習(xí)文順，任鑫焱，張金元,2，郭峰，吳圣川，李忠文，韓曉輝

(1.西南交通大學(xué),牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,成都,610031；2.中航西安飛機(jī)工業(yè)集團(tuán)股份有限公司,西安,710000；3.中車青島四方機(jī)車車輛股份有限公司,青島,266111)

0 序言

截止2020 年底，中國(guó)高鐵實(shí)際運(yùn)營(yíng)規(guī)模和總里程以及動(dòng)車組保有量均位居世界第一.隨著運(yùn)用載荷和環(huán)境越發(fā)嚴(yán)苛，需對(duì)車輛結(jié)構(gòu)的長(zhǎng)效安全指標(biāo)提出更高的要求.轉(zhuǎn)向架作為車輛的重要組成部分，主要承擔(dān)車輛的安全運(yùn)行功能，而焊接構(gòu)架作為轉(zhuǎn)向架的核心部件，直接關(guān)系到列車的運(yùn)用安全，進(jìn)一步提升其強(qiáng)度和疲勞壽命儲(chǔ)備至關(guān)重要[1].

輕質(zhì)鈦合金材料具有比強(qiáng)度高、可焊性好、可加工性良好和耐腐蝕性優(yōu)等特點(diǎn)，在軌道交通領(lǐng)域具有巨大應(yīng)用前景[2-3].黃志輝等人[4]探索了一種用于車輛上的鈦合金彈簧，與傳統(tǒng)彈簧相比，該鈦合金彈簧具有強(qiáng)度高、阻尼性好、重量輕和耐腐蝕等優(yōu)點(diǎn)，可以替代傳統(tǒng)彈簧.徐俊陽(yáng)等人[5]介紹了一種鈦合金列車連接件的應(yīng)用，該鈦合金連接件具有承載能力高、耐低溫能力強(qiáng)和比強(qiáng)度高的優(yōu)點(diǎn).Cui 等人[6]介紹了鈦合金在車輛、航空航天、軍事上的廣泛應(yīng)用.才鶴等人[7]把鈦合金應(yīng)用于轉(zhuǎn)向架側(cè)梁結(jié)構(gòu)中，針對(duì)焊接質(zhì)量和尺寸編制了合理的焊接工藝流程，提出了鈦合金轉(zhuǎn)向架側(cè)梁結(jié)構(gòu)的服役潛能.相比傳統(tǒng)S355 耐候鋼材料，鈦合金構(gòu)架一方面能夠?qū)崿F(xiàn)結(jié)構(gòu)輕量化設(shè)計(jì)，降低簧下重量，緩和動(dòng)力作用；另一方面鈦合金材料具備更優(yōu)良的基本力學(xué)性能和抗疲勞性能，為下一代構(gòu)架提供更充分的安全裕度和結(jié)構(gòu)優(yōu)化空間.

為探索轉(zhuǎn)向架輕量化技術(shù)，開(kāi)展了TIG 電弧焊接TC4 鈦合金試驗(yàn)，分析了母材和接頭的力學(xué)性能和疲勞性能；參照EN 13749 標(biāo)準(zhǔn)、UIC 615-4 標(biāo)準(zhǔn)及運(yùn)營(yíng)條件，制定了15 項(xiàng)靜強(qiáng)度工況和33 項(xiàng)疲勞強(qiáng)度工況，建立了新型TC4 鈦合金和既有S355 耐候鋼兩種材質(zhì)焊接構(gòu)架有限元模型，完成了兩種材質(zhì)構(gòu)架的靜強(qiáng)度和疲勞強(qiáng)度評(píng)估；基于線路實(shí)測(cè)載荷譜，分析了兩種焊接構(gòu)架關(guān)鍵部位的疲勞壽命.

1 試驗(yàn)方法

1.1 組織與硬度

采用鎢極氬弧填絲焊接工藝以多層多焊道方式對(duì)厚度8 mm 鈦合金鑄板對(duì)接成形[8]，在垂直于焊縫方向取鈦合金焊接接頭試樣，經(jīng)過(guò)磨制、拋光和清洗，并拍攝如圖1 所示的接頭組織形貌.由圖可見(jiàn)，母材區(qū)向焊接區(qū)過(guò)渡時(shí)晶粒尺寸發(fā)生了明顯變化，這主要是由于焊接熱循環(huán)引起了基體中β 相長(zhǎng)大，熱影響區(qū)的組成為柱狀晶和等軸晶粒[9].

圖1 焊縫接頭硬度分布及顯微組織形貌Fig.1 Hardness distribution and microstructures of welded joint

硬度測(cè)試發(fā)現(xiàn)，在距離上表面3.5，6.5 和7.5 mm 處，由于過(guò)熱組織的存在，熱影響區(qū)的硬度高于母材和焊縫，而母材的硬度略低于焊縫中心，屬于等強(qiáng)度甚至高強(qiáng)度匹配接頭.分析認(rèn)為，焊縫區(qū)微觀組織主要由含有網(wǎng)籃狀組織α′的β 相和片狀初生α 相組成，從而提高了其強(qiáng)度和硬度[10].

1.2 軸向拉伸性能

力學(xué)性能是強(qiáng)度設(shè)計(jì)的重要依據(jù)，考慮到鈦合金板材和接頭性能差異性，對(duì)母材和接頭分別進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，其中BM 代表母材，WM 代表接頭.軸向拉伸試驗(yàn)參考國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 228.1—2010 和GB/T 2651—2008 進(jìn)行試樣設(shè)計(jì)，其中厚度8 mm，標(biāo)距段寬度16 mm，平行段長(zhǎng)度60 mm，夾持端寬度25 mm，總長(zhǎng)140 mm.試驗(yàn)在MTS 810 電液伺服疲勞試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行，在試驗(yàn)過(guò)程中，重點(diǎn)針對(duì)焊接接頭進(jìn)行試驗(yàn)，母材性能參照文獻(xiàn)[11-12].最終獲得如圖2 的鈦合金材料的拉伸曲線，其軸向拉伸力學(xué)性能數(shù)據(jù)見(jiàn)表1[13].

從圖2 和表1 可以看出，焊接TC4 鈦合金的抗拉強(qiáng)度明顯高于S355 耐候鋼，且TC4 鈦合金母材的抗拉強(qiáng)度要大于接頭，但兩者的屈服強(qiáng)度相近，S355 耐候鋼母材與接頭拉伸性能相似.此外，TC4鈦合金母材區(qū)和接頭區(qū)屈強(qiáng)比分別為0.82 和0.95，傳統(tǒng)S355 耐候鋼母材和接頭的屈強(qiáng)比分別為0.72和0.77.由此可見(jiàn)，TC4 鈦合金在轉(zhuǎn)向架構(gòu)架輕量化設(shè)計(jì)中，具有較大的抗斷裂能力和安全儲(chǔ)備.

圖2 TC4 鈦合金母材及接頭的軸向拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.2 Axial tensile stress-strain curves of base metal and welded joint of TC4 titanium alloy.(a) tensile property curve of titanium alloy base metal;(b)tensile property curve of titanium alloy welded joint

表1 TC4 鈦合金和S355 耐候鋼拉伸力學(xué)性能Table 1 Tensile mechanical properties of TC4 titanium alloy and S355 weathering steel

1.3 高周疲勞性能

基于國(guó)際焊接學(xué)會(huì)IIW 標(biāo)準(zhǔn)的統(tǒng)計(jì)方法，并結(jié)合逆向統(tǒng)計(jì)推斷方法，可以獲得高周疲勞壽命(Nf)曲線[14-15].疲勞S-N曲線一般可表示為

式中：m和C是材料的擬合常數(shù)；σa為應(yīng)力幅值.

根據(jù)文獻(xiàn)[16-19]獲得如圖3 所示的高周疲勞S-N曲線.分析可知，TC4 鈦合金在應(yīng)力比R=-1 時(shí)，母材和TIG 弧焊接頭處的疲勞極限Δσb分別為571 和284 MPa；在R=0.1 時(shí)，母材和TIG 弧焊接頭處的疲勞極限Δσb分別為341 和182 MPa，母材區(qū)的疲勞極限遠(yuǎn)大于接頭處的疲勞極限.文獻(xiàn)[13]測(cè)得S355 耐候鋼母材和接頭在R=0.1 時(shí)的疲勞極限分別為164 和129 MPa，均明顯低于TC4 鈦合金.R=-1 時(shí)的疲勞S-N曲線用于繪制Goodman 圖；R=0.1 時(shí)疲勞S-N曲線用于疲勞壽命估算.

圖3 TC4 鈦合金疲勞S-N 曲線Fig.3 Fatigue S-N curve of TC4 titanium alloy

2 焊接構(gòu)架有限元模型

2.1 網(wǎng)格劃分

以現(xiàn)役350 km/h 高速列車箱形構(gòu)架為對(duì)象，基于HyperMesh 軟件對(duì)焊接構(gòu)架幾何模型進(jìn)行單元網(wǎng)格劃分.考慮到計(jì)算精度、收斂性和效率的影響，以及國(guó)內(nèi)高速轉(zhuǎn)向架構(gòu)架常對(duì)焊縫進(jìn)行打磨，焊接構(gòu)架中母材部分以高精度的C3D8 六面體單元為主，而焊縫區(qū)和其它附屬結(jié)構(gòu)以四面體單元C3D4和五面體單元C3D6 作為過(guò)渡，單元大小5 mm，總數(shù)2 035 460，節(jié)點(diǎn)總數(shù)2 657 930.為確保計(jì)算精度，焊接構(gòu)架有限元模型所有板材在厚度方向至少應(yīng)具有兩層高精度單元.根據(jù)這一原則，最終建立如圖4 所示新型鈦合金焊接構(gòu)架有限元仿真模型，其中粉紅色部分為焊縫區(qū)，藍(lán)色部分為母材區(qū).

圖4 載荷施加位置及邊界約束條件Fig.4 Load position and boundary constraint

2.2 載荷及邊界

依據(jù)現(xiàn)有構(gòu)架載荷[20-21]，結(jié)合實(shí)際服役中的受載狀態(tài)，針對(duì)所研究的構(gòu)架類型，施加如圖4 所示的載荷形式.為了簡(jiǎn)化分析，建立假軸模型代替車輛服役中輪對(duì)和軸箱的承載作用，紅色虛線為建立的假軸模型.此處對(duì)假軸施加載荷和邊界約束來(lái)模擬輪對(duì)和軸箱對(duì)構(gòu)架的載荷作用，邊界約束條件如圖4 所示[13].由于假軸模型的存在，可以模擬計(jì)算扭轉(zhuǎn)工況，且扭轉(zhuǎn)工況通過(guò)對(duì)側(cè)梁對(duì)角端點(diǎn)施加垂向位移計(jì)算.

2.3 靜強(qiáng)度校核工況

基于EN 13749 標(biāo)準(zhǔn)和UIC 615-4 標(biāo)準(zhǔn)，確定15 項(xiàng)靜強(qiáng)度評(píng)估載荷工況，包括2 項(xiàng)超常載荷和13 項(xiàng)運(yùn)營(yíng)載荷，其中超常載荷是構(gòu)架運(yùn)行中可能出現(xiàn)的最大載荷，也是靜強(qiáng)度分析的主要依據(jù).15 項(xiàng)載荷工況由垂向載荷、橫向載荷和扭轉(zhuǎn)載荷組成，按照質(zhì)量比例及構(gòu)架結(jié)構(gòu)，考慮軌距等線路因素確定分配比例.橫向載荷分別作用于空氣彈簧座和橫向止擋處，扭轉(zhuǎn)載荷等效為斜對(duì)稱車輪處的位移.

(1)根據(jù)超常載荷的計(jì)算方法，可以獲得超常運(yùn)行工況下的橫向、垂向及扭轉(zhuǎn)載荷，其中扭轉(zhuǎn)載荷按照線路最大扭曲量的10‰計(jì)算.

式中：FZmax和FYmax分別為超常載荷下的橫向載荷和垂向載荷；mv為車輛自重；m+為轉(zhuǎn)向架自重;C1為超常運(yùn)行載荷總質(zhì)量；nb為每個(gè)車廂的轉(zhuǎn)向架數(shù)量；ne為每個(gè)轉(zhuǎn)向架的軸數(shù)；g為重力加速度.

(2)根據(jù)運(yùn)營(yíng)載荷的計(jì)算方法，可以計(jì)算正常運(yùn)行下的橫向載荷、垂向載荷和扭轉(zhuǎn)載荷，其中扭轉(zhuǎn)載荷按照線路最大扭曲量的5‰計(jì)算.

式中：FZ和FY分別為運(yùn)營(yíng)載荷下的橫向載荷和垂向載荷；C2為超載運(yùn)行載客總質(zhì)量.

2.4 疲勞強(qiáng)度校核工況

高速列車運(yùn)行工況和環(huán)境復(fù)雜.因此疲勞強(qiáng)度分析中要綜合考慮垂向載荷、橫向載荷、扭轉(zhuǎn)載荷、驅(qū)動(dòng)載荷、制動(dòng)載荷、電機(jī)載荷、抗側(cè)滾扭桿載荷和減振器載荷等.依照TB/T 2368—2005《動(dòng)力轉(zhuǎn)向架構(gòu)架強(qiáng)度試驗(yàn)方法》標(biāo)準(zhǔn)及國(guó)際上鐵路車輛構(gòu)架強(qiáng)度評(píng)估流程，確定33 項(xiàng)疲勞載荷工況.

式中：FX為縱向載荷；FZ_brake為制動(dòng)載荷；Fgz為驅(qū)動(dòng)載荷；Fng為抗側(cè)滾扭桿座載荷；az為列車常用制動(dòng)的減速度；R為車輪半徑；r為制動(dòng)盤摩擦半徑；M為電機(jī)牽引力矩；i為齒輪箱傳動(dòng)比；Ip為扭轉(zhuǎn)剛度；θ為運(yùn)營(yíng)載荷下車體側(cè)滾角；L為安裝座跨距.此外制動(dòng)載荷和驅(qū)動(dòng)載荷不能同時(shí)出現(xiàn).

3 強(qiáng)度分析

3.1 靜強(qiáng)度分析

名義應(yīng)力方法用安全系數(shù)進(jìn)行靜強(qiáng)度評(píng)估，其中安全系數(shù)等于材料許用應(yīng)力與Mises 應(yīng)力的比值，母材和接頭處的安全系數(shù)閾值一般為1.0 和1.1[22].若靜強(qiáng)度分析得到的安全系數(shù)大于材料的安全系數(shù)閾值時(shí)，表示構(gòu)架滿足靜強(qiáng)度條件.

通過(guò)分析靜強(qiáng)度載荷工況下的Mises 應(yīng)力分布云圖，可以發(fā)現(xiàn)15 種載荷工況下的應(yīng)力峰值區(qū)域主要分布在側(cè)梁與橫梁連接圓弧過(guò)渡處、側(cè)梁與扭桿座連接圓弧過(guò)渡處和兩側(cè)的橫向止擋處.同理對(duì)同結(jié)構(gòu)的既有S355 耐候鋼焊接構(gòu)架進(jìn)行靜強(qiáng)度評(píng)估，將鈦合金和耐候鋼材質(zhì)構(gòu)架計(jì)算結(jié)果匯總于表2.這里僅對(duì)超常載荷工況2 和運(yùn)營(yíng)載荷工況14 的Mises 應(yīng)力云圖進(jìn)行對(duì)比展示，如圖5 所示.

圖5 既有S355 耐候鋼和新型TC4 鈦合金構(gòu)架典型工況下的Mises 應(yīng)力云圖Fig.5 Mises stress distribution of the existing S355 weathering steel and new TC4 titanium alloy frame under typical cases.(a) S355 bogie frame loading case 2;(b) TC4 bogie frame loading case 2;(c) S355 bogie frame loading case 14;(d) TC4 bogie frame loading case 14

表2 新型TC4 鈦合金和既有S355 耐候鋼焊接構(gòu)架的靜強(qiáng)度評(píng)估結(jié)果與對(duì)比Table 2 Comparison and evaluation results of static strength of welded bogie frames of new TC4 titanium alloy and the existing S355 weathering steel

由表2 可知，TC4 鈦合金焊接構(gòu)架的應(yīng)力峰值大于相同工況下S355 耐候鋼構(gòu)架，表明其可承受更大的結(jié)構(gòu)應(yīng)力.其中鈦合金和耐候鋼構(gòu)架的最大Mises 應(yīng)力都出現(xiàn)在超常載荷工況2，分別為312 和275 MPa，可估算該焊接構(gòu)架最小安全系數(shù)分別為2.8 和1.5，均大于構(gòu)架母材區(qū)和焊縫區(qū)的安全系數(shù)閾值.因此鈦合金和耐候鋼構(gòu)架滿足靜強(qiáng)度安全準(zhǔn)則；但由于鈦合金材料抗拉強(qiáng)度較高，其安全系數(shù)約為同工況耐候鋼構(gòu)架安全系數(shù)的2 倍.

3.2 基于無(wú)限壽命疲勞強(qiáng)度分析

使用Smith-Goodman 圖分別對(duì)鈦合金和耐候鋼構(gòu)架進(jìn)行疲勞強(qiáng)度評(píng)估，其中σm為平均應(yīng)力，σa為應(yīng)力幅，σmax和σmin分別表示最大與最小應(yīng)力.根據(jù)各工況下應(yīng)力分布及文獻(xiàn)[23]確定關(guān)鍵位置分別為側(cè)梁與抗側(cè)滾扭桿座連接圓弧處、側(cè)梁與橫梁連接圓弧處和定位轉(zhuǎn)臂安裝座與側(cè)梁連接焊縫處.將各工況下的關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)應(yīng)力數(shù)據(jù)繪入修正的Goodman 疲勞極限圖中，如圖6 所示.可見(jiàn)兩種材料構(gòu)架所有的母材和焊縫關(guān)鍵區(qū)域節(jié)點(diǎn)都處于包絡(luò)線內(nèi)，均滿足疲勞強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求，且鈦合金Goodman 圖包絡(luò)區(qū)域遠(yuǎn)大于耐候鋼，安全儲(chǔ)備裕度大，具有較大的優(yōu)化設(shè)計(jì)空間.

圖6 兩種材質(zhì)焊接構(gòu)架的疲勞強(qiáng)度Goodman 評(píng)估圖Fig.6 Goodman assessment diagram of fatigue strength for welded bogie frames of two materials

4 基于Miner 損傷累積壽命評(píng)估

車輛在運(yùn)行過(guò)程中，構(gòu)架承受著復(fù)雜的動(dòng)載荷，采用如表3 實(shí)際運(yùn)營(yíng)20 × 107m 所測(cè)得的8 級(jí)線路載荷譜[24]進(jìn)行壽命評(píng)估.根據(jù)構(gòu)架分別在橫向載荷和垂向載荷作用下的Mises 應(yīng)力云圖確定構(gòu)架危險(xiǎn)部位，計(jì)算得到構(gòu)架在橫向載荷和垂向載荷下關(guān)鍵部位的應(yīng)力幅值σa.在8 級(jí)橫向載荷下，焊接構(gòu)架的危險(xiǎn)部位主要分布在定位轉(zhuǎn)臂安裝座與側(cè)梁連接焊縫處、縱向輔助梁箱體內(nèi)部加強(qiáng)筋、縱向輔助梁箱體內(nèi)側(cè)、橫向止擋與橫梁箱體圓弧連接處及側(cè)梁與橫梁上部連接圓弧處；在8 級(jí)垂向載荷下，焊接構(gòu)架的危險(xiǎn)部位主要分布在垂向減振器安裝座、橫梁箱體下部?jī)?nèi)側(cè)圓弧處、橫梁箱體上部外側(cè)圓弧處、側(cè)梁與橫梁下部連接圓弧處及定位轉(zhuǎn)臂安裝座與側(cè)梁連接焊縫處.

表3 高速動(dòng)車組轉(zhuǎn)向架構(gòu)架的載荷譜Table 3 Load spectrum of bogie frame of high-speed EMU

基于線性Miner 疲勞損傷累積準(zhǔn)則理論和式(1)得到8 級(jí)載荷譜作用下的損傷累積值，即

式中：σai和ni分別為損傷應(yīng)力幅值及對(duì)應(yīng)的頻數(shù)；Ni為在第i級(jí)載荷下的壽命.

令構(gòu)架在公里數(shù)L下的總損傷為D，壽命里程為L(zhǎng)1,臨界損傷值為D1，則

根據(jù)FKM 推薦，臨界損傷值D1取0.3.使用圖3 中應(yīng)力比為0.1 的疲勞S-N曲線進(jìn)行計(jì)算，可得到兩種材質(zhì)鋼焊接構(gòu)架分別在橫向和垂向載荷作用下各關(guān)鍵部位的損傷情況及服役里程.例如，鈦合金和耐候鋼焊接構(gòu)架在8 級(jí)載荷譜下各部位在運(yùn)營(yíng)20 × 107m 后最大損傷出現(xiàn)在縱向輔助梁箱體內(nèi)部加強(qiáng)筋處，分別為9.73 × 10-5和1.79 ×10-4，其余關(guān)鍵部位滿足無(wú)限壽命，且焊縫處的最大損傷出現(xiàn)在橫向止擋與橫梁箱體連接處，以現(xiàn)役動(dòng)車組年運(yùn)行30 × 107m 計(jì)算，鈦合金和耐候鋼構(gòu)架臨界安全區(qū)的服役壽命均滿足35 年設(shè)計(jì)要求，且鈦合金構(gòu)架的估算壽命約為耐候鋼構(gòu)架的2 倍.

綜上分析，根據(jù)靜強(qiáng)度、疲勞強(qiáng)度與損傷累積壽命計(jì)算結(jié)果，發(fā)現(xiàn)新型鈦合金材質(zhì)的轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架的強(qiáng)度裕度及疲勞壽命儲(chǔ)備較高，具有較大的優(yōu)化空間，為更高速的高速列車轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架的輕量化設(shè)計(jì)及服役定壽提供了數(shù)據(jù)參考與科學(xué)支撐.需要指出的是，文中的手工TIG 焊后未開(kāi)展上下余高打磨，而實(shí)際構(gòu)架成形后對(duì)重要焊縫進(jìn)行了精細(xì)打磨，研究表明對(duì)服役性能提升比較顯著[25]；與此同時(shí)，對(duì)焊接構(gòu)架的輕量化設(shè)計(jì)僅依據(jù)疲勞性能提升效果是遠(yuǎn)遠(yuǎn)不夠的，還需開(kāi)展構(gòu)架動(dòng)力學(xué)性能評(píng)估，得到優(yōu)化構(gòu)架的疲勞性能與動(dòng)力性能最佳組合.

5 結(jié)論

(1)在15 項(xiàng)靜強(qiáng)度工況下，焊接構(gòu)架應(yīng)力峰值位置主要分布在側(cè)梁與橫梁圓弧過(guò)渡處、橫向止擋和側(cè)梁與抗側(cè)滾扭桿座圓弧過(guò)渡處，鈦合金和耐候鋼構(gòu)架應(yīng)力峰值分別為312 和275 MPa，最小安全系數(shù)分別為2.8 和1.5，均滿足設(shè)計(jì)要求.

(2)在33 項(xiàng)疲勞強(qiáng)度工況下，焊接構(gòu)架應(yīng)力峰值位于側(cè)梁與抗側(cè)滾扭桿座連接和橫梁連接圓弧處及定位轉(zhuǎn)臂安裝座與側(cè)梁連接焊縫處，所有關(guān)鍵位置均被疲勞極限圖有效包絡(luò)，且新型TC4 鈦合金構(gòu)架Goodman 圖包絡(luò)空間遠(yuǎn)大于S355 耐候鋼.

(3)基于Miner 線性累積損傷理論，TC4 鈦合金和S355 耐候鋼焊接構(gòu)架在8 級(jí)載荷譜作用下的最大累積損傷出現(xiàn)在縱向輔助梁箱體內(nèi)部加強(qiáng)筋處，且前者估算壽命約為后者2 倍.