機(jī)車轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架輕型化評定和疲勞強(qiáng)度分析.

1、西南交通大學(xué)學(xué)報(bào)第34卷第1期Vol. 34 No. 11999 年 2 月 Feb. 1999J OU RNAL OF SOU THWEST JIAO TON G UN IV ERSIT Y機(jī)車轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架輕型化評定和疲勞強(qiáng)度分析米彩盈（西南交通大學(xué)機(jī)車車輛研究所成都610031摘 要 提出Bo2Bo軸式機(jī)車轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架輕型化評定準(zhǔn)則，根據(jù)構(gòu)架整 體結(jié)構(gòu)有限元法分析結(jié)果,用邊界元法分析了構(gòu)架側(cè)梁下蓋板橫向?qū)雍缚p的應(yīng)力 分布,討論對接焊縫因其根部未焊透引起的應(yīng)力集中和降低承受拉應(yīng)力的對接焊縫 應(yīng)力狀態(tài)的可行性方案，比較理論分析與疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果邊界元法能較為準(zhǔn)確地 評述焊縫區(qū)域的應(yīng)力分布

2、狀態(tài)。關(guān)鍵詞 邊界元法;疲勞裂紋;焊接結(jié)構(gòu)分類號U260. 331隨著鐵道車輛技術(shù)的發(fā)展，o在不同運(yùn)行:,1；對高速列車焊接構(gòu)架疲勞壽命 需滿足使用30年，每年運(yùn)行2,焊接構(gòu)架時(shí)有疲勞破壞發(fā)生，阻礙了焊接構(gòu)架輕型 化的實(shí)施。以160knVh BO 2Bo軸式準(zhǔn)高速內(nèi)燃機(jī)車H型焊接構(gòu)架為例.用邊界元法分析 焊接構(gòu)架側(cè)梁下蓋板橫向?qū)雍缚p在疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)中產(chǎn)生疲勞裂紋的原因。構(gòu)架的 側(cè)梁和牽引橫梁為箱型結(jié)構(gòu)，箱型梁的上、下蓋板厚為20mm ,腹板厚為10mm ,制 造材料為St52鋼板，焊縫未進(jìn)行TIG重熔處理.1輕型化評定準(zhǔn)則機(jī)車轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架設(shè)計(jì)及計(jì)算載荷包括垂向載荷、橫向載荷和縱向載荷, 橫向

3、載荷和縱向載荷的大小主要取決于垂向載荷，垂向載荷依賴于機(jī)車的軸重。垂 向載荷分別作用于構(gòu)架的、二系懸掛彈簧的安裝座處，在不考慮結(jié)構(gòu)剛度突變引起應(yīng)力集中的情況 下,BO 2Bo軸式機(jī)車轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架在三向復(fù)合載荷作用下承受的最大力矩和由此 引起的最大應(yīng)力出現(xiàn)在一、二系懸掛彈簧的安裝座區(qū)域附近。因此，由“軸距x軸重 /（構(gòu)架重量xlm得出的無量綱值能衡量焊接構(gòu)架的輕型化水平。表1給出了我國 高速動(dòng)力車轉(zhuǎn)向架GSD1及GSD2、德國西門子公司研制的準(zhǔn)高速內(nèi)燃機(jī)車DE30C ,AM TRA K轉(zhuǎn)向架及ICE高速動(dòng)力車轉(zhuǎn)向架和法國TGV高速動(dòng)力車 轉(zhuǎn)向架及焊接構(gòu)架的一些主要技術(shù)參數(shù)和“軸距x軸重/（構(gòu)架

4、重量xlm的值,由此可 見這六種焊接構(gòu)架的輕型化程度在同一水平上。收稿曰期:1998203217米彩盈:男.1965年生，講瓶碩士。表1 BO 2Bo軸式機(jī)車轉(zhuǎn)向架及焊接構(gòu)架主要技術(shù)參數(shù)機(jī)車種類機(jī)車代號軸重/tmm ,如圖2所示。按U IC61524評定為該焊接構(gòu)架的疲勞強(qiáng)度不合格，需進(jìn)一步改進(jìn)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和焊接工藝規(guī)程，重新制造焊接構(gòu)架進(jìn)行疲勞強(qiáng)度試驗(yàn)，直到8.0x106次內(nèi)不出現(xiàn)疲勞裂紋為止。圖2疲勞裂紋位置3疲勞裂紋分析用NASTRAN/ARIES6. 0有限元軟件對構(gòu)架結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行有限元分析,將構(gòu)架劃分為32891個(gè)三維20節(jié)點(diǎn)六面體實(shí)體單元、28個(gè)梁單元和24個(gè)桿單元，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為5893

5、6。梁單元模擬一系懸掛彈簧和軸箱拉 桿，二者之間的連接用桿單元模擬。垂向載荷作用于構(gòu)架側(cè)梁的二系懸掛彈簧安裝 座處，橫向載荷分別作用于構(gòu)架二系懸掛彈簧安裝座和橫向止擋上,縱向載荷作用于牽引橫梁上，邊界約束加于桿單 元的節(jié)點(diǎn)上。構(gòu)架焊縫的焊接接頭坡口形式為K型、V型和X型，在構(gòu)架試制后期,進(jìn)行了 焊接接頭試驗(yàn)，由于焊接工藝制定的不合理,X型對接焊縫在焊縫根部未焊透。因此, 為了分析X型對接焊縫產(chǎn)生疲勞裂紋的原因和焊縫缺口的應(yīng)力集中情況，用邊界元 法分析焊縫的應(yīng)力分布。3.1三維邊界元法基本原理對于一個(gè)三維彈性體結(jié)構(gòu),在各向同性、均勻的線彈性力學(xué)研究中，由廣義 虎克定律導(dǎo)出應(yīng)力、應(yīng)變關(guān)系的基本方程

6、為aseoij =2Pij +Akk ij應(yīng)變與位移滿足關(guān)系式 1J =由應(yīng)力描述的平衡方程為oij ,i+bj=O邊界條件為B ri:u i =11B r2:p i=i ijn(l 2(2 (3 (4式中:u i o, ij和:bj i nj ; ij為位移、u i 和 piBBv(l-2u ,彈性材料的切變模量：=ri+F2入;=2G,P=G, E為材料的彈性模量uG =+,為泊松比。由式(1 (4導(dǎo)出確定彈性材料的位移平衡方程為入(+卩 u k +pu j ,kk +b j =0(5根據(jù)邊界元理論4,由加權(quán)余量法導(dǎo)出彈性結(jié)構(gòu)體模型的邊界積分方程式 為(ui g( =c ij 級3(, x

7、pj (xdT(x -n ij g3(, x u j (x d T(x =p ij JQ3(, x b j (x d Q(x u ij (6式中:Cij為邊界面幾何特征參數(shù)。對光滑邊界面c ij =6ij /2;當(dāng)時(shí),c ijU =01J O為了求邊界積分方程的數(shù)值解，需將結(jié)構(gòu)體模型的邊界r離散為n b個(gè)邊界單 元，每個(gè)單元內(nèi)的坐標(biāo)x、面力p和位移11用相應(yīng)的節(jié)點(diǎn)值X n , p n和u n及插值函 數(shù)矩陣的乘積cp表示為TnTiiTii(7x =(px u =(pu p =pp將空間域Q離散為N個(gè)單元，綜合式(6和(7導(dǎo)出每個(gè)邊界點(diǎn)都滿足的矩 陣方程式6=F (8 A式中:A為系數(shù)矩陣;6為

8、待求邊界位移和載荷矩陣;F為作用載荷和體積力綜合 項(xiàng)矩陣。由矩陣方程式(8即可求得未知節(jié)點(diǎn)位移和節(jié)點(diǎn)力，方程(8為邊界元法的基本方 程。3. 2邊界元法計(jì)算方法對焊接構(gòu)架整體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行分析時(shí),不考慮焊縫缺口對結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布的 影響，將焊縫接頭形狀簡化為結(jié)合線;用邊界元法確定焊接接頭缺口的應(yīng)力分布時(shí)， 將焊縫缺口的形狀用缺口線描述:焊縫缺口疲勞強(qiáng)度評定采用主應(yīng)力法5。對焊接 構(gòu)架整體結(jié)構(gòu)實(shí)施有限元網(wǎng)格離散第1期米彩盈:機(jī)車轉(zhuǎn)向架焊接構(gòu)架輕型化評定和疲勞強(qiáng)度分析107時(shí)應(yīng)將焊縫的缺口線和焊縫結(jié)合線取在同一位置，整體結(jié)構(gòu)有限元分析結(jié)果作 為焊縫接頭邊界元法分析的邊界條件。橫向?qū)雍缚p缺口離散網(wǎng)格如圖

9、3所示。33計(jì)算結(jié)果與分析出現(xiàn)疲勞裂紋區(qū)域的有關(guān)實(shí)測峰值應(yīng)力、邊界元法確定的焊縫缺口線和結(jié) 構(gòu)有限元法確定的焊縫結(jié)合線應(yīng)力分布結(jié)果在構(gòu)架側(cè)梁下蓋板橫向?qū)雍缚p的分布 如圖4所示。曲線1I丄接合線 缺口纟圖3橫向?qū)雍缚p缺口4;曲線3為邊界元法確定的主應(yīng)力；，來源于St52鋼的2K 2Jasper圖6。焊縫區(qū)域的應(yīng)力在整體結(jié)構(gòu)有限元分析結(jié)果中不超過其許用應(yīng)力，由于焊縫根 部未焊透引起的應(yīng)力集中和側(cè)梁上、下蓋板與腹板受力不均勻，引起側(cè)梁下蓋板橫 向?qū)雍缚p及熱影響區(qū)應(yīng)力分布的不均勻性，其應(yīng)力峰值超過許用應(yīng)力，且接近優(yōu)質(zhì) 焊縫的屈服極限。分析疲勞試驗(yàn)結(jié)果得出該區(qū)域的主應(yīng)力循環(huán)特性r在0. S =32

10、7. 3MPa。434-0.611的范圍內(nèi)，對于優(yōu)質(zhì)焊縫，與其相對應(yīng)的許用應(yīng)力范圍為181. 58 205. 51 MPa ,如圖4所示的曲線4。從圖4中的曲線2,3和4可以看出，焊縫區(qū)域多 數(shù)點(diǎn)的主應(yīng)力均超過其相應(yīng)的許用應(yīng)力,且疲勞試驗(yàn)結(jié)果與邊界元法的分析結(jié)果相 吻合,大于整體結(jié)構(gòu)彈性有限元分析結(jié)果（曲線1。由于對接焊縫根部存在未焊透缺 陷，在焊縫區(qū)域的應(yīng)力集中系數(shù)高達(dá)1.5 23倍。3.4降低橫向?qū)雍缚p應(yīng)力的方法在側(cè)梁下蓋板橫向?qū)雍缚p出現(xiàn)疲勞裂紋的構(gòu)架中，為了降低側(cè)梁下蓋板 橫向?qū)雍缚p承受的拉應(yīng)力和剪應(yīng)力，采用了在側(cè)梁下蓋板上縱向配筋措施。大量 的試驗(yàn)研究表明7:提高承受拉應(yīng)力和剪應(yīng)

11、力區(qū)域疲勞壽命的有效措施是盡量減少該區(qū)域的焊縫 數(shù)量。因此，構(gòu)架疲勞實(shí)驗(yàn)后,在改進(jìn)的側(cè)梁結(jié)構(gòu)中，采用了將側(cè)梁下蓋板厚度在原 板厚度基礎(chǔ)上増加2mm代替原來的配筋方案，側(cè)梁截面形心位置（與配筋方案相比 降低了 3.5mm。構(gòu)架整體結(jié)構(gòu)有限元強(qiáng)度分析結(jié)果指出:該區(qū)域的主應(yīng)力降低了22. 7%;在橫向?qū)雍缚p區(qū)域的最大VON MISES等效應(yīng)力為108. 2MPa ;用邊界元 法分析的最大等效應(yīng)力為126. 3MPa (去除對接焊縫加強(qiáng)高，不考慮焊縫可能存在的 焊接缺陷，其主應(yīng)力均小于與其相對應(yīng)的許用應(yīng)力；構(gòu)架的扭轉(zhuǎn)剛度降低了 10. 1%, 在由于線路的軌道不平順產(chǎn)生的扭曲載荷作用下，側(cè)梁應(yīng)力分布

12、更趨于均勻化。西南交通大學(xué)學(xué)報(bào)第34卷1084結(jié)論(1在整體結(jié)構(gòu)有限元分析的基礎(chǔ)上，邊界元法是確定焊縫疲勞強(qiáng)度儲(chǔ)備的 有效方法；(2從理論上分析了降低構(gòu)架側(cè)梁橫向?qū)雍缚p拉應(yīng)力的可行性方案，通過改變 箱型梁截面形心位置能有效地降低側(cè)梁下蓋板橫向?qū)雍缚p的應(yīng)力分布；(3 “軸距X軸重/(構(gòu)架重量xlm-這一無量綱值能準(zhǔn)確地反映焊接構(gòu)架的輕型化 水平，該值越大表明構(gòu)架的輕型化水平越高。參考文獻(xiàn)1 Internationaler Eisen verband. U IC 51524 1993Eisenbahnfahrzeuge f iir denTrans port von Fahrg sten :L

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16、y , Chengdu 610031, ChinaAbstract The rule for assessing the lightening of welded frame of Bo 2Bo locomotive bogie is proposed. Based on the analysis result of the frame 7is whole structure with finite element method , the stress distribution in the lateral butt 2weld on the bottom cover plate of the side beam of the frame is analyzed with boundary element method The stress concentration due to the incomplete penetration root of the weld is discussed , and a feasible scheme to reduce the stress in the tensile butt 2weld is presented A com