孟子超，王伯銘

(西南交通大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，四川 成都 610031)

0 引言

傳統(tǒng)的軌道交通結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)大多采用靜態(tài)設(shè)計(jì)的方式，是以安全系數(shù)作為指標(biāo)保證強(qiáng)度裕量的定值方法，但常常忽略由于速度提升或者線路運(yùn)行條件惡劣導(dǎo)致的結(jié)構(gòu)動(dòng)載荷及動(dòng)態(tài)響應(yīng)的增加，進(jìn)而造成承載結(jié)構(gòu)的疲勞破壞。轉(zhuǎn)向架構(gòu)架作為承載結(jié)構(gòu)，在復(fù)雜的交變載荷作用下，構(gòu)架焊縫處極易形成疲勞裂紋，影響車輛運(yùn)行的安全可靠性，因此提高構(gòu)架的抗疲勞強(qiáng)度已成為日益緊迫的問題[1]。

長(zhǎng)期以來，焊接結(jié)構(gòu)的疲勞強(qiáng)度評(píng)估主要采用名義應(yīng)力法。但是在工程運(yùn)用中，受困于焊接接頭的幾何形狀與受力狀態(tài)的復(fù)雜性，很難找到與焊接標(biāo)準(zhǔn)中相對(duì)應(yīng)的S-N曲線[2]。為解決名義應(yīng)力法在焊接結(jié)構(gòu)疲勞強(qiáng)度評(píng)定中應(yīng)用的局限性，基于表面外推的熱點(diǎn)應(yīng)力法首先被應(yīng)用于海上結(jié)構(gòu)的管接頭中，國(guó)內(nèi)外學(xué)者也相繼對(duì)熱點(diǎn)應(yīng)力法展開深入的研究[3，4]。但該方法也存在一定的局限性：對(duì)處于雙向應(yīng)力狀態(tài)的焊接板結(jié)構(gòu)使用熱點(diǎn)應(yīng)力法進(jìn)行評(píng)估時(shí)，僅適用于應(yīng)力主要垂直于焊縫的情況。

針對(duì)傳統(tǒng)焊接結(jié)構(gòu)疲勞評(píng)估方法展現(xiàn)出的局限性，2007美國(guó)機(jī)械工程師協(xié)會(huì)ASME以標(biāo)準(zhǔn)的形式推出了基于力學(xué)基本原理及大量焊接試驗(yàn)發(fā)明的結(jié)構(gòu)應(yīng)力法，2015年新增了基于結(jié)構(gòu)應(yīng)力法預(yù)測(cè)焊接結(jié)構(gòu)疲勞壽命的概述和步驟[5]。本文以某懸掛式單軌車輛轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架為研究對(duì)象，根據(jù)EN13749制定構(gòu)架的疲勞載荷譜，結(jié)合ASME標(biāo)準(zhǔn)中給定的結(jié)構(gòu)應(yīng)力法對(duì)焊接構(gòu)架進(jìn)行虛擬疲勞試驗(yàn)。

1 構(gòu)架有限元模型及疲勞載荷譜

1.1 有限元模型

懸掛式單軌車輛轉(zhuǎn)向架構(gòu)架整體結(jié)構(gòu)采用高強(qiáng)度鋼板拼焊的箱型結(jié)構(gòu)組焊而成，在導(dǎo)向輪、齒輪箱定位銷軸、電機(jī)懸掛、懸吊銷軸處設(shè)置有安裝座。在三維建模軟件CATIA中建立焊接構(gòu)架幾何模型(見圖1)，將幾何模型導(dǎo)入有限元前處理軟件Hypermesh。

構(gòu)架離散為八節(jié)點(diǎn)的六面體Solid185單元；建立梁?jiǎn)卧狟eam188模擬齒輪箱及走行輪，且在構(gòu)架各彈性關(guān)節(jié)處建立彈簧單元Combin14模擬真實(shí)的邊界條件；電機(jī)以質(zhì)量單元Mass21的形式施加在其重心處且通過Rbe3柔性連接于構(gòu)架電機(jī)安裝孔處。

1-穩(wěn)定輪安裝座；2-齒輪箱定位銷軸安裝座；3-電機(jī)安裝法蘭盤；4-懸吊銷軸；5-斜止擋；6-導(dǎo)向輪安裝座

1.2 疲勞載荷譜

EN13749標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架疲勞試驗(yàn)載荷的循環(huán)加載次數(shù)為107次，分三個(gè)階段加載：6×106次、2×106次、2×106次。因直軌或者大曲線半徑引起的載荷一般只包括極低的準(zhǔn)靜態(tài)和動(dòng)態(tài)分量，故疲勞工況通常只模擬通過曲線或道岔時(shí)遇到的載荷。EN13749標(biāo)準(zhǔn)根據(jù)列車的運(yùn)行情況及轉(zhuǎn)向架的結(jié)構(gòu)形式將轉(zhuǎn)向架分為7類，且提供部分類別轉(zhuǎn)向架疲勞試驗(yàn)方案。對(duì)于B-IV類輕軌車輛和有軌電車轉(zhuǎn)向架，標(biāo)準(zhǔn)建議該類轉(zhuǎn)向架進(jìn)行疲勞試驗(yàn)時(shí)選取適當(dāng)數(shù)量的設(shè)計(jì)所使用的疲勞載荷工況。

根據(jù)EN13749標(biāo)準(zhǔn)提供的B-IV類轉(zhuǎn)向架在曲線、道岔下的加速度參考值及風(fēng)載荷的大小確定懸掛式單軌車輛轉(zhuǎn)向架構(gòu)架的疲勞載荷工況。將疲勞載荷工況進(jìn)行組合轉(zhuǎn)化成等效的12級(jí)載荷譜，每一階段的疲勞試驗(yàn)載荷等效轉(zhuǎn)化為4級(jí)載荷譜。如果第一階段疲勞試驗(yàn)沒有出現(xiàn)任何問題，隨后第二階段疲勞試驗(yàn)載荷需要放大1.2倍；如果第二階段疲勞試驗(yàn)沒有出現(xiàn)任何問題，隨后第三階段疲勞試驗(yàn)載荷需要放大1.4倍。該焊接構(gòu)架在第一階段的疲勞載荷譜見表1。

表1 焊接構(gòu)架第一階段疲勞載荷

2 基于結(jié)構(gòu)應(yīng)力法的虛擬疲勞試驗(yàn)技術(shù)

2.1 結(jié)構(gòu)應(yīng)力法的疲勞壽命評(píng)估原理

結(jié)構(gòu)應(yīng)力法是美國(guó)新奧爾良大學(xué)董平沙博士基于斷裂力學(xué)理論及大量焊接接頭疲勞試驗(yàn)得出的用于焊縫疲勞壽命評(píng)估的新方法，在2007年該方法被寫進(jìn)ASME標(biāo)準(zhǔn)中。董博士將受外力作用下焊縫截面上沿厚度方向上的非線性應(yīng)力分成兩個(gè)部分：第一部分是由外力引起且與外力相互平衡的結(jié)構(gòu)應(yīng)力；第二部分是由焊接導(dǎo)致的非線性自平衡的缺口應(yīng)力?；谟邢拊ǎ煤缚p上的節(jié)點(diǎn)力與外力相平衡的條件求得結(jié)構(gòu)應(yīng)力。結(jié)構(gòu)應(yīng)力由兩部分組成，一是彎曲應(yīng)力σb，二是膜應(yīng)力σm。

董博士根據(jù)焊接結(jié)構(gòu)疲勞失效的機(jī)理，針對(duì)焊接接頭本身沒有裂紋萌生這一特點(diǎn)引入斷裂力學(xué)理論求解應(yīng)力強(qiáng)度因子K值，獲得焊縫處裂紋擴(kuò)展的規(guī)律，然后根據(jù)Paris壽命積分公式導(dǎo)出計(jì)算疲勞壽命的主S-N曲線。

2.2 基于結(jié)構(gòu)應(yīng)力法的虛擬疲勞試驗(yàn)流程

ASME(2015)標(biāo)準(zhǔn)給出了基于結(jié)構(gòu)應(yīng)力法對(duì)焊接結(jié)構(gòu)進(jìn)行疲勞強(qiáng)度評(píng)估防止其失效的概述與步驟。本文將該標(biāo)準(zhǔn)給定的評(píng)估方法用于上述的懸掛式單軌車輛轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架中，并總結(jié)出了以下幾個(gè)關(guān)鍵步驟：

(1) 定義構(gòu)架中要評(píng)估的焊縫，根據(jù)ASME標(biāo)準(zhǔn)中給定的結(jié)構(gòu)應(yīng)力法，求解疲勞試驗(yàn)第一階段4級(jí)載荷譜下焊縫上各節(jié)點(diǎn)的結(jié)構(gòu)應(yīng)力。由于結(jié)構(gòu)是線彈性的，疲勞試驗(yàn)第二、三階段的各工況結(jié)構(gòu)應(yīng)力可由載荷大小的比列算得。

(2) 計(jì)算第k級(jí)載荷譜下焊縫上各節(jié)點(diǎn)在最大和最小應(yīng)力工況下的彈性膜應(yīng)力和彎曲應(yīng)力(最大應(yīng)力工況記為m，最小應(yīng)力工況計(jì)為n)。利用這些數(shù)據(jù)，計(jì)算如下參數(shù)：

k級(jí)載荷譜下彈性膜應(yīng)力變化范圍：

k級(jí)載荷譜下彈性彎曲應(yīng)力變化范圍：

k級(jí)載荷譜下最大結(jié)構(gòu)應(yīng)力：

k級(jí)載荷譜下最小結(jié)構(gòu)應(yīng)力：

k級(jí)載荷譜下結(jié)構(gòu)應(yīng)力變化范圍：

(3) 計(jì)算第k級(jí)載荷譜下的等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力變化范圍：

(1)

(2)

(3)

(4)

其中：Rk為應(yīng)力比，為k級(jí)載荷譜下最小結(jié)構(gòu)應(yīng)力與最大結(jié)構(gòu)應(yīng)力的比值。

(4) 根據(jù)計(jì)算得到的等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力變化范圍計(jì)算循環(huán)次數(shù)Nk,選用98%可靠度-2σ的主S-N曲線參數(shù)，即：

Nk=(ΔSess，k/Cd)-1/h.

(5)

其中：Cd和h為試驗(yàn)常數(shù)，分別取值13 875.7和0.319 5。

(5) 計(jì)算第k級(jí)載荷譜下的疲勞損傷：

(6)

其中：nk為第k級(jí)載荷譜下的循環(huán)次數(shù)。

(6) 計(jì)算累積損傷，如果焊縫上各節(jié)點(diǎn)數(shù)據(jù)滿足式(7)，則證明該處焊接的設(shè)計(jì)是合格的。

(7)

3 構(gòu)架焊縫的疲勞累積損傷研究

將構(gòu)架的有限元模型導(dǎo)入到有限元計(jì)算軟件ANSYS中，計(jì)算疲勞載荷譜給出的第一階段8種應(yīng)力工況。選取主應(yīng)力幅值較大的節(jié)點(diǎn)進(jìn)行分析，若節(jié)點(diǎn)離焊縫較近，由此確定其為構(gòu)架中需要評(píng)估的焊縫。構(gòu)架部分待評(píng)估焊縫位置如圖2所示。

圖2 構(gòu)架部分待評(píng)估焊縫示意圖

將ANSYS計(jì)算結(jié)果文件RST導(dǎo)入FE-safe verity模塊中，對(duì)需要評(píng)估的焊縫進(jìn)行定義，焊穿的筋板需要在板厚方向上至少劃分三層網(wǎng)格才能定義環(huán)形焊線(如電機(jī)安裝座加強(qiáng)筋板)，利用有限無法求得焊縫上各節(jié)點(diǎn)在8個(gè)工況下的結(jié)構(gòu)應(yīng)力。以位于構(gòu)架懸吊部分加強(qiáng)筋板處焊縫b為例進(jìn)行分析,首先獲得焊縫b在各級(jí)載荷譜下各節(jié)點(diǎn)沿焊縫方向上的結(jié)構(gòu)應(yīng)力及結(jié)構(gòu)應(yīng)力變化范圍，然后根據(jù)彎曲載荷比I及板厚t等參數(shù)計(jì)算得到等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力變化范圍，該焊縫在每級(jí)載荷譜下的等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力變化范圍如圖3所示?；谏鲜龅刃ЫY(jié)構(gòu)應(yīng)力的計(jì)算結(jié)果，結(jié)合主S-N曲線計(jì)算焊縫上各節(jié)點(diǎn)的疲勞累積損傷，計(jì)算結(jié)果如圖4所示。

圖3 焊縫b在前4級(jí)載荷譜圖4 焊縫b各節(jié)點(diǎn)的 下的等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布變化范圍疲勞累積損傷

用上述的評(píng)估方法對(duì)焊接構(gòu)架中其余待評(píng)估的焊縫進(jìn)行累積損傷計(jì)算，結(jié)果表明構(gòu)架焊縫損傷總值均小于1.0，其中焊縫累積損傷最大處為焊縫距起始節(jié)點(diǎn)190 mm處的位置，累計(jì)損傷值為0.713。分析該節(jié)點(diǎn)在各級(jí)載荷譜下的損傷值，如圖5所示。計(jì)算結(jié)果表明：雖然相鄰載荷譜(如1、2級(jí)載荷譜)下作用力變化的幅值相同，但對(duì)焊縫造成的損傷值是不同的，表明制定疲勞載荷譜時(shí)不能僅依據(jù)作用力變化幅值而定；根據(jù)EN標(biāo)準(zhǔn)針對(duì)B-IV類轉(zhuǎn)向架所制定的疲勞載荷工況，曲線上造成的累計(jì)損傷值大于在道岔上造成的累計(jì)損傷值。

圖5 節(jié)點(diǎn)在各級(jí)載荷譜下的損傷值

4 結(jié)論

以懸掛式單軌車輛轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架為研究對(duì)象，總結(jié)了基于結(jié)構(gòu)應(yīng)力法對(duì)焊接構(gòu)架的評(píng)估步驟，并進(jìn)行了計(jì)算。結(jié)果表明構(gòu)架焊縫損傷總值均小于1.0，其中損傷最大值位于焊縫距起始節(jié)點(diǎn)190 mm處，數(shù)值為0.713。該方法可以有效地識(shí)別焊縫上各節(jié)點(diǎn)在每級(jí)載荷譜下的損傷值，這對(duì)構(gòu)架的設(shè)計(jì)修改具有一定的指導(dǎo)意義。

本文所研究的對(duì)象為懸掛式單軌車輛轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架，但由于結(jié)構(gòu)的相似性及受疲勞載荷作用的相似性，因此提供的研究方法對(duì)其余類型的轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架同樣適用，具有實(shí)際的參考和借鑒價(jià)值。