機車轉向架焊接構架輕型化評定和疲勞強度分析

1、西南交通大學學報第34卷第1期Vol. 34No. 11999年2月Feb. 1999J OU RNAL OF SOU THWEST J IAO TON G UN IV ERSIT Y機車轉向架焊接構架輕型化評定和疲勞強度分析米彩盈(西南交通大學機車車輛研究所成都610031摘要提出Bo 2Bo 軸式機車轉向架焊接構架輕型化評定準則, 根據構架整體結構有限元法分析結果, 用邊界元法分析了構架側梁下蓋板橫向對接焊縫的應力分布, 討論對接焊縫因其根部未焊透引起的應力集中和降低承受拉應力的對接焊縫應力狀態(tài)的可行性方案, 比較理論分析與疲勞強度試驗結果, 邊界元法能較為準確地評述焊縫區(qū)域的應力分布狀態(tài)

2、。關鍵詞邊界元法; 疲勞裂紋; 焊接結構分類號U260. 331隨著鐵道車輛技術的發(fā)展, , 。在不同運行:, 1; 對高速列車焊接構架疲勞壽命需滿足使用30年, 每年運行2, 焊接構架時有疲勞破壞發(fā)生, 阻礙了焊接構架輕型化的實施。以160km/h BO 2Bo 軸式準高速內燃機車H 型焊接構架為例, 用邊界元法分析焊接構架側梁下蓋板橫向對接焊縫在疲勞強度試驗中產生疲勞裂紋的原因。構架的側梁和牽引橫梁為箱型結構, 箱型梁的上、下蓋板厚為20mm , 腹板厚為10mm , 制造材料為St52鋼板, 焊縫未進行TIG 重熔處理。1輕型化評定準則機車轉向架焊接構架設計及計算載荷包括垂向載荷、橫向載

3、荷和縱向載荷, 橫向載荷和縱向載荷的大小主要取決于垂向載荷, 垂向載荷依賴于機車的軸重。垂向載荷分別作用于構架的一、二系懸掛彈簧的安裝座處, 在不考慮結構剛度突變引起應力集中的情況下,BO 2Bo 軸式機車轉向架焊接構架在三向復合載荷作用下承受的最大力矩和由此引起的最大應力出現(xiàn)在一、二系懸掛彈簧的安裝座區(qū)域附近。因此, 由“軸距×軸重/(構架重量×1m " 得出的無量綱值能衡量焊接構架的輕型化水平。表1給出了我國高速動力車轉向架GSD1及GSD2、德國西門子公司研制的準高速內燃機車 DE30C ,AM TRA K 轉向架及ICE 高速動力車轉向架和法國TGV 高速

4、動力車轉向架及焊接構架的一些主要技術參數和“軸距×軸重/(構架重量×1m " 的值, 由此可見這六種焊接構架的輕型化程度在同一水平上。收稿日期:1998203217米彩盈:男,1965年生, 講師, 碩士。 表1BO 2Bo 軸式機車轉向架及焊接構架主要技術參數機車種類機車代號軸重/t軸距/m 構架結構形式構架重量/kg軸距×軸重/(構架重量×1m GSD119. 53. 0高速電力機車GSD2193. 0H 型163035. 0TGV 173. 0H 型120042. 5ICE 193. 0準高速內燃機車DE30C 302. 9H 型2300

5、37. 8AM TRA K 302. 7H 型200040. 5口字型150039. 0口字型150038. 02焊接構架疲勞強度試驗構架疲勞強度試驗的主要目的是驗證其疲勞強度, 找出強度最薄弱的區(qū)域和評價疲勞壽命。疲勞試驗加載情況如圖1所示。構架疲勞強度試驗按U ICMerkblatt 61524(1994 3(簡稱U IC61524 實施, 總載荷循環(huán)次數為1. 0×107次, 荷由垂向載荷、橫向載荷、, 圖1焊接構架疲勞強度試驗加載示意圖F z 1F z 2為垂向載荷, 作用于二系彈簧座處;F y 1,F y 2和F y 3為橫向載荷, 分別作用于二系彈簧座處和橫向止擋處; F

6、 x 1和F x 2為縱向載荷, 作用于軸箱拉桿座處; F t 1和F t 2為扭曲載荷, 作用于一系彈簧座處。構架疲勞試驗第二階段(8. 0×106次 結束后, 經無損檢查(磁粉探傷法和著色滲透法 發(fā)現(xiàn)在焊接構架側梁下蓋板橫向對接焊縫區(qū)域發(fā)現(xiàn)疲勞裂紋, 裂紋沿焊縫截面厚度方向的長度約4mm , 如圖2所示。按U IC61524評定為該焊接構架的疲勞強度不合格, 需進一步改進結構設計和焊接工藝規(guī)程, 重新制造焊接構架進行疲勞強度試驗, 直到8. 0×106次內不出現(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有限元軟件對構架結構強度進行有

7、限元分析, 將構架劃分為32891個三維20節(jié)點六面體實體單元、28個梁單元和24個桿單元, 節(jié)點總數為58936。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。垂向載荷作用于構架側梁的二系懸掛彈簧安裝座處, 橫向載荷分別作用于構架二系 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)點上。構架焊縫的焊接接頭坡口形式為K 型、V 型和X 型, 在構架試制后期, 進行了焊接接頭試驗, 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 型對接焊縫產生疲勞裂紋的原因和焊縫缺口的應力集中情況, 用邊界元法分析焊縫的應力分布。

8、3. 1三維邊界元法基本原理對于一個三維彈性體結構, 在各向同性、均勻的線彈性力學研究中, 由廣義虎克定律導出應力、應變關系的基本方程為ij =2ij +kk ij 應變與位移滿足關系式ij =由應力描述的平衡方程為ij , i +b j =0邊界條件為B 1:u i =u B 2:p i =i ij n (1 2(2 (3 (4式中:u i , ij 和;b j i n j ; ij 為位移、u i 和p i B B(1-2 , 彈性材料的切變模量:=1+2; =2G, =G , E 為材料的彈性模量G =+, 為泊松比。由式(1 (4 導出確定彈性材料的位移平衡方程為(+ u k ,kj

9、+u j ,kk +b j =0(5根據邊界元理論4, 由加權余量法導出彈性結構體模型的邊界積分方程式為( u i ( =c ij 3(, x p j (x d (x -u ij 3(, x u j (x d (x =p ij 3(, x b j (x d (x u ij (6式中:cij 為邊界面幾何特征參數。對光滑邊界面c ij =ij /2; 當=時,c ij =ij 。為了求邊界積分方程的數值解, 需將結構體模型的邊界離散為N B 個邊界單元, 每個單元內的坐標x 、面力p 和位移u 用相應的節(jié)點值x n , p n 和u n 及插值函數矩陣的乘積表示為T n T n T n (7 x

10、 =x u =u p =p將空間域離散為N 個單元, 綜合式(6 和(7 導出每個邊界點都滿足的矩陣方程式=F (8 A式中:A 為系數矩陣; 為待求邊界位移和載荷矩陣; F 為作用載荷和體積力綜合項矩陣。由矩陣方程式(8 即可求得未知節(jié)點位移和節(jié)點力, 方程(8 為邊界元法的基本方程。3. 2邊界元法計算方法對焊接構架整體結構強度進行分析時, 不考慮焊縫缺口對結構應力分布的影響, 將焊縫接頭形狀簡化為結合線; 用邊界元法確定焊接接頭缺口的應力分布時, 將焊縫缺口的形狀用缺口線描述; 焊縫缺口疲勞強度評定采用主應力法5。對焊接構架整體結構實施有限元網格離散第1期米彩盈:機車轉向架焊接構架輕型化

11、評定和疲勞強度分析107時, 應將焊縫的缺口線和焊縫結合線取在同一位置, 整體結構有限元分析結果作為焊縫接頭邊界元法分析的邊界條件。橫向對接焊縫缺口離散網格如圖3所示。3. 3計算結果與分析出現(xiàn)疲勞裂紋區(qū)域的有關實測峰值應力、邊界元法確定的焊縫缺口線和結構有限元法確定的焊縫結合線應力分布結果在構架側梁下蓋板橫向對接焊縫的分布如圖4所示。曲線1 為 圖3橫向對接焊縫缺口4; ; 曲線3為邊界元法確定的主應力; , 來源于St52鋼的2K 2Jasper 圖 6。焊縫區(qū)域的應力在整體結構有限元分析結果中不超過其許用應力, 由于焊縫根部未焊透引起的應力集中和側梁上、下蓋板與腹板受力不均勻, 引起側梁

12、下蓋板橫向對接焊縫及熱影響區(qū)應力分布的不均勻性, 其應力峰值超過許用應力, 且接近優(yōu)質焊縫的屈服極限分析疲勞試驗結果得出該區(qū)域的主應力循環(huán)特性r 在0. S =327. 3MPa 。4340. 611的范圍內, 對于優(yōu)質焊縫, 與其相對應的許用應力范圍為181. 58205. 51MPa , 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)域多數點的主應力均超過其相應的許用應力, 且疲勞試驗結果與邊界元法的分析結果相吻合, 大于整體結構彈性有限元分析結果(曲線1 。由于對接焊縫根部存在未焊透缺陷, 在焊縫區(qū)域的應力集中系數高達1. 52. 3倍。3. 4降低橫向對接焊縫應力的方法

13、在側梁下蓋板橫向對接焊縫出現(xiàn)疲勞裂紋的構架中, 為了降低側梁下蓋板橫向對接焊縫承受的拉應力和剪應力, 采用了在側梁下蓋板上縱向配筋措施。大量的試驗研究表明7 :提高承受拉應力和剪應力區(qū)域疲勞壽命的有效措施是盡量減少該區(qū)域的焊縫數量。因此, 構架疲勞實驗后, 在改進的側梁結構中, 采用了將側梁下蓋板厚度在原板厚度基礎上增加2mm 代替原來的配筋方案, 側梁截面形心位置(與配筋方案相比 降低了3. 5mm 。構架整體結構有限元強度分析結果指出:該區(qū)域的主應力降低了22. 7%; 在橫向對接焊縫區(qū)域的最大VON MISES 等效應力為108. 2MPa ; 用邊界元法分析的最大等效應力為126. 3

14、MPa (去除對接焊縫加強高, 不考慮焊縫可能存在的焊接缺陷 , 其主應力均小于與其相對應的許用應力; 構架的扭轉剛度降低了10. 1%, 在由于線路的軌道不平順產生的扭曲載荷作用下, 側梁應力分布更趨于均勻化。西南交通大學學報第34卷1084結論(1 在整體結構有限元分析的基礎上, 邊界元法是確定焊縫疲勞強度儲備的有效方法;(2 從理論上分析了降低構架側梁橫向對接焊縫拉應力的可行性方案, 通過改變箱型梁截面形心位置能有效地降低側梁下蓋板橫向對接焊縫的應力分布;(3 “軸距×軸重/(構架重量×1m " 這一無量綱值能準確地反映焊接構架的輕型化水平, 該值越大表明構

15、架的輕型化水平越高。參考文獻1Internationaler Eisenverband. U IC 51524. 1993Eisenbahnfahrzeuge f ür den Trans port von Fahrg sten :Laufdrehgestelle und Laufwerk 2Festigkeitspr üfung am Rahmen von Drehgestellen , Y ork :Internationaler Eisenverband , 1992:5222Kretschmer R M. Lastkollektive f ür Hochg

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18、se ssment and Fatigue Strength Analysisfor the Welded Frame of Locomotive Bogie sM i Caiyi ng(Inst. of Rail Vehicles , S outhwest Jiaotong University , Chengdu 610031, China Abstract The rule for assessing the lightening of welded frame of Bo 2Bo locomotive bogie is proposed. Based on the analysis result of the frame s whole structure with finite eleme