方 吉，兆文忠

(大連交通大學(xué)交通運(yùn)輸工程學(xué)院，遼寧大連 116028)

由于出口底開(kāi)門(mén)敞車(chē)載在他國(guó)運(yùn)行近兩個(gè)月的時(shí)間里，部分車(chē)體端部側(cè)墻的焊縫出現(xiàn)開(kāi)裂現(xiàn)象(見(jiàn)圖1)，由于出口國(guó)該車(chē)的實(shí)際應(yīng)用過(guò)程中有振車(chē)卸貨的特殊工況，這是該車(chē)在設(shè)計(jì)中沒(méi)有考慮到的，振車(chē)器的激振載荷是否是導(dǎo)致側(cè)墻的焊縫開(kāi)裂的根本原因，針對(duì)這一問(wèn)題展開(kāi)研究。首先建立底開(kāi)門(mén)敞車(chē)車(chē)體結(jié)構(gòu)有限元模型，在Nastran軟件中進(jìn)行模態(tài)分析，模態(tài)結(jié)果中有一階側(cè)墻局部模態(tài)的頻率與振車(chē)器激振頻率24 Hz很接近，在此激振頻率下車(chē)體側(cè)墻局部可能發(fā)生共振，為了驗(yàn)證其正確性，利用Nastran軟件對(duì)其進(jìn)行簡(jiǎn)諧激振響應(yīng)分析，并根據(jù)BS標(biāo)準(zhǔn)對(duì)側(cè)墻焊縫疲勞壽命進(jìn)行評(píng)估，得出側(cè)墻焊縫疲勞壽命與實(shí)際使用2月開(kāi)始出現(xiàn)裂紋的現(xiàn)象吻合，證明了振車(chē)器的激振載荷是導(dǎo)致側(cè)墻的焊縫開(kāi)裂的根本原因這一結(jié)論。對(duì)于該車(chē)在振車(chē)器振車(chē)卸貨工況下的端部側(cè)墻板的局部共振，提出了幾種改進(jìn)方案，采用時(shí)域分析法對(duì)該車(chē)車(chē)體進(jìn)行振車(chē)器振車(chē)卸貨工況模擬分析，獲得用于疲勞壽命預(yù)測(cè)的動(dòng)態(tài)應(yīng)力變化范圍進(jìn)行疲勞壽命預(yù)測(cè)，最終確定能夠滿足振車(chē)卸貨工況下疲勞壽命要求的改進(jìn)方案。

圖1 側(cè)墻焊縫開(kāi)裂的位置Fig.1 The location of the side wall weld cracking

1 原車(chē)體結(jié)構(gòu)模態(tài)、諧響應(yīng)及疲勞分析

1.1 有限元模型

車(chē)體結(jié)構(gòu)全部采用薄殼單元離散，在振車(chē)卸貨工況下，車(chē)下底門(mén)全部打開(kāi)的狀態(tài)，底門(mén)是以集中質(zhì)量元的形式固定在相應(yīng)的連接位置，單元總數(shù)為111 928;結(jié)點(diǎn)總數(shù)為106 890。該車(chē)的有限元網(wǎng)格如圖2所示。

圖2 車(chē)體結(jié)構(gòu)的有限元網(wǎng)格Fig.2 Finite element mesh of the car－ body structure

1.2 模態(tài)分析

用NASTRAN軟件共計(jì)算車(chē)體50階模態(tài)。觀察各個(gè)模態(tài)振型，發(fā)現(xiàn)1個(gè)極其重要的模態(tài)即第6階模態(tài)(見(jiàn)圖3)。該階模態(tài)的固有頻率為23.87 Hz。從它的振型位移圖中還可以看出:這是1個(gè)典型的局部模態(tài)，振型為垂直側(cè)板的振動(dòng)，發(fā)生在車(chē)體每一個(gè)側(cè)墻的兩端。這意味著一旦有24 Hz左右的外界激勵(lì)頻率，這2個(gè)側(cè)板將一定發(fā)生劇烈的共振［1］。

圖3 固有頻率為23.87 Hz的局部振型Fig.3 Natural frequency for the 23.87 Hz local mode

1.3 諧響應(yīng)分析

在NASTRAN軟件中，根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)資料，在側(cè)墻上的作用區(qū)間長(zhǎng)度為2.5 m，可以建立振動(dòng)器施加到每一側(cè)墻的動(dòng)態(tài)載荷模型:F(t)=3.75×sin(2πft)，求解了振動(dòng)器工作時(shí)的諧響應(yīng)［2］。結(jié)果表明:在24 Hz的激勵(lì)作用下，固有頻率為24.67 Hz的側(cè)墻局部模態(tài)產(chǎn)生了較明顯的共振。垂直板面的位移最大振動(dòng)幅值為25.5 mm(圖4)?？己撕缚p處疲勞強(qiáng)度的最大主應(yīng)力從+74.9～－74.9 MPa(圖5)，以每秒24次規(guī)律的交替變化。在車(chē)輛工作中，這是一個(gè)罕見(jiàn)的、典型的共振現(xiàn)象［2－5］。

圖4 24 Hz激擾下垂直板面的位移云圖(最大位移為25.5 mm)Fig.4 Displacement perpendicular to the plate surface under excitation of 24 Hz(the maximum displacement is 25.5 mm)

圖5 24 Hz激擾下的應(yīng)力圖(焊縫處最大主應(yīng)力為74.9 MPa)Fig.5 Stress diagram under excitation of 24 Hz(the maximum principal stress of the weld is 74.9 MPa)

1.4 疲勞壽命預(yù)測(cè)

該車(chē)車(chē)體材料為耐侯鋼，根據(jù)中國(guó)鐵道部的標(biāo)準(zhǔn) TB/T 1335—1996［6］中的表3 給出的數(shù)據(jù)是，該材料(CuPCrNi)的許用應(yīng)力為184.0 MPa，屈服強(qiáng)度為 294.0 MPa。

在英國(guó)標(biāo)準(zhǔn)7608:1993《鋼結(jié)構(gòu)疲勞設(shè)計(jì)與評(píng)估》中，尋找到了1個(gè)焊接接頭幾何形狀近似、施加載荷也一致的S－N曲線數(shù)據(jù)，從該標(biāo)準(zhǔn)的表14中確認(rèn)了疲勞等級(jí)(FAT)為F2級(jí)，其S－N曲線的常數(shù) C=1.231 ×1 012，斜率 M=3。

假設(shè)每天振動(dòng)卸貨1次，每次為4 min，振動(dòng)頻率為24 Hz，于是，每天卸貨的振動(dòng)次數(shù)為5 760次。疲勞失效處的最大主應(yīng)力的變化是從+74.9～ －74.9 MPa 交替變化，變化范圍為 149.2 MPa，疲勞壽命的計(jì)算公式為:

于是，疲勞壽命為N=366 204次，換算為天數(shù)，則疲勞壽命為63.6 d，即壽命為2月多。以上計(jì)算結(jié)果與實(shí)際情況基本吻合，因此，證明了由于振車(chē)器的以24 Hz的載荷進(jìn)行振車(chē)卸貨，引起端部側(cè)墻板的局部模態(tài)共振，從而導(dǎo)致該車(chē)使用不到2月就出現(xiàn)焊縫列開(kāi)現(xiàn)象。

2 改進(jìn)方案分析

修改方案的措施就是在發(fā)生問(wèn)題的部位(即車(chē)體側(cè)墻板)通過(guò)調(diào)整局部剛度以達(dá)到避開(kāi)24 Hz的共振頻率。由于端部側(cè)墻板其面積比其他側(cè)墻板要大，其剛度比其他側(cè)墻板薄弱，所以，振動(dòng)能量的在該位置釋放。因此，改進(jìn)方案首先要加強(qiáng)此處的剛度，在原車(chē)體結(jié)構(gòu)在端部側(cè)墻板上下各增加1條厚度為6 mm的鋼板，并考慮到端部側(cè)墻板剛度增加，振動(dòng)能量可能會(huì)轉(zhuǎn)移到其他側(cè)墻板位置進(jìn)行釋放，因此，其他側(cè)墻板的剛度也需要適當(dāng)?shù)脑黾樱卦趦蛇厒?cè)墻板中間位置添加如圖6所示的角鋼。

圖6 改進(jìn)方案Fig.6 Improved program

2.1 模態(tài)分析對(duì)比

通過(guò)改進(jìn)方案的模態(tài)計(jì)算并與原結(jié)構(gòu)的模態(tài)計(jì)算結(jié)果列入表1中，通過(guò)對(duì)比可以看出:改進(jìn)方案消除了24 Hz附近的側(cè)墻局部模態(tài)，取而代之的是一些整體模態(tài)，且離24 Hz激振頻率都較遠(yuǎn)。因此，在24 Hz下不會(huì)出現(xiàn)較強(qiáng)共振現(xiàn)象。

表1 改進(jìn)方案與原結(jié)構(gòu)在24 Hz附近的模態(tài)對(duì)比Table 1 Modals near 24 Hz of Improved program and the original structure

2.2 時(shí)域響應(yīng)計(jì)算及疲勞壽命預(yù)測(cè)

由于載荷頻率較高，且模型節(jié)點(diǎn)自由度比較多，因此，為了提高計(jì)算效率，采用模態(tài)疊加法計(jì)算時(shí)域響應(yīng)［7－10］。實(shí)際振車(chē)器的位置是不固定的，哪些部位有未卸載完的貨物就在未卸載完的貨物上方激振，因此，從中抽象出端部加載和中部加載兩種情況進(jìn)行計(jì)算。載荷和頻率與實(shí)際情況保持一致，見(jiàn)圖7?？紤]結(jié)構(gòu)自身重力，考慮轉(zhuǎn)向架搖枕彈簧的緩沖作用，在心盤(pán)處施加搖枕彈簧約束。提取關(guān)鍵焊縫(見(jiàn)圖8～11)的最大主應(yīng)力的變化范圍，從BS標(biāo)準(zhǔn)中選擇對(duì)應(yīng)焊接接頭類(lèi)型的S－N曲線進(jìn)行疲勞壽命預(yù)測(cè)，見(jiàn)表2。在評(píng)估疲勞壽命時(shí)，假定激振器每天工作4 min，因激振頻率為24 Hz，所以，假定每天振動(dòng)次數(shù)為5 760次，同時(shí)并假定每年工作365 d，這樣就可以將壽命(次數(shù))折算為以年為單位的評(píng)估結(jié)果，該結(jié)果見(jiàn)表2和表3。

圖7 動(dòng)態(tài)載荷示意Fig.7 Dynamic load indication

圖8 枕梁處焊縫位置Fig.8 The weld line at Corbel

圖9 邊梁處焊縫位置Fig.9 The weld line at edge beam

通過(guò)表2和表3的計(jì)算結(jié)構(gòu)可以看出:中部加載情況下關(guān)鍵焊縫的疲勞壽命都滿足28 a的設(shè)計(jì)使用壽命，但端部加載情況下存在唯一的1條焊縫(第16條)疲勞壽命沒(méi)達(dá)到設(shè)計(jì)要求。因此，需要對(duì)該處進(jìn)行局部再改進(jìn)。

圖10 端部側(cè)墻處焊縫位置Fig.10 The weld line at the end of the side wall

圖11 中部側(cè)墻處焊縫位置Fig.11 Weld line at the middle of the side wall

表2 中部加載車(chē)體結(jié)構(gòu)關(guān)鍵焊縫疲勞壽命Table 2 Fatigue life of key weld lines in car－body under mid excitation

表3 端部加載車(chē)體結(jié)構(gòu)關(guān)鍵焊縫疲勞壽命Table 3 Fatigue life of key weld lines in car－body under end excitation

3 角接 D 6.15 4.75×1011 2.26×105 4 角接 D 15.84 4.19×109 1.99×103 5 搭接 F2 3.14 1.72×1012 8.18×105 6 搭接 F2 11.00 3.26×109 1.55×103 7 對(duì)接 F2 18.88 2.19×108 1.04×102 8 對(duì)接 F2 5.22 1.36×1011 6.45×104 9 搭接 F2 18.79 2.24×108 1.07×102 10 角接 D 23.32 6.06×108 2.88×102 11 角接 D 31.43 1.36×108 6.49×101 12 對(duì)接 G 14.53 3.17×108 1.51×102 13 角接 F 2.07 2.69×1013 1.28×107 14 搭接 F 9.31 1.46×1010 6.96×103 15 搭接 F 11.01 6.33×109 3.01×103 16 角接 F 32.6 2.78×107 1.32×101 17 搭接 F 6.82 6.94×1010 3.30×104 18 角接 F 2.82 5.74×1012 2.73×106 19 角接 F 3.51 1.92×1012 9.14×105 20 角接 F 14.65 1.52×109 7.22×102 21 搭接 F 7.64 3.93×1010 1.87×104

3 局部再改進(jìn)方案分析

由于第16條焊縫是連接側(cè)墻小立柱與側(cè)墻上邊梁的焊接結(jié)構(gòu)，載荷從上邊邊梁往下傳力過(guò)程中，由于該處的剛好在傳力路徑上且剛度不協(xié)調(diào)從而導(dǎo)致應(yīng)力集中，因此，其疲勞壽命下降，局部再改進(jìn)方法主要圍繞協(xié)調(diào)該處剛度為目的展開(kāi)，共設(shè)計(jì)如下3種方案見(jiàn)圖12～14，其焊縫疲勞壽命預(yù)測(cè)見(jiàn)表4。

圖12 局部改進(jìn)方案一Fig.12 Local improvement program 1

圖13 局部改進(jìn)方案二Fig.13 Local improvement program 2

圖14 局部改進(jìn)方案三Fig.14 Local improvement program 3

表4 局部改進(jìn)方案疲勞壽命預(yù)測(cè)Table 4 Fatigue life prediction of local improvement programs

4 結(jié)論

(1)通過(guò)振動(dòng)器振車(chē)卸貨工況下的模態(tài)及簡(jiǎn)諧響應(yīng)分析，得出側(cè)墻板的局部共振是引起側(cè)墻板與立柱連接處焊縫開(kāi)裂的主要原因。

(2)通過(guò)改進(jìn)方案模態(tài)分析及關(guān)鍵焊縫疲勞壽命計(jì)算，可以看出改進(jìn)方案已經(jīng)很好地消除了局部共振，有效地提高了車(chē)體側(cè)墻焊縫的疲勞壽命，但還有個(gè)別焊縫疲勞壽命未達(dá)到28 a設(shè)計(jì)壽命標(biāo)準(zhǔn)。

(3)通過(guò)3種局部再改方案的計(jì)算，使第16條焊縫的疲勞壽命得到很大提升，其壽命都超過(guò)了28 a的設(shè)計(jì)壽命要求，且添加筋板結(jié)構(gòu)帶來(lái)的新焊縫疲勞壽命也滿足設(shè)計(jì)要求。具體應(yīng)該采用哪種局部改進(jìn)方案還要根據(jù)實(shí)際條件和工藝難易程度等因素來(lái)決定。

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