安 琪，趙 華，劉志遠(yuǎn)，付茂海

(1 西南交通大學(xué) 力學(xué)與工程學(xué)院，成都 610031；2 西南交通大學(xué) 力學(xué)博士后科研流動(dòng)站，成都 610031；3 中車長春軌道客車股份有限公司 國家軌道客車系統(tǒng)集成工程技術(shù)研究中心，長春 130062；4 西南交通大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，成都 610031)

作為轉(zhuǎn)向架的重要承載部件，焊接構(gòu)架的結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度一直備受關(guān)注。為確保運(yùn)行安全，新型軌道車輛轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架在試制完成后，應(yīng)根據(jù)相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)的要求，在垂向載荷、橫向載荷和斜對(duì)稱載荷等試驗(yàn)載荷的共同作用下，進(jìn)行結(jié)構(gòu)疲勞試驗(yàn)。在各類試驗(yàn)載荷的共同作用下，構(gòu)架焊接接頭呈現(xiàn)出顯著的多軸應(yīng)力狀態(tài)。受各載荷周期和相位關(guān)系影響，其往往具有變幅應(yīng)力循環(huán)和各應(yīng)力分量非比例變化的特征。

相關(guān)研究機(jī)構(gòu)對(duì)焊接接頭在多軸應(yīng)力狀態(tài)下的疲勞強(qiáng)度問題開展了研究。Sonsino對(duì)處于多軸應(yīng)力狀態(tài)下的焊接接頭進(jìn)行了疲勞試驗(yàn)[1]。試驗(yàn)結(jié)果表明，在多軸應(yīng)力狀態(tài)下，接頭的正應(yīng)力和剪應(yīng)力滿足指數(shù)kσ=2和kτ=2的Gough-Pollard方程；變幅應(yīng)力循環(huán)對(duì)結(jié)構(gòu)的疲勞強(qiáng)度具有重要影響，建議取變幅循環(huán)許用累積損傷DPM=0.5；在比例加載的情形下，對(duì)于延展性較好的鋼制焊接接頭和具有半延展性的鋁制焊接接頭，Gough-Pollard方程的準(zhǔn)則值DMA=1.0；在應(yīng)力分量非比例變化時(shí)，對(duì)于鋼制和鋁制焊接接頭，應(yīng)分別取DMA=0.5、DMA=1.0。依據(jù)這一試驗(yàn)結(jié)果，國際焊接學(xué)會(huì)(IIW)對(duì)其焊接接頭疲勞強(qiáng)度分析規(guī)程進(jìn)行了修訂[2]。

德國機(jī)械工程學(xué)會(huì)(FKM)認(rèn)為，變幅循環(huán)的許用累計(jì)損傷應(yīng)根據(jù)循環(huán)的具體形式確定。對(duì)于非比例載荷作用下的結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度，應(yīng)根據(jù)各單一載荷的循環(huán)分別計(jì)算節(jié)點(diǎn)材料利用度，以各工況下節(jié)點(diǎn)材料利用度的代數(shù)和評(píng)估結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度[3]。

在產(chǎn)品設(shè)計(jì)階段，通過數(shù)字樣機(jī)技術(shù)，預(yù)測(cè)結(jié)構(gòu)在試驗(yàn)載荷譜作用下的疲勞強(qiáng)度，能夠有效降低產(chǎn)品設(shè)計(jì)風(fēng)險(xiǎn)。在標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的構(gòu)架疲勞試驗(yàn)載荷譜的基礎(chǔ)上，相關(guān)學(xué)者就這一問題開展了研究。米彩盈構(gòu)建了牽引載荷的載荷譜，通過計(jì)算考察區(qū)域在譜載荷作用下的等效恒幅應(yīng)力，分析了DJJ2型高速動(dòng)力車轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架的疲勞強(qiáng)度[4-5]?；贓N 13749標(biāo)準(zhǔn)推薦的試驗(yàn)載荷譜，安琪采用多軸應(yīng)力方法計(jì)算構(gòu)架的節(jié)點(diǎn)材料利用度，并基于該方法，研究了構(gòu)架扭轉(zhuǎn)剛度對(duì)焊接接頭疲勞強(qiáng)度的影響[6]。

在基于試驗(yàn)載荷譜評(píng)估焊接接頭的疲勞壽命時(shí)，既有研究成果均以Palmgren-Miner線性累積損傷準(zhǔn)則為基礎(chǔ)，計(jì)算考察區(qū)域的累積損傷或恒幅循環(huán)等效應(yīng)力，并以累積損傷不大于1或等效恒幅應(yīng)力不大于接頭的對(duì)稱循環(huán)疲勞極限作為評(píng)估的準(zhǔn)則。就焊接構(gòu)架在試驗(yàn)載荷譜作用下的應(yīng)力特征而言，基于既有方法獲得的分析結(jié)果將使結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度偏于危險(xiǎn)[7]?？紤]到既有工程分析方法的局限性，依據(jù)典型焊接接頭進(jìn)行疲勞試驗(yàn)的結(jié)果，充分考慮譜載荷下應(yīng)力特征的影響，研究構(gòu)架結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度評(píng)估方法，對(duì)于確保其結(jié)構(gòu)可靠性具有重要意義。

1 譜載荷作用下的構(gòu)架疲勞強(qiáng)度評(píng)估方法

1.1 構(gòu)架的試驗(yàn)載荷譜

轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架的疲勞試驗(yàn)一般根據(jù)歐洲標(biāo)準(zhǔn)EN 13749-2011規(guī)定的載荷譜進(jìn)行[8]。對(duì)于由中央彈簧承載車體的客運(yùn)車輛轉(zhuǎn)向架，其試驗(yàn)載荷譜由垂向、橫向和斜對(duì)稱載荷構(gòu)成，各類載荷譜包含靜態(tài)、準(zhǔn)靜態(tài)和動(dòng)態(tài)等一個(gè)或多個(gè)過程。其中，垂向載荷的靜態(tài)分量根據(jù)中央彈簧座承受的垂向靜載荷計(jì)算。在通過曲線時(shí)，車體側(cè)滾運(yùn)動(dòng)將導(dǎo)致構(gòu)架中央彈簧垂向載荷出現(xiàn)增/減載，構(gòu)架與車體間將出現(xiàn)橫向作用載荷，而車輛通過緩和曲線也將使轉(zhuǎn)向架承受斜對(duì)稱載荷作用，這些因素構(gòu)成了各類試驗(yàn)載荷的準(zhǔn)靜態(tài)分量。垂向和橫向載荷的動(dòng)態(tài)分量來自于車體浮沉運(yùn)動(dòng)和橫向激勵(lì)所產(chǎn)生的動(dòng)態(tài)載荷變化，各類載荷的準(zhǔn)靜態(tài)和動(dòng)態(tài)過程同相變化。

構(gòu)架第1階段疲勞試驗(yàn)的動(dòng)態(tài)載荷循環(huán)次數(shù)為6×106次；根據(jù)線路曲線分布特征，每個(gè)準(zhǔn)靜態(tài)載荷循環(huán)包含的動(dòng)態(tài)循環(huán)次數(shù)為10～20次。構(gòu)架第2、第3階段試驗(yàn)的動(dòng)態(tài)載荷循環(huán)次數(shù)均為2×106次，但各載荷的準(zhǔn)靜態(tài)和動(dòng)態(tài)分量分別為第1階段試驗(yàn)時(shí)相應(yīng)數(shù)值的1.2倍和1.4倍。

1.2 節(jié)點(diǎn)應(yīng)力分量的時(shí)間歷程

沿焊縫方向的正應(yīng)力(σx′)、垂直于焊縫方向的正應(yīng)力(σy′)和上述兩個(gè)方向構(gòu)成的平面內(nèi)的剪應(yīng)力(τx′y′)的變化范圍直接影響焊接接頭的疲勞強(qiáng)度[2-3]。構(gòu)架焊縫形式多樣，若以上述平面作為X’O’Y’面，其法向作為Z’軸方向建立空間焊縫坐標(biāo)系，對(duì)于多數(shù)節(jié)點(diǎn)而言，坐標(biāo)系各坐標(biāo)軸與整體坐標(biāo)系各坐標(biāo)軸間存在夾角，有限元分析結(jié)果無法直接輸出焊縫坐標(biāo)系下的節(jié)點(diǎn)應(yīng)力分量。在評(píng)估結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度時(shí)，首先需要根據(jù)文獻(xiàn)[9]提供的方法，根據(jù)節(jié)點(diǎn)幾何特征計(jì)算各坐標(biāo)軸的方向向量，建立焊縫坐標(biāo)系，并獲得節(jié)點(diǎn)在該坐標(biāo)系下的應(yīng)力分量。

車輛在不平順線路上運(yùn)行時(shí)，構(gòu)架承受隨時(shí)間變化的各種載荷共同作用。在t時(shí)刻，節(jié)點(diǎn)在各載荷作用下的應(yīng)力分量根據(jù)式(1)計(jì)算。

(σi′j′，1，t，σi′j′，2，t，…，σi′j′，n，t)T=diag(F1,t,F2,t,

…,Fn,t)×(σi′j′，1，σi′j′，2，…,σi′j′，n)T

(1)

式中，σi′j′，k，t(i′=x′,y′，j′=x′,y′;k=1,2,…,n)為在t時(shí)刻下，第k種載荷作用下的節(jié)點(diǎn)應(yīng)力分量；Fk,t為在t時(shí)刻下，第k種載荷的數(shù)值；σi′j′,k為節(jié)點(diǎn)在第k種載荷的單位載荷作用下，在焊縫坐標(biāo)系的下的應(yīng)力分量。

在各載荷作用下，構(gòu)架結(jié)構(gòu)具有線性的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系。在t時(shí)刻，節(jié)點(diǎn)在焊縫坐標(biāo)系下的應(yīng)力分量σi′j′,t(i′=x′,y′;j′=x′,y′)根據(jù)式(2)計(jì)算。

(2)

1.3 平均應(yīng)力的影響

利用雨流計(jì)數(shù)法對(duì)各應(yīng)力分量的時(shí)間歷程進(jìn)行處理，可以獲得由各應(yīng)力分量的均值、幅值和循環(huán)次數(shù)構(gòu)成的二維應(yīng)力譜。根據(jù)文獻(xiàn)[3]的建議，各二維應(yīng)力譜塊的對(duì)稱循環(huán)等效應(yīng)力σae根據(jù)式(3)計(jì)算。

(3)

式中，σa為譜塊的循環(huán)應(yīng)力幅；σm為譜塊的循環(huán)應(yīng)力均值；R為循環(huán)應(yīng)力比，正應(yīng)力取R=(σm-σa)/(σm+σa)，剪應(yīng)力取R=(|σm|-σa)/(|σm|+σa)；Mσ和KE分別為平均應(yīng)力敏感系數(shù)和殘余應(yīng)力系數(shù)，根據(jù)文獻(xiàn)[3]的建議取值。

1.4 變幅循環(huán)下的節(jié)點(diǎn)材料利用度分量

在計(jì)入小幅循環(huán)對(duì)結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度的影響后，對(duì)于承受變幅循環(huán)的結(jié)構(gòu)，IIW規(guī)程建議采用Hobbacher提出的方法[2]，對(duì)S-N曲線在N≥ND的部分以k2=2·k1-1的指數(shù)延長，并以變幅循環(huán)下的許用累積損傷Dm構(gòu)建結(jié)構(gòu)S-N曲線，根據(jù)式(4)計(jì)算循環(huán)等效恒幅應(yīng)力。

σe=

(4)

式中，ND為接頭S-N曲線拐點(diǎn)對(duì)應(yīng)的應(yīng)力循環(huán)次數(shù)；σD為拐點(diǎn)處的循環(huán)許用應(yīng)力幅，σD=0.5·FAT·(NC/ND)1/k1·ft；FAT為接頭的抗疲勞設(shè)計(jì)等級(jí)；NC為接頭抗疲勞設(shè)計(jì)等級(jí)對(duì)應(yīng)的循環(huán)次數(shù)，取NC=2×106；ft為厚度系數(shù)，當(dāng)接頭制造材料的厚度t<25 mm時(shí)，取f1=1，t≥25 mm時(shí)，取ft=(25/t)m；m為由接頭形式確定的指數(shù)，列于文獻(xiàn)[2]；σae,i為幅值大于σD的循環(huán)應(yīng)力幅，ni為其循環(huán)次數(shù)；σae,j為幅值小于σD的循環(huán)應(yīng)力幅，nj為其循環(huán)次數(shù)；k1為循環(huán)次數(shù)N

各應(yīng)力分量的材料利用度ai′j′(i′=x′,y′，j′=x′,y′)根據(jù)式(5)計(jì)算。

ai′j′=σe,i′j′·jF/σD，i′j′

(5)

式中，jF為安全系數(shù)，根據(jù)文獻(xiàn)[2]的建議取值。

S-N曲線是計(jì)算循環(huán)等效恒幅應(yīng)力的基礎(chǔ)。在進(jìn)行軌道車輛焊接承載結(jié)構(gòu)的疲勞強(qiáng)度分析時(shí)，多采用IIW或歐洲標(biāo)準(zhǔn)化委員會(huì)CEN TC 256技術(shù)委員會(huì)提供的S-N曲線。

根據(jù)焊接接頭疲勞試驗(yàn)的結(jié)果，IIW規(guī)程給出了不同形式鋼制焊接接頭的S-N曲線。對(duì)于承受變幅應(yīng)力循環(huán)的結(jié)構(gòu)，小應(yīng)力循環(huán)將造成疲勞損傷。因此，在對(duì)承受變幅應(yīng)力循環(huán)的結(jié)構(gòu)進(jìn)行疲勞分析時(shí)，應(yīng)根據(jù)Hobbacher的建議，將焊接接頭S-N曲線的拐點(diǎn)次數(shù)定義為ND=107次，并在N≥ND時(shí)，將曲線以k2=2·k1-1的指數(shù)進(jìn)行延長。

為研究焊接接頭制造質(zhì)量與結(jié)構(gòu)抗疲勞特征之間的關(guān)系，M.Kassner等對(duì)BOMBARDIER、SIEMENS和ALSTOM采用S355J2鋼制造的對(duì)接接頭和十字接頭進(jìn)行了疲勞試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)果表明，接頭抗疲勞特性與IIW對(duì)相應(yīng)接頭參數(shù)的規(guī)定存在一定差異[10]?；谠囼?yàn)結(jié)果，DIN提出了軌道車輛鋼制焊接接頭的S-N曲線[11]。在接頭的疲勞極限方面，對(duì)于H形梁焊接接頭，文獻(xiàn)[11]規(guī)定該接頭的正應(yīng)力抗疲勞設(shè)計(jì)等級(jí)為FAT112，約為IIW規(guī)定的相應(yīng)接頭抗疲勞設(shè)計(jì)等級(jí)的1.24倍。在S-N曲線的斜率方面，H形梁焊接接頭正應(yīng)力S-N曲線的指數(shù)為。

為便于對(duì)基于不同S-N曲線獲得的分析結(jié)果進(jìn)行比較，論文分別采用IIW和DIN提供的曲線對(duì)構(gòu)架的疲勞強(qiáng)度進(jìn)行了計(jì)算，不同文獻(xiàn)提供的正應(yīng)力S-N曲線如圖1所示，其特征參數(shù)列于表1。

圖1 不同標(biāo)準(zhǔn)提供的縱向承載H形梁焊接接頭正應(yīng)力S-N曲線

表1 縱向承載H形梁焊接接頭正應(yīng)力S-N曲線的參數(shù)

1.5 非比例載荷作用下的結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度

在非比例的應(yīng)力循環(huán)狀態(tài)下，節(jié)點(diǎn)主應(yīng)力的方向隨時(shí)間變化，將使結(jié)構(gòu)的疲勞強(qiáng)度趨于惡化?；诜潜壤龖?yīng)力狀態(tài)下的鋼制焊接接頭疲勞試驗(yàn)結(jié)果，Sonsino認(rèn)為應(yīng)采用CV=0.5的準(zhǔn)則值對(duì)Gough-Pollard方程進(jìn)行修正，根據(jù)如式(6)所示的準(zhǔn)則進(jìn)行評(píng)估[1]。IIW標(biāo)準(zhǔn)亦采用相同的方法評(píng)估非比例應(yīng)力狀態(tài)下的鋼制焊接接頭疲勞強(qiáng)度。

(6)

若將該評(píng)估方法按綜合材料利用度小于1的形式進(jìn)行統(tǒng)一，則式(6)需要改寫為式(7)的形式。

(7)

2 譜載荷作用下的地鐵轉(zhuǎn)向架構(gòu)架疲勞強(qiáng)度

2.1 構(gòu)架的應(yīng)力循環(huán)特征

建立如圖2所示的有限元分析模型，獲得構(gòu)架在各類載荷的單位載荷作用下的應(yīng)力分布，并將其轉(zhuǎn)換到焊縫坐標(biāo)系下?；谇笆龇椒ǎ筛鞴?jié)點(diǎn)的應(yīng)力分量時(shí)間歷程。示例節(jié)點(diǎn)各應(yīng)力分量的時(shí)間歷程如圖3所示。

圖2 構(gòu)架有限元分析模型

圖3所示的節(jié)點(diǎn)應(yīng)力-時(shí)間歷程表明，對(duì)屬于橫梁與側(cè)梁內(nèi)腹板間焊接接頭的示例節(jié)點(diǎn)，其3個(gè)應(yīng)力分量均呈現(xiàn)出變幅循環(huán)特征。垂向和橫向載荷的準(zhǔn)靜態(tài)分量是影響應(yīng)力循環(huán)均值的主要因素。當(dāng)車體向所考察節(jié)點(diǎn)的對(duì)側(cè)側(cè)滾時(shí)，節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力均值處于較低水平；載荷動(dòng)態(tài)分量引起的應(yīng)力變化較小。在進(jìn)行后半程加載時(shí)，車體向考察節(jié)點(diǎn)一側(cè)側(cè)滾，節(jié)點(diǎn)應(yīng)力循環(huán)均值顯著增大，載荷動(dòng)態(tài)分量對(duì)循環(huán)應(yīng)力幅值的影響加劇。斜對(duì)稱載荷僅具有準(zhǔn)靜態(tài)循環(huán)特征，該載荷對(duì)節(jié)點(diǎn)應(yīng)力循環(huán)均值有一定影響。在斜對(duì)稱載荷循環(huán)的半周期內(nèi)，節(jié)點(diǎn)的3個(gè)應(yīng)力分量變化同步，但不具備比例關(guān)系。

圖3 試驗(yàn)載荷譜作用下的節(jié)點(diǎn)應(yīng)力-時(shí)間歷程

2.2 構(gòu)架焊接接頭的疲勞強(qiáng)度

根據(jù)前述多軸應(yīng)力狀態(tài)下的結(jié)構(gòu)疲勞分析方法，計(jì)算構(gòu)架各焊接接頭在1×107次循環(huán)下的節(jié)點(diǎn)材料利用度。對(duì)于側(cè)梁內(nèi)、外腹板與上、下蓋板間的焊縫，各節(jié)點(diǎn)材料利用度a隨節(jié)點(diǎn)縱坐標(biāo)的空間分布特征如圖4～圖7所示。為便于描述橫梁與側(cè)梁腹板間環(huán)焊縫的疲勞強(qiáng)度特征，圖8、圖9以該環(huán)焊縫各節(jié)點(diǎn)的方位角為橫坐標(biāo)，節(jié)點(diǎn)材料利用度為縱坐標(biāo)進(jìn)行表述，并規(guī)定以該焊縫最高點(diǎn)為0°方位角，自構(gòu)架外部觀察時(shí)，節(jié)點(diǎn)方位角沿逆時(shí)針方向遞增。為便于描述，以下將側(cè)梁外腹板與上、下蓋板間焊縫，內(nèi)腹板與上、下蓋板間焊縫和橫梁與側(cè)梁外側(cè)、內(nèi)側(cè)腹板間焊縫分別簡稱為“焊縫A”、 “焊縫B”、 “焊縫C”、 “焊縫D”、 “焊縫E”和“焊縫F”。

圖4 焊縫A的節(jié)點(diǎn)材料利用度分布

圖5 焊縫B的節(jié)點(diǎn)材料利用度分布

圖6 焊縫C的節(jié)點(diǎn)材料利用度分布

圖4～圖7所示的分析結(jié)果表明，在試驗(yàn)載荷譜的作用下，側(cè)梁腹板與上蓋板間焊縫的疲勞強(qiáng)度最薄弱區(qū)域位于上蓋板內(nèi)折彎處；對(duì)于焊縫A和焊縫C，基于IIW提供的S-N曲線進(jìn)行分析，結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度最薄弱點(diǎn)的節(jié)點(diǎn)材料利用度分別較基于DIN提供的S-N曲線獲得的結(jié)果大65.61%和58.74%。焊縫B的結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度最薄弱區(qū)域位于焊縫中部，采用IIW和DIN提供的S-N曲線進(jìn)行分析，獲得的節(jié)點(diǎn)材料利用度分別為1.370和0.821。制動(dòng)安裝座板端部引起結(jié)構(gòu)剛度不協(xié)調(diào)，導(dǎo)致焊縫D在該區(qū)域出現(xiàn)最大節(jié)點(diǎn)材料利用度數(shù)值；基于IIW和DIN提供的S-N曲線進(jìn)行分析，獲得的最大節(jié)點(diǎn)材料利用度分別為1.037和0.618。圖8、圖9所示的分析結(jié)果表明，對(duì)于環(huán)焊縫E、F，其最大節(jié)點(diǎn)材料利用度分別出現(xiàn)在方位角為135°和169°的區(qū)域；基于IIW提供的S-N曲線進(jìn)行分析，所獲得的節(jié)點(diǎn)材料利用度較基于DIN提供的曲線獲得的結(jié)果更大。

從圖4～圖9所示的節(jié)點(diǎn)材料利用度特征來看，較基于DIN提供的S-N曲線進(jìn)行分析，采用IIW提供的S-N曲線進(jìn)行計(jì)算，將獲得數(shù)值較大的節(jié)點(diǎn)材料利用度。對(duì)于基于IIW提供的S-N曲線獲得的結(jié)果，各焊接接頭均出現(xiàn)了部分節(jié)點(diǎn)材料利用度大于1.0的現(xiàn)象。以焊縫F的計(jì)算結(jié)果為例，在11°～60°和105°～197°方位角內(nèi)，所有節(jié)點(diǎn)的總體材料利用度均大于1.0。從數(shù)值的角度出發(fā)，這些焊縫的結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度均不能滿足相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)的要求。但是，這樣的數(shù)值分析結(jié)果無疑與構(gòu)架已經(jīng)通過循環(huán)次數(shù)為1×107的臺(tái)架疲勞試驗(yàn)，其結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度已經(jīng)得到驗(yàn)證的事實(shí)是相悖的。

圖7 焊縫D的節(jié)點(diǎn)材料利用度分布

圖8 焊縫E的節(jié)點(diǎn)材料利用度分布

圖9 焊縫F的節(jié)點(diǎn)材料利用度分布

對(duì)于所分析的各類焊接接頭，文獻(xiàn)[11]提供的S-N曲線具有更高的接頭抗疲勞設(shè)計(jì)等級(jí)和更大的指數(shù)。在高次數(shù)應(yīng)力循環(huán)下，根據(jù)該S-N曲線將獲得較大的循環(huán)許用應(yīng)力范圍，得到較小的節(jié)點(diǎn)材料利用度計(jì)算結(jié)果。從如圖4～圖9所示的分析結(jié)果來看，以文獻(xiàn)[11]提供的S-N曲線為基礎(chǔ)進(jìn)行計(jì)算，獲得的節(jié)點(diǎn)材料利用度明顯小于基于IIW提供的S-N曲線獲得的結(jié)果，所有節(jié)點(diǎn)的材料利用度均小于1。

當(dāng)然，以文獻(xiàn)[11]提供的S-N曲線為基礎(chǔ)進(jìn)行計(jì)算，獲得的結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果僅僅是與結(jié)構(gòu)疲勞試驗(yàn)結(jié)果相吻合，較IIW提供的S-N曲線具有更好的工程一致性。該曲線能否代表結(jié)構(gòu)實(shí)際制造質(zhì)量，能否有效在數(shù)字樣機(jī)設(shè)計(jì)階段有效預(yù)測(cè)結(jié)構(gòu)疲勞破壞，還需要經(jīng)過復(fù)雜的，針對(duì)疲勞失效結(jié)構(gòu)的分析驗(yàn)證與模型修正工作。

3 結(jié) 論

(1)基于焊縫坐標(biāo)系下的節(jié)點(diǎn)應(yīng)力分量，引入接頭許用累積損傷和Gough-Pollard方程的準(zhǔn)則值，對(duì)恒幅等效應(yīng)力的計(jì)算公式和強(qiáng)度評(píng)估準(zhǔn)則進(jìn)行修正，確定了譜載荷作用下的構(gòu)架疲勞強(qiáng)度分析方法，評(píng)估了地鐵車輛轉(zhuǎn)向架構(gòu)架典型焊接接頭的疲勞強(qiáng)度。對(duì)比分析基于不同S-N曲線獲得的結(jié)果，表明基于IIW提供的曲線進(jìn)行計(jì)算，將獲得較大的節(jié)點(diǎn)材料利用度數(shù)值。采用DIN提供的S-N曲線進(jìn)行分析，計(jì)算結(jié)果與結(jié)構(gòu)疲勞試驗(yàn)結(jié)果間具有較好的一致性。

(2)采用IIW和DIN提供的S-N曲線進(jìn)行分析，將獲得相悖的結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度評(píng)估結(jié)論。因此，進(jìn)一步的工作應(yīng)基于焊接接頭疲勞試驗(yàn)獲得的抗疲勞設(shè)計(jì)特征，通過對(duì)在臺(tái)架試驗(yàn)或運(yùn)行中出現(xiàn)疲勞失效的結(jié)構(gòu)進(jìn)行深入分析，對(duì)計(jì)算方法進(jìn)行修正，以有效指導(dǎo)焊接結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度設(shè)計(jì)。