謝素明,袁璐,馬紀(jì)軍,李明高

(1.大連交通大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院，遼寧 大連 116028;2. 中車唐山機(jī)車車輛有限公司技術(shù)中心，河北 唐山 064000)

基于結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的不銹鋼點(diǎn)焊車體車頂焊點(diǎn)布置優(yōu)化

謝素明1,袁璐1,馬紀(jì)軍2,李明高2

(1.大連交通大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院，遼寧 大連 116028;2. 中車唐山機(jī)車車輛有限公司技術(shù)中心，河北 唐山 064000)

依據(jù)結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性理論，研究不銹鋼點(diǎn)焊車車頂焊點(diǎn)冗余問(wèn)題.首先，研究某不銹鋼點(diǎn)焊車體的車頂焊點(diǎn)數(shù)量對(duì)車頂縱向剛度的影響以及車頂各區(qū)域發(fā)生屈曲的順序，確定車頂焊點(diǎn)冗余區(qū)域?yàn)榛№?；然后，?duì)該冗余區(qū)域的三種焊點(diǎn)布置方案進(jìn)行結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性對(duì)比分析，確定弧頂區(qū)域可減少3 000多焊點(diǎn)的布置方案；最后，將弧頂區(qū)域焊點(diǎn)布置映射到整車車體模型中，在EN12663-2010標(biāo)準(zhǔn)的載荷作用下，對(duì)車頂焊點(diǎn)優(yōu)化前后車體性能進(jìn)行有限元分析.結(jié)果表明：超員狀態(tài)的車體底架邊梁下翼緣中心垂向位移變化小于0.2 mm；車頂邊梁高度300 kN壓縮下，最大應(yīng)力發(fā)生部位不變，應(yīng)力變化小于2 MPa；車體結(jié)構(gòu)的一階垂向彎曲、一階扭轉(zhuǎn)和車頂橫向彎曲的振動(dòng)頻率變化均在0.1Hz以內(nèi).

點(diǎn)焊車；結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性；焊點(diǎn)布置

0 引言

不銹鋼車體是由底架、車頂、側(cè)墻及端墻等大部件組成的薄壁筒形整體承載全焊接結(jié)構(gòu)，由于不銹鋼導(dǎo)熱系數(shù)極小，焊接時(shí)的熱影響會(huì)使其發(fā)生較大的變形，所以不銹鋼車體的焊接大多使用電阻點(diǎn)焊[1-2].車身上分布有上萬(wàn)個(gè)焊點(diǎn)，焊點(diǎn)太多，導(dǎo)致熱影響區(qū)間距過(guò)小，使焊接后的殘余應(yīng)力不能有效釋放，非常容易發(fā)生焊接變形[3].因此，保持良好的焊點(diǎn)間距，減少焊點(diǎn)布置的冗余，才能保證車體具有良好的強(qiáng)度和剛度，并減少制造工作量.

目前，不銹鋼點(diǎn)焊車的研究主要集中在車體制造、點(diǎn)焊工藝和力學(xué)性能等方面[4-5].高吉良對(duì)不同焊點(diǎn)數(shù)量和排布的點(diǎn)焊結(jié)構(gòu)進(jìn)行拉伸剪切試驗(yàn)，分析不用焊點(diǎn)數(shù)量和焊點(diǎn)結(jié)構(gòu)對(duì)焊接接頭性能的影響，并對(duì)車體門窗角部焊點(diǎn)結(jié)構(gòu)進(jìn)行了局部?jī)?yōu)化[6].

車頂與含有門窗的側(cè)墻和存在開(kāi)口的貫通道相比，完整性更好，主要承受空調(diào)機(jī)組的載荷，但是車頂焊點(diǎn)布置與側(cè)墻、端墻和作為整個(gè)車體最重要承力部件的底架并無(wú)顯著差異，因此本文以存在眾多焊點(diǎn)冗余的車頂為研究對(duì)象，基于結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性理論，找出車頂焊點(diǎn)冗余區(qū)域，并對(duì)該區(qū)域三種方案下的焊點(diǎn)布置進(jìn)行對(duì)比分析，基于最優(yōu)方案更新車體模型中的焊點(diǎn)布置，并進(jìn)行模態(tài)、剛度和靜強(qiáng)度計(jì)算，最后，對(duì)比分析焊點(diǎn)優(yōu)化前后兩種模型的計(jì)算結(jié)果.

1 結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析算法原理

薄板在其邊界上承受的縱向載荷超過(guò)某一數(shù)值(即臨界載荷)時(shí)，一個(gè)微小的擾動(dòng)就會(huì)破壞薄板的穩(wěn)定狀態(tài)，發(fā)生撓曲，且任意擾動(dòng)產(chǎn)生的撓曲在擾動(dòng)除去后不僅不消失，而且還將繼續(xù)擴(kuò)大，這種在外壓作用下，薄板突然失去原有形狀的現(xiàn)象稱為屈曲(又稱失穩(wěn)).薄板在臨界載荷作用下產(chǎn)生失穩(wěn)是它固有的性質(zhì)，不是由于材料不均、結(jié)構(gòu)瑕疵或其他原因所導(dǎo)致.臨界載荷的大小與薄板的幾何尺寸、材質(zhì)及結(jié)構(gòu)因素有關(guān)[7].

單向均勻受壓薄板如圖1所示，沿x軸方向承受均布?jí)毫x，板厚為t.板的四邊為簡(jiǎn)支.屈曲前板的中面內(nèi)力按平面應(yīng)力問(wèn)題求得：

(1)

薄板彈性屈曲微分方程式為：

(2)

設(shè)屈曲微分方程(2)式的解為重三角級(jí)數(shù)

式中,m和n分別為板屈曲時(shí)在x和y方向所形成的半波數(shù)目.則由上式可導(dǎo)出縱向載荷Px的臨界值：

(3)

上述通過(guò)求解薄板屈曲微分方程函數(shù)形式的非零解，獲得臨界載荷的精確值，僅適用于薄板結(jié)構(gòu)十分簡(jiǎn)單的情況.對(duì)復(fù)雜產(chǎn)品結(jié)構(gòu)(如不銹鋼點(diǎn)焊車體)的穩(wěn)定性分析，通常用有限元方法求解其屈曲微分方程.

圖1 四邊簡(jiǎn)支矩形薄板

(4)

將兩個(gè)方程相減得

(5)

這就是求取結(jié)構(gòu)特征值λ的公式.用λ乘以施加的載荷即得到臨界載荷.

2 車頂結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析

不銹鋼車體車頂兩側(cè)為角型斷面的不銹鋼邊梁，車頂骨架上面鋪設(shè)波紋型頂板.車頂各部件除平頂和弧頂過(guò)渡處采用塞焊外，其余部件均采用點(diǎn)焊連接.基于ANSYS軟件，采用梁?jiǎn)卧猙eam 188模擬焊點(diǎn).但是對(duì)于塞焊孔徑過(guò)大的情況，由于焊縫區(qū)域只涉及孔周，因此可以考慮直接用rigid單元約束孔邊.車頂薄壁部件主要離散為四節(jié)點(diǎn)等參數(shù)單元shell 181.根據(jù)車頂與側(cè)墻實(shí)際塞焊位置約束橫向和垂向線位移，不銹鋼邊梁一端約束縱向線位移，一端施加150 kN縱向載荷.圖2給出了某不銹鋼點(diǎn)焊車體車頂穩(wěn)定性分析的有限元模型，單元總數(shù)為384774，結(jié)點(diǎn)總數(shù)為398640.表1給出了車頂焊點(diǎn)布局說(shuō)明，焊點(diǎn)總數(shù)為7239.

(b)邊界條件及載荷施加示意圖

表1 車頂焊點(diǎn)布局說(shuō)明

EN 15085-3-2007標(biāo)準(zhǔn)中提供了電阻點(diǎn)焊時(shí)根據(jù)工件厚度確定的焊點(diǎn)間距的最低設(shè)計(jì)參數(shù)[8]，見(jiàn)表2.該車車頂各部位焊點(diǎn)間距以此為標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行設(shè)計(jì)，因此車頂各部位焊點(diǎn)間距均滿足最小焊點(diǎn)間距規(guī)定值.

表2 焊點(diǎn)間距 mm

注：t1為較小的板材厚度

不銹鋼點(diǎn)焊車車頂結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析的部分結(jié)果見(jiàn)表3.平頂處各區(qū)域發(fā)生屈曲的順序如圖3所示.結(jié)合表2和圖3可以看出：車頂平頂結(jié)構(gòu)首先失穩(wěn)，且平頂兩端區(qū)域穩(wěn)定性較中間區(qū)域更為薄弱，弧頂結(jié)構(gòu)直到屈曲因子達(dá)到3.8以上才發(fā)生失穩(wěn)，具有很高的縱向剛度.將車頂板與車頂彎梁之間40 mm焊點(diǎn)間距的初始焊點(diǎn)布置定為方案一，此方案下，車頂各區(qū)域首次發(fā)生屈曲的位置如圖4所示.不同區(qū)域發(fā)生屈曲的振型如圖5所示.

表3 車頂結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析部分結(jié)果

圖3 平頂處發(fā)生屈曲的順序示意圖

圖5 方案一時(shí)車頂不同區(qū)域首次屈曲振型

3 車頂焊點(diǎn)布置優(yōu)化

由于車頂弧頂部位穩(wěn)定性好，臨界載荷為其承受壓縮載荷的3.8倍，且弧頂部位的焊點(diǎn)總數(shù)占車頂焊點(diǎn)總數(shù)的57%，因此選擇弧頂部位為研究對(duì)象，取車頂板與車頂彎梁之間80 mm焊點(diǎn)間距為焊點(diǎn)布置方案二，車頂板與車頂彎梁之間160 mm焊點(diǎn)間距為焊點(diǎn)布置方案三，對(duì)比分析三種焊點(diǎn)布置方案對(duì)車頂穩(wěn)定性的影響.將40 mm間距的焊點(diǎn)變?yōu)?0 mm間距，焊點(diǎn)減少2143個(gè)；將80 mm間距的環(huán)向焊點(diǎn)變?yōu)?60 mm間距，焊點(diǎn)減少978個(gè).

焊點(diǎn)布置為方案二時(shí)，車頂各區(qū)域首次發(fā)生屈曲的結(jié)果見(jiàn)表4.不同區(qū)域的屈曲振型如圖6所示.

表4 車頂結(jié)構(gòu)各區(qū)域首次屈曲分析結(jié)果

圖6 方案二時(shí)車頂不同區(qū)域首次屈曲振型

焊點(diǎn)布置為方案三時(shí)，車頂各區(qū)域首次屈曲分析結(jié)果見(jiàn)表5.不同區(qū)域的屈曲振型如圖7所示.

表5 車頂結(jié)構(gòu)各區(qū)域首次屈曲分析結(jié)果

圖7 方案三時(shí)車頂不同區(qū)域首次屈曲振型

三種焊點(diǎn)布置方案下，車頂各區(qū)域首次發(fā)生屈曲對(duì)應(yīng)的屈曲因子對(duì)比分析如圖8所示.可以看出：隨著焊點(diǎn)間距的增大，平頂處、平頂開(kāi)孔附近和弧頂處的第一階屈曲因子也隨之增大，而車頂板翻邊、 平頂圓弧和不銹鋼邊梁處的第一階屈曲因子稍有減小.方案三與方案一相比，平頂處、頂開(kāi)孔附近、 弧頂處屈曲因子分別增大0.331512、 0.691 94和0.045 33，車頂板翻邊、平頂圓弧和不銹鋼邊梁處屈曲因子各減小0.08728、0.174 24和0.00268.

圖8 車頂各區(qū)域首次發(fā)生屈曲的屈曲因子對(duì)比圖

依據(jù)圖3所示的方案一焊點(diǎn)布置時(shí)，平頂處40個(gè)區(qū)域發(fā)生失穩(wěn)的順序，對(duì)比方案二和方案三焊點(diǎn)布置時(shí)，平頂處相同區(qū)域屈曲因子的變化，分析結(jié)果如圖9所示.可以看出：車頂板與車頂彎梁之間焊點(diǎn)間距由40 mm變?yōu)?0 mm，再變?yōu)?60mm，平頂處40個(gè)區(qū)域的屈曲因子均稍有增大.

圖9 三種方案下平頂處各區(qū)域屈曲因子對(duì)比圖

4 整車車體性能分析

由于車頂焊點(diǎn)布置對(duì)車頂邊梁高度縱向壓縮工況的計(jì)算結(jié)果影響最大，因此依據(jù)EN12663-2010標(biāo)準(zhǔn)[9]，對(duì)該工況進(jìn)行計(jì)算以評(píng)價(jià)車體靜強(qiáng)度.同時(shí)，對(duì)車輛超載重量垂直負(fù)載工況和剛結(jié)構(gòu)模態(tài)進(jìn)行計(jì)算，并對(duì)比分析方案一和方案三焊點(diǎn)布置時(shí)車體模型的計(jì)算結(jié)果.

兩種焊點(diǎn)布置方案的車體，在最大垂向載荷作用下，底架邊梁下翼緣中心垂向位移如圖10所示；在車頂邊梁高度300 kN縱向壓縮作用下，靜強(qiáng)度分析結(jié)果見(jiàn)表6. 兩種焊點(diǎn)布置方案的車體自由模態(tài)分析的主要低階振動(dòng)頻率的結(jié)果見(jiàn)表7.

圖10 底架邊梁垂向位移云圖

表6 車體靜強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果對(duì)比 MPa

表7 車體振型頻率值對(duì)比結(jié)果 Hz

5 結(jié)論

(1)不銹鋼點(diǎn)焊車體車頂?shù)幕№攨^(qū)域縱向剛度相對(duì)大，其屈曲因子達(dá)到3.8以上，可減少該區(qū)域的焊點(diǎn)數(shù)量；

(2)隨著弧頂區(qū)域焊點(diǎn)間距增大，平頂和弧頂區(qū)域的第一階屈曲因子也隨之增大，最大增加0.69194；車頂板翻邊、平頂圓弧和不銹鋼邊梁區(qū)域的第一階屈曲因子稍有減小，最大減少0.17424.所以，當(dāng)弧頂區(qū)域焊點(diǎn)間距為160 mm，可減少焊點(diǎn)3121 個(gè)；

(3)車體弧頂區(qū)域焊點(diǎn)間距為160 mm時(shí)，最大垂向載荷作用下的車體底架邊梁中心垂向位移增加0.188 mm；車頂上邊梁高度300 kN壓縮工況下的最大應(yīng)力減小1.852 MPa；車體一階垂向彎曲振動(dòng)頻率減小0.044 Hz，一階扭轉(zhuǎn)頻率減小0.034 Hz，車頂一階橫彎頻率減小0.089 Hz.

[1]大塚陽(yáng)介. 電阻焊在不銹鋼車輛上的實(shí)際應(yīng)用[J]. 溶接技術(shù)，2011(3)：54-58.

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Welding Spots Layout Optimization for Stainless Steel Spot Welding Carbody Roof based on Structural Stability

XIE Suming1, YUAN Lu1, MA Jijun2， LI Minggao2

(1. School of Traffic and Transportation Engineering, Dalian Jiaotong University, Dalian 116028，China; 2. CRRC Tangshan Co., Ltd，Tangshan 064000，China)

Based on the theory of structural stability, the problem of redundant welding spots for stainless steel carbody roof is studied. First, arc area is determined as the redundant welding spots area after analyzing influence of the roof welding spot number on the longitudinal stiffness and the sequence of buckling region. Then, comparing structural stability results of three kinds of welding spots layout scheme, the arrangement scheme of reducing more than 3000 is determined. Finally, welding spot arrangement of the carbody is updated, and the finite element analysis is carried out between the pre-and post-optimization carbody supported by the load form EN12663-2010 standard. According to the results after welding spots layout optimization, in the maximum vertical load case, the vertical displacement of underframe side beam bottom flange center changes less than 0.2 mm, and in the 300 kN longitudinal compression of the roof edge beam load case, the maximum stress is located at the same position, and the figure changes less than 2 MPa. Modal calculation is made on the carbody structure, and the first step vertical bend vibration, torsion and the lateral bending of the roof frequency change within 0.1 Hz.

spot welding carbody; structural stability; welding spots layout

1673- 9590(2017)04- 0064- 05

2016-04-21

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

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