李曉峰 ，劉彩運(yùn) ，謝素明 ，周偉旭

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動(dòng)車組鋁合金車體兩種強(qiáng)度分析模型的一致性分析

李曉峰1，劉彩運(yùn)1，謝素明1，周偉旭2

(1.大連交通大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院，遼寧 大連 116028；2.中國北車集團(tuán) 長春軌道客車股份有限公司技術(shù)中心，吉林 長春 130062)

由于動(dòng)車組鋁合金車體焊縫強(qiáng)度評價(jià)標(biāo)準(zhǔn)的升級以及動(dòng)車組承載部件結(jié)構(gòu)的特殊性，研究動(dòng)車組車體強(qiáng)度分析模型的建模方法.分別建立某動(dòng)車組車體實(shí)體單元和薄殼單元模型，根據(jù)EN12663-2010標(biāo)準(zhǔn)，對這兩模型主要承載部件間焊縫的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對比分析.結(jié)果表明：兩模型在車鉤座區(qū)域的應(yīng)力結(jié)果最大相差13 MPa，在地板補(bǔ)板區(qū)域的應(yīng)力結(jié)果最大相差11 MPa，在牽引梁區(qū)域的應(yīng)力結(jié)果基本一致.因此，建議動(dòng)車組類似車體底架結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)階段，采用薄殼單元分析其強(qiáng)度時(shí)，上述兩模型應(yīng)力誤差較大部位，應(yīng)取較高的安全系數(shù).

動(dòng)車組；鋁合金車體；有限元模型

0 引言

近幾年隨著高速列車的快速發(fā)展，極大地縮短了城市之間的距離，為中國經(jīng)濟(jì)的增長做出了巨大的貢獻(xiàn).動(dòng)車組鋁合金車體作為高速列車重要的部件，其安全可靠性直接與高速列車的安全性、可靠性、舒適性密切相關(guān)[1].

針對動(dòng)車組鋁合金車體，單魏和鄧海進(jìn)行了詳細(xì)的空氣動(dòng)力學(xué)阻力特性優(yōu)化設(shè)計(jì)研究，并且采用有效的優(yōu)化措施降低動(dòng)車組高速運(yùn)行時(shí)的氣動(dòng)阻力[2]；王康從車內(nèi)噪聲分布狀況及傳播途徑兩方面來研究動(dòng)車組噪聲控制與降噪的技術(shù)方法[3]；滕萬秀基于有限元仿真分析技術(shù)對動(dòng)車組車體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度可靠性進(jìn)行研究[4]；魯祥詳細(xì)介紹了動(dòng)車組車體、底架、側(cè)墻、地板、車頂、裙板等部件的加工工藝，不僅可以滿足高速動(dòng)車組車體制造需要，而且為同行業(yè)其他車體加工提供了借鑒作用[5].

依據(jù)EN1999(歐洲規(guī)范9：鋁結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)-第1-1部分：鋁結(jié)構(gòu)總規(guī)則)2007版，鋁結(jié)構(gòu)焊縫的熱影響區(qū)內(nèi)許用應(yīng)力遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于母材的許用應(yīng)力.例如：厚度t≤5 mm的6005A-T6型材，1998版的EN1999標(biāo)準(zhǔn)中的焊縫熱影響區(qū)的許用應(yīng)力為140 MPa，2007版的焊縫熱影響區(qū)的許用應(yīng)力僅為115 MPa.同時(shí)，動(dòng)車組鋁合金車體底架縱向承載部件，如：車鉤板、緩沖梁、牽引梁以及底架型材的厚度差別大、且承載區(qū)域存在大量焊縫.所以，當(dāng)采用殼單元離散上述區(qū)域的部件時(shí)，能否獲得較為精確的計(jì)算結(jié)果已成為設(shè)計(jì)人員與分析人員重點(diǎn)關(guān)注的焦點(diǎn).

本文在分析動(dòng)車組承載部件結(jié)構(gòu)特殊性的基礎(chǔ)上，分別建立車體實(shí)體單元模型和薄殼單元模型；在車體主要載荷作用下，對比研究這兩模型主要承載部件間焊縫計(jì)算結(jié)果的一致性.

1 車體底架結(jié)構(gòu)特點(diǎn)

動(dòng)車組鋁合金車體主要采用EN-AW-6005A-T6和EN-AW-6082-T6兩種材料.底架作為車體中最為重要的承載部分，主要由地板型材、車鉤座以及牽緩部件組成.車鉤縱向載荷通過車鉤板傳遞至緩沖梁，緩沖梁通過與地板的連接型材(厚度由20 mm漸變?yōu)? mm)和縱向牽引梁將力傳遞至地板型材(型材上下表面厚度為3 mm).通過焊接方式將這些厚度差別很大的承載部件聯(lián)接，這些部件及焊接關(guān)系參見圖1所示.

圖1 底架縱向承載部件及焊接關(guān)系

2 車體兩種有限元模型

采用三維實(shí)體單元Solid185創(chuàng)建了動(dòng)車組鋁合金車體的四分之一有限元模型.最小單元尺寸為1 mm以保證每塊型材和板材沿板厚方向?yàn)槿龑訉?shí)體單元，焊縫細(xì)節(jié)與實(shí)際一致且使用三維實(shí)體單元Solid185進(jìn)行有限元建模.鋁合金車體四分之一有限元模型的單元總數(shù)為4 613 344，結(jié)點(diǎn)總數(shù)為4 814 695，如圖2所示.

圖2 動(dòng)車組鋁合金車體實(shí)體單元模型

采用殼單元Shell181創(chuàng)建了某動(dòng)車組鋁合金車體的四分之一有限元模型.使用RIGID單元對各部件之間的焊縫進(jìn)行有限元建模.四分之一動(dòng)車組鋁合金車體的殼單元有限元模型的單元總數(shù)為707576，結(jié)點(diǎn)總數(shù)為595311.

根據(jù)EN12663標(biāo)準(zhǔn)，對動(dòng)車組鋁合金車體實(shí)體單元和殼單元模型進(jìn)行3個(gè)主要靜強(qiáng)度工況對比，見表1.

表1 車體靜強(qiáng)度分析工況

動(dòng)車組車體靜強(qiáng)度試驗(yàn)中，在車鉤座區(qū)域、地板補(bǔ)板區(qū)域和牽引梁區(qū)域的個(gè)別點(diǎn)位置殼單元計(jì)算模型的結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果相差較大.因此，將在這三個(gè)區(qū)域內(nèi)選取焊縫(見圖3)，對比分析實(shí)體單元和殼單元的車體模型的計(jì)算結(jié)果.

圖3 對比焊縫位置示意

在車鉤座區(qū)域選取兩條焊縫：牽引梁立板與緩沖梁間焊縫(焊縫1)、連接型材與地板間焊縫(焊縫2)；地板補(bǔ)板區(qū)域選取一條焊縫：選取地板補(bǔ)強(qiáng)板和地板之間焊縫(焊縫3)；牽引梁區(qū)域選取兩條焊縫：選取牽引梁立板與下蓋板之間焊縫、牽引梁立板與地板筋板之間的焊縫(焊縫4和5).

3 車體計(jì)算結(jié)果

三種計(jì)算工況作用下，車體兩模型的位移值相差不到1.2%，垂向超員載荷作用下車體的位移云圖如圖4所示.由于垂向超員載荷工況作用下車體應(yīng)力值較小，這里僅給出五條焊縫在拉伸和壓縮工況作用下兩模型的計(jì)算結(jié)果及對比，見圖5和圖6.

圖4 垂向超員載荷下車體位移云圖

(a)焊縫1

(b)焊縫2

(c)焊縫3

(e)焊縫4

(f)焊縫5

圖6 壓縮工況下車體兩模型的應(yīng)力對比

比較圖5(a)和圖6(a)，在拉伸工況作用下，第一條焊縫第11點(diǎn)的實(shí)體單元應(yīng)力值比殼單元大11 MPa，其余點(diǎn)差別較小；在壓縮工況作用下，所有點(diǎn)的應(yīng)力值相差較小.

比較圖5(b)和圖6(b)，在拉伸工況作用下，第二條焊縫第1到34點(diǎn)實(shí)體單元應(yīng)力值比殼單元的普遍大5～8 MPa，35點(diǎn)實(shí)體單元應(yīng)力值比殼單元大9 MPa，其余點(diǎn)相差小于5%；在壓縮工況作用下，第1到34點(diǎn)實(shí)體單元應(yīng)力值比殼單元的普遍大5～8 MPa，35點(diǎn)實(shí)體單元應(yīng)力值比殼單元大13MPa，其余點(diǎn)相差小于5%.

比較圖5(c)和圖6(c)，在拉伸工況作用下，第三條焊縫第42、77、104點(diǎn)的實(shí)體單元應(yīng)力值分別比殼單元的大10、7、8 MPa，其余點(diǎn)相差小于5%；在壓縮工況作用下，第42、77、104點(diǎn)實(shí)體單元應(yīng)力值分別比殼單元的大11、7、7 MPa，其余點(diǎn)相差小于5%.

比較圖5(d)和圖6(d)，第四條焊縫在拉伸和壓縮工況作用下，所有點(diǎn)的應(yīng)力值差別小于5%.

比較圖5(e)和圖6(e)，第五條焊縫在拉伸和壓縮工況作用下，所有點(diǎn)的應(yīng)力值差別小于5%.

4 結(jié)論

(1)拉伸工況作用下，殼單元模型與實(shí)體單元模型的牽引梁立板與緩沖梁之間焊縫，在11點(diǎn)處的應(yīng)力誤差最大為11 MPa；連接型材與地板之間焊縫，在35點(diǎn)處的應(yīng)力誤差最大為9 MPa；地板補(bǔ)強(qiáng)板和地板之間焊縫，在42點(diǎn)處的應(yīng)力誤差最大為10 MPa；兩模型的牽引梁立板與下蓋板之間焊縫和地板筋板之間焊縫的應(yīng)力基本一致；

(2)壓縮工況作用下，殼單元模型與實(shí)體單元模型的牽引梁立板與緩沖梁之間焊縫、牽引梁立板與下蓋板和地板筋板之間焊縫的應(yīng)力基本一致；連接型材與地板之間焊縫在35點(diǎn)處誤差最大為13MPa；地板補(bǔ)強(qiáng)板和地板之間焊縫在42點(diǎn)處誤差最大為11 MPa；

(3)建議：動(dòng)車組類似車體底架結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)階段，采用殼單元分析其強(qiáng)度時(shí)，上述兩模型應(yīng)力誤差較大部位，應(yīng)取較大的安全系數(shù).

[1]李芾，安琪. 國內(nèi)外高速動(dòng)車組的發(fā)展[J]. 電力機(jī)車與城軌車輛，2007，30(5)：1-5.

[2]單魏，鄧海，王金田，等. CRH3型高速動(dòng)車組空氣動(dòng)力學(xué)阻力特性優(yōu)化設(shè)計(jì)[J]. 鐵道車輛, 2012, 50(2):1-3.

[3]王康. 高速動(dòng)車組噪聲檢測及降噪技術(shù)研究[D]. 成都：西南交通大學(xué), 2014.

[4]滕萬秀. 高速動(dòng)車組車體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度及動(dòng)態(tài)特性研究[D]. 成都：西南交通大學(xué), 2009.

[5]魯祥. 高速動(dòng)車組鋁合金車體加工工藝[J]. 機(jī)車車輛工藝, 2011(1):17-19.

[6]張志華. 動(dòng)車組鋁合金車體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析[D]. 北京：北京交通大學(xué), 2007.

Research on Consistency of Finite Element Models of EMU Aluminum-Profile Car Body

LIE Xiaofeng1，LIU Caiyun1，XIE Suming1，ZHOU Weixu2

(1. School of Traffic and Transportation Engineering, Dalian Jiaotong Univorsity, Dalian 116028, China；2. R&D Center of Changchun Railway Vehicles Co., Ltd, Changchun 130062, China)

A strength analysis finite model of EMU aluminum profile car-body is studied due to the update of weld strength evaluation criteria of the aluminum body and specific characteristics of the key parts. For the car-body, a shell element FEM and a solid element FEM are established respectively. According to EN12663-2010 standard, two model calculation results show that the traction beam stress is almost coincident, and the maximum stress difference is 13 MPa at coupler area and 11 MPa at floor reinforce area. Thus a suggestion is proposed that a higher safety factor should be taken at above stress larger difference areas when a shell element model is used to calculate similar structure strength at design stage.

EMU; aluminum profile car body; finite element model

1673- 9590(2016)02- 0018- 04

2015-04-16

中國鐵路總公司科技計(jì)劃資助項(xiàng)目(2014J004-N)

李曉峰(1972-)，男，副教授，博士，主要從事車輛CAE關(guān)鍵技術(shù)的研究E- mail:lixiaofeng2007@126.com.

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