曹競(jìng)瑋,徐傳波

(1.中車(chē)青島四方機(jī)車(chē)車(chē)輛股份有限公司 技術(shù)工程部,山東 青島266111; 2.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; 3.鄭州鐵路職業(yè)技術(shù)學(xué)院 機(jī)車(chē)車(chē)輛學(xué)院,鄭州450052)

構(gòu)架作為轉(zhuǎn)向架眾多部件聯(lián)結(jié)的主要結(jié)構(gòu)件,是承載和傳遞力的基體.機(jī)車(chē)在多種運(yùn)行工況下,通過(guò)與軸箱拉桿、懸掛系統(tǒng)和驅(qū)動(dòng)裝置等相連,承受來(lái)自車(chē)體及其上部設(shè)備重量的垂直載荷和由機(jī)車(chē)振動(dòng)引起的垂直附加動(dòng)載荷;承受機(jī)車(chē)牽引、制動(dòng)時(shí)產(chǎn)生的牽引力或制動(dòng)力;承受機(jī)車(chē)通過(guò)曲線(xiàn)時(shí)的水平橫向力和離心力等[1].構(gòu)架受力狀況十分惡劣,因而它必須具有足夠的強(qiáng)度和剛度.

在軌道交通車(chē)輛裝備制造業(yè)中,轉(zhuǎn)向架構(gòu)架制造是其中最為重要的技術(shù)環(huán)節(jié)之一[2].轉(zhuǎn)向架構(gòu)架作為大型板件焊接構(gòu)件,包括構(gòu)架側(cè)梁、牽引梁與大多設(shè)備安裝座等都是通過(guò)焊接實(shí)現(xiàn)連接,焊縫類(lèi)型多且分布復(fù)雜.其焊后的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度與疲勞強(qiáng)度將決定機(jī)車(chē)車(chē)輛的安全運(yùn)行與否.因而在設(shè)計(jì)階段,對(duì)轉(zhuǎn)向架構(gòu)架進(jìn)行焊接疲勞強(qiáng)度的評(píng)定是十分重要的.

參照UIC 615-4標(biāo)準(zhǔn)[3]中的計(jì)算方法與工況組合,應(yīng)用有限元的方法對(duì)某B0轉(zhuǎn)向架進(jìn)行了靜強(qiáng)度計(jì)算,并提取局部焊縫應(yīng)力點(diǎn),對(duì)主體與設(shè)備安裝座的焊縫疲勞強(qiáng)度進(jìn)行評(píng)定.

1 轉(zhuǎn)向架計(jì)算模型

1.1 構(gòu)架結(jié)構(gòu)

轉(zhuǎn)向架B0構(gòu)架結(jié)構(gòu)為H型,由左右兩側(cè)梁和中間牽引橫梁組焊而成.構(gòu)架側(cè)梁與橫梁均為薄板箱型焊接結(jié)構(gòu).一、二系懸掛安裝座,一系垂向減振器安裝座,橫向和垂向止擋座和轉(zhuǎn)臂軸箱安裝座.橫梁中間設(shè)有安裝牽引裝置的凸臺(tái),梁兩側(cè)焊有兩個(gè)電機(jī)吊掛座,如圖1所示[4].

圖1 構(gòu)架結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Diagram of frame structure

1.2 構(gòu)架有限元模型

基于HYPERMESH 11.0建立了構(gòu)架有限元模型,如圖2所示.在離散構(gòu)架模型時(shí)，采用SOLID 95實(shí)體單元,單元總數(shù)為1 345 262個(gè).一系彈簧座與轉(zhuǎn)臂軸箱處設(shè)置縱向、橫向與垂向的虛擬彈簧單元,單元類(lèi)型為COMBIN14,單元總數(shù)為8 977個(gè).構(gòu)架有限元計(jì)算模型如圖2所示.驅(qū)動(dòng)裝置吊掛座、一系垂向減震器座、制動(dòng)器座、牽引座的局部視圖如圖12～圖15所示,其余略.

圖2 構(gòu)架有限元模型示意圖Fig.2 Finite element model of frame

參照UIC 615-4規(guī)范中給定的強(qiáng)度試驗(yàn)加載示意圖,在轉(zhuǎn)臂軸箱安裝座處設(shè)置橫向與縱向約束,一系彈簧座施加垂向約束.垂向載荷加載位置為兩側(cè)二系簧處,橫向載荷分別施加于二系簧與橫向止擋,縱向載荷施加于牽引座,其余驅(qū)動(dòng)裝置、減震器載荷施加于對(duì)應(yīng)安裝座位置.

2 載荷計(jì)算與工況組合

參照標(biāo)準(zhǔn)UIC 615-4(《動(dòng)力單元-轉(zhuǎn)向架和走行機(jī)構(gòu)-轉(zhuǎn)向架構(gòu)架結(jié)構(gòu)強(qiáng)度試驗(yàn)》)中的載荷計(jì)算與工況組合,對(duì)構(gòu)架進(jìn)行了載荷計(jì)算.

由于本文旨在研究構(gòu)架焊接疲勞強(qiáng)度的評(píng)價(jià)方法,因此僅計(jì)算運(yùn)營(yíng)載荷工況,超載工況不進(jìn)行計(jì)算[5].

2.1 模擬運(yùn)營(yíng)載荷

分析模擬運(yùn)行過(guò)程中所受到的載荷,計(jì)算式如表1所示[6].

表1 運(yùn)營(yíng)載荷工況組合表Tab.1 Calculation of operating load conditions

表1中:nb為單節(jié)轉(zhuǎn)向架的數(shù)量;mc為機(jī)車(chē)的質(zhì)量;mb為構(gòu)架的質(zhì)量;Δ1為二系橫向止擋自由間隙;Δ2為二系橫向止擋彈性間隙;ksy為二系簧的總橫向剛度;Fc為持續(xù)牽引力;lp為一系簧支撐橫向跨距;la為軸距;ls為二系橡膠堆橫向跨距;lr為兩輪與軌接觸點(diǎn)橫向距離;Mn為額定扭矩;i為傳動(dòng)比;l1為驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)質(zhì)心距車(chē)軸中心的距離;l2為驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)質(zhì)心與構(gòu)架電機(jī)裝配吊掛點(diǎn)的距離;md為裝配質(zhì)量;D為輪徑;μ為黏著系數(shù);Lz為車(chē)軸軸心至閘瓦的水平距離;fyxc為一系垂向減振器阻尼力;nz為單個(gè)輪對(duì)上的制動(dòng)器數(shù)量.

2.3 計(jì)算載荷工況組合

以UIC 615-4規(guī)范中的垂向載荷、橫向載荷和斜對(duì)稱(chēng)載荷為基本載荷,然后考慮側(cè)滾與浮沉的影響,運(yùn)營(yíng)載荷工況組合如表2工況1～17所示[7].

3 構(gòu)架強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果

模擬運(yùn)營(yíng)載荷工況下,計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表3.由表3可知,轉(zhuǎn)向架構(gòu)架最大Von-Mises等效應(yīng)力值均低于材料屈服極限(Q325),且有較高的安全裕量.工況15,即曲線(xiàn)制動(dòng)時(shí),轉(zhuǎn)向架構(gòu)架受力狀況最?lèi)毫?最大Von-Mises等效應(yīng)力為236.9 MPa,安全系數(shù)為1.37.構(gòu)架應(yīng)力分布云圖見(jiàn)圖3所示,可知危險(xiǎn)點(diǎn)位于制動(dòng)安裝座的焊接位置.

表2 運(yùn)營(yíng)載荷工況組合表Tab.2 Combination of operating load conditions

注:α=0.1,考慮側(cè)滾影響;β=0.2,考慮浮沉影響.

表3 模擬運(yùn)營(yíng)載荷工況計(jì)算結(jié)果Tab.3 Simulated operation load conditioncalculation results

圖3 工況15 構(gòu)架等效應(yīng)力云圖Fig.3 The equivalent stress cloud diagram ofthe frame in 15 work condition

4 焊縫疲勞強(qiáng)度計(jì)算與評(píng)定

4.1 疲勞評(píng)定方法

由于當(dāng)前還沒(méi)有焊接構(gòu)架材料S355的疲勞實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù),鑒于St-52-3與鋼材料S355的強(qiáng)度等級(jí)相近,所以根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)DIN17100的規(guī)定,可以采用St-52-3鋼的Moore-Kommer-Japer疲勞曲線(xiàn)圖對(duì)構(gòu)架母材及焊縫進(jìn)行疲勞強(qiáng)度校核.

針對(duì)17個(gè)模擬運(yùn)營(yíng)工況,參照疲勞試驗(yàn)中的應(yīng)變貼片的位置,即以焊趾外2 mm處的節(jié)點(diǎn)作為應(yīng)力提取點(diǎn),如圖4所示.根據(jù)最大應(yīng)力σmax方向簡(jiǎn)化為各點(diǎn)應(yīng)力狀態(tài)為單軸應(yīng)力,即根據(jù)各應(yīng)力取值點(diǎn)的最大應(yīng)力值σmax和最小應(yīng)力值σmin,得到應(yīng)力比R(R=σmin/σmax).再取σmax為豎軸和R為橫軸在Moore-Kommer-Japer曲線(xiàn)圖上繪制,進(jìn)行疲勞強(qiáng)度的校核與安全系數(shù)的計(jì)算.

圖4 焊接接頭應(yīng)力提取點(diǎn)位置Fig.4 Location of stress extraction point of welded joint

4.2 構(gòu)架主體焊縫疲勞強(qiáng)度校核

由于構(gòu)架的焊縫數(shù)量很大,因此選取部分具有代表性的焊縫進(jìn)行疲勞強(qiáng)度校核,如圖5所示,共計(jì)15條角焊縫與對(duì)接焊縫.其中角焊縫包括側(cè)梁上下板與內(nèi)外側(cè)立板之間的焊縫、中間橫梁的上下板與前后側(cè)立板之間的焊縫;對(duì)接焊縫包括側(cè)梁上板之間(下板之間)的焊縫、中間橫梁上板之間(下板之間)的焊縫.

圖5 構(gòu)架主要焊縫位置Fig.5 Position of frame main weld

如4.1節(jié)所述,將選中焊縫上的節(jié)點(diǎn)提取應(yīng)力值并完成計(jì)算.由于角焊縫與對(duì)接焊縫的疲勞極限曲線(xiàn)不同(角焊縫的疲勞強(qiáng)度安全性要求更高),所以需要在Moore-Kommer-Japer曲線(xiàn)圖上分開(kāi)進(jìn)行繪制,如圖6和圖7所示.

圖6 構(gòu)架對(duì)接焊縫疲勞評(píng)定Fig.6 Fatigue evaluation of butt weld on frame

圖7 構(gòu)架角焊縫疲勞評(píng)定Fig.7 Fatigue evaluation of fillet weld on frame

結(jié)果表明,該轉(zhuǎn)向架構(gòu)架所有主體焊縫的滿(mǎn)足焊縫疲勞強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求,并具有較大的安全余量.部分節(jié)點(diǎn)的疲勞數(shù)據(jù)及安全系數(shù)如表4所示.

4.3 部分設(shè)備安裝座的焊縫疲勞強(qiáng)度校核

對(duì)驅(qū)動(dòng)裝置吊掛座焊縫疲勞強(qiáng)度的校核,計(jì)算載荷工況見(jiàn)表5.驅(qū)動(dòng)裝置吊掛座部分焊縫節(jié)點(diǎn)的Moore-Kommer-Japer曲線(xiàn)疲勞評(píng)定結(jié)果如圖8所示,驅(qū)動(dòng)裝置吊掛座局部應(yīng)力云圖如圖9所示.

4.3.2一系垂向減震器座的焊縫疲勞強(qiáng)度

對(duì)一系垂向減震器座焊縫疲勞強(qiáng)度的校核,計(jì)算載荷工況如表5所示.一系垂向減震器座部分焊縫節(jié)點(diǎn)的Moore-Kommer-Japer曲線(xiàn)疲勞評(píng)定結(jié)果如圖10所示,驅(qū)動(dòng)裝置吊掛座局部應(yīng)力云圖如圖11所示.

表4 部分節(jié)點(diǎn)的疲勞數(shù)據(jù)及安全系數(shù)Tab.4 Fatigue data and safety coefficients of some nodes

表5 各配件安裝座焊縫疲勞強(qiáng)度計(jì)算工況Tab.5 Calculation condition of fatigue strength on assembly seat of some fittings

圖8 驅(qū)動(dòng)裝置掛座焊縫疲勞評(píng)定Fig.8 Fatigue evaluation of assembly seat of drive

圖9 工況1:電機(jī)吊座等效應(yīng)力云圖分布Fig.9 Equivalent stress cloud map of assemblyseat of drive in work condition 1

圖10 一系垂向減震器座焊縫疲勞評(píng)定Fig.10 Fatigue evaluation of assembly seatof 1st vertical shock absorber

圖11 工況4:一系垂向減振器座等效應(yīng)力云圖分布Fig.11 Equivalent stress cloud map of assembly seat of1st vertical shock absorber in work condition 4

4.3.3制動(dòng)器座

對(duì)制動(dòng)器座焊縫疲勞強(qiáng)度的校核,計(jì)算載荷工況如表5所示.制動(dòng)器座部分焊縫節(jié)點(diǎn)的Moore-Kommer-Japer曲線(xiàn)疲勞評(píng)定結(jié)果見(jiàn)圖12,制動(dòng)器座局部應(yīng)力云圖見(jiàn)圖13.

圖12 制動(dòng)器吊座焊縫疲勞評(píng)定Fig.12 Fatigue evaluation of assemblyseat of brake

圖13 工況4:制動(dòng)座等效應(yīng)力云圖分布Fig.13 Equivalent stress cloud map of assemblyseat of brake in work condition 4

4.3.4牽引座

對(duì)牽引座焊縫疲勞強(qiáng)度的校核,計(jì)算載荷工況如表5所示.牽引座部分焊縫節(jié)點(diǎn)的Moore-Kommer-Japer曲線(xiàn)疲勞評(píng)定結(jié)果見(jiàn)圖14,牽引座局部應(yīng)力云圖見(jiàn)圖15.

圖14 牽引座焊縫疲勞評(píng)定Fig.14 Fatigue evaluation of assemblyseat of traction

圖15 工況2:牽引座等效應(yīng)力云圖分布Fig.15 Equivalent stress cloud map of assemblyseat of traction in work condition 2

5 結(jié)論

參照UIC615-4規(guī)范,對(duì)某單節(jié)八軸機(jī)車(chē)轉(zhuǎn)向架B0構(gòu)架進(jìn)行了焊接疲勞強(qiáng)度的計(jì)算,結(jié)果表明:

近日，《中國(guó)農(nóng)資》記者在內(nèi)蒙古自治區(qū)巴彥淖爾市烏拉特前旗大佘太鎮(zhèn)調(diào)研時(shí)發(fā)現(xiàn)，來(lái)自該鎮(zhèn)馬卜子村玉稼興專(zhuān)業(yè)合作社的社員們?cè)谒室惑w化技術(shù)的使用上有了新的突破。

(1) 在17個(gè)模擬運(yùn)營(yíng)工況下,構(gòu)架各節(jié)點(diǎn)的等效應(yīng)力值均不超過(guò)材料的屈服極限,具有較高的安全裕量,滿(mǎn)足靜強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求.

(2) 通過(guò)提取15條主體焊縫的計(jì)算應(yīng)力值分析繪圖得知,構(gòu)架主體焊縫疲勞強(qiáng)度滿(mǎn)足Moore-Kommer-Japer疲勞曲線(xiàn)圖的設(shè)計(jì)要求.

(3) 通過(guò)提取設(shè)備安裝座與構(gòu)架之間焊縫的計(jì)算應(yīng)力值分析可知,構(gòu)架驅(qū)動(dòng)裝置、一系垂向減震器、制動(dòng)器和牽引裝置的安裝座的焊縫疲勞強(qiáng)度滿(mǎn)足Moore-Kommer-Japer疲勞曲線(xiàn)圖的設(shè)計(jì)要求.

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