎn)卧狟eam188模擬焊核；上下板焊核區(qū)域采用8個(gè)三角形殼單元；焊核區(qū)域的中心節(jié)點(diǎn)與周邊節(jié)點(diǎn)采用剛性梁?jiǎn)卧狹PC184連接，以增加焊點(diǎn)局部剛度，同時(shí)協(xié)調(diào)殼單元與梁?jiǎn)卧男D(zhuǎn)自由度；焊核周圍與板材過度區(qū)域由8個(gè)四邊形殼單元組成.圖4給出了用于分析不銹鋼車體點(diǎn)焊接頭疲勞強(qiáng)度的有限元模型，其單元總數(shù)為2 387 285，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為2 287 816.模型中長(zhǎng)度單位mm、力的單位N、質(zhì)量單位t.

圖4 車體有限元模型

依據(jù)EN12663- 1∶2010標(biāo)準(zhǔn)，不銹鋼車體疲勞分析載荷工況見表1.車體有限元分析時(shí)，在底架空簧位置處均施加垂向位移約束，一側(cè)的再施加橫向位移約束；車鉤中心線處施加縱向位移約束.

表1 車體疲勞載荷工況

3 點(diǎn)焊接頭疲勞壽命預(yù)測(cè)

依據(jù)不銹鋼車體靜強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果，選取底架邊梁與主橫梁、搭接板與底架邊梁、搭接板與主橫梁連接區(qū)域的18個(gè)焊點(diǎn)作為研究對(duì)象.底架邊梁與主橫梁的厚度均為4.5mm，搭接板厚度為3mm.焊點(diǎn)直徑均為6mm，其位置及編號(hào)如圖5所示.

(a)主橫梁與底架邊梁連接焊點(diǎn)

(b)搭接板與主橫梁連接焊點(diǎn)

(c)搭接板與底架邊梁連接焊點(diǎn)

提取靜態(tài)計(jì)算結(jié)果RST文件中焊點(diǎn)處節(jié)點(diǎn)力，并將其導(dǎo)入自主研發(fā)的FE-WELD軟件計(jì)算焊點(diǎn)的結(jié)構(gòu)應(yīng)力和等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力.圖6給出了焊點(diǎn)1、焊點(diǎn)2和焊點(diǎn)3的結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布曲線.

(a)焊點(diǎn)1

(b)焊點(diǎn)2

(c)焊點(diǎn)3

圖6的結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布曲線表明：在垂向載荷作用下焊點(diǎn)結(jié)構(gòu)應(yīng)力最大，且焊點(diǎn)3結(jié)構(gòu)應(yīng)力小于其余兩個(gè)焊點(diǎn)的結(jié)構(gòu)應(yīng)力.表2給出了在垂向載荷作用下連接焊點(diǎn)的軸向力及剪力分布，其中焊點(diǎn)3所受剪力最小.由于主橫梁懸掛了質(zhì)量較大的凈水箱，故與底架邊梁連接的3個(gè)焊點(diǎn)承受了較大的彎矩及剪力作用.同時(shí)，等腰三角形排布使得焊點(diǎn)的受力并不均勻，焊點(diǎn)承受剪力相差接近2 000 N.

表2 垂向工況作用下焊點(diǎn)受力分布

選取98%可靠度-2σ的主S-N曲線，計(jì)算焊點(diǎn)的累積損傷及疲勞壽命.表3給出了壽命次數(shù)低于107的焊點(diǎn)的累積損傷及疲勞壽命.焊點(diǎn)2疲勞壽命最低，為1.21E+06.

將3個(gè)等腰三角形排布的焊點(diǎn)改為4個(gè)矩形排布的焊點(diǎn)，同時(shí)主橫梁厚度增加至6mm以提高其抗彎剛度.圖7給出了改進(jìn)后焊點(diǎn)的有限元模型.表4給出了改進(jìn)后焊點(diǎn)的累計(jì)損傷及疲勞壽命.改進(jìn)后點(diǎn)焊接頭的疲勞壽命提高了3.87E+06.

表3 焊點(diǎn)的累積損傷及疲勞壽命

圖7 改進(jìn)后焊點(diǎn)的有限元模型

焊點(diǎn)節(jié)點(diǎn)編號(hào)累積損傷疲勞壽命焊點(diǎn)115510332.09E-012.27E+07焊點(diǎn)216321182.45E-011.75E+07焊點(diǎn)322859788.15E-011.23E+07焊點(diǎn)422859582.60E-011.79E+07

4 結(jié)論

在EN12663- 1∶2010標(biāo)準(zhǔn)提供的載荷譜作用下，采用等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力法研究不銹鋼車體點(diǎn)焊接頭疲勞壽命，結(jié)果表明：在垂向載荷作用下，車體主橫梁與底架邊梁連接焊點(diǎn)承受較大的彎矩和剪力，且等腰三角形排布使得焊點(diǎn)受力不均勻，焊點(diǎn)承受剪力相差接近2 000N，且疲勞壽命低于107；將其改為矩形排布的4個(gè)焊點(diǎn)，同時(shí)將主橫梁厚度增加1.5mm，可有效地提高焊點(diǎn)疲勞壽命.

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Fatigue Life Prediction of Spot Welds of Stainless Steel Car-Body based on Equivalent Structural Stress

XIE Suming,HAN Tao,WANG Yuedong

(School of Traffic and Transportation Engineering,Dalian Jiaotong University,Dalian 116028,China)

Fatigue life of spot welds of a stainless steel car-body is researched based on equivalent structural stress.Firstly,technology roadmap predicting fatigue life of spot welds is summarized after failure mode of spot weld and equivalent structural stress method are studied.Then,spot welds finite element model of the stainless steel car-body is established.Under fatigue load spectrum from BS-EN 12663-1∶2010,the structural stress distribution of the spot welds located at regions of main beam and side beam of the under-frame is analyzed,and fatigue life of these spot welds is predicted.The fatigue life of these spot welds is increased by 3.87E+06 through changing the quantity and layout of spot weld with thicker main beam.

stainless steel car-body；fatigue life of spot welds；equivalent structural stress

1673- 9590(2017)03- 0012- 05

2015- 12- 21

謝素明(1965-),女，教授,博士，主要從事車輛工程CAE關(guān)鍵技術(shù)的研究E-mail:sumingxie@163.com.

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