趙天軍，趙金鳳，王孝東，李曉峰

(1.中車齊齊哈爾車輛有限公司 大連研發(fā)中心，遼寧 大連 1160521;2.大連交通大學 機車車輛工程學院，遼寧 大連 116028)*

我國出口澳大利亞30t軸重煤炭漏斗車具有較大載重能力.車輛以中梁、枕梁、側(cè)梁、橫梁、脊背構(gòu)成骨架結(jié)構(gòu)，使車輛的剛度分配更加合理，提高了車輛的整體承載能力.同時，大圓弧包板式側(cè)墻結(jié)構(gòu)提高了車體剛度、充分利用了機車車輛限界，增大了有效容積.其隔板加強板焊接在隔板邊緣位置，采用3.5mm不銹鋼板，主要是對隔板邊緣剛度進行加強，隔板與其加強板坐落在大橫梁上，并與漏斗車側(cè)墻連接，起到增加側(cè)墻橫向剛度的作用［1］.該漏斗車運行一段時間后，隔板加強板上端圓弧位置、加強板根部與大橫梁交接位置出現(xiàn)裂紋.為找出裂紋產(chǎn)生的原因，并對現(xiàn)有結(jié)構(gòu)進行改進，同時為以后同類型車輛設計提供指導和支持，本文對隔板加強板上裂紋成因進行分析與改進.

1 裂紋成因分析

1.1 裂紋情況描述

裂紋主要發(fā)生在隔板加強板上端圓弧位置和加強板根部與大橫梁交接位置，加強板上端圓弧裂紋垂直圓弧切線方向整個母材縱向貫通，與大橫梁交接位置裂紋沿著焊縫方向發(fā)展，隔板加強板裂紋見圖1、圖2.

圖1 隔板加強板上部圓弧處裂紋特寫圖

圖2 隔板加強板根部裂紋特寫圖

1.2 隔板加強板常規(guī)工況分析

基于AAR M-1001-2011《貨車設計制造規(guī)范》標準［2］，對隔板裂紋處的應力進行了分析［3］，可知隔板裂紋處的應力均很小，不足以造成破壞.各工況中應力最大的工況為:緩沖載荷1 560 kN×1.8+垂向載荷×1.8+橫向載荷×1.8組合工況，其作用下隔板裂紋位置上部圓弧處最大主應力為10.3 MPa，隔板下部最大主應力為15.3 MPa.

2 煤炭漏斗車裝卸貨的離散元分析

列車是在緩慢運行中進行裝卸載貨物，此時隔板加強板兩側(cè)的貨物質(zhì)量不一致，會使隔板加強板發(fā)生彎曲變形.由于裝卸載瞬間，會對隔板造成瞬間沖擊，需要對裝卸貨時隔板受到的沖擊力進行具體分析［4］.

2.1 離散元分析理論

煤炭顆粒本身特點難以用傳統(tǒng)均勻、連續(xù)的連續(xù)介質(zhì)力學的觀點來處理，離散元方法較其他方法能更好的模擬散體的力學性質(zhì)［5］.本文采用PFC-3D離散元計算軟件數(shù)值模擬裝卸貨狀態(tài)下煤炭顆粒與隔板間的相互作用力.煤炭顆粒的形狀各異，排列分布結(jié)構(gòu)比較復雜［6］，考慮到煤炭顆粒［6］本身的特點，用散體力學的觀點來分析研究它們的力學性質(zhì)，離散元方法［7］較其他方法能更好的模擬散體的力學性質(zhì).

在離散元模擬中采用高斯函數(shù)分布規(guī)律隨機生成大小不一的顆粒尺寸，計算不同粒徑間球形顆粒間的作用力［8］.本文采用線性接觸模型計算各顆粒間接觸作用，顆粒間的接觸力計算是通過接觸剛度與顆粒間的相對位移計算出來的.

線性接觸模型主要通過相互接觸的兩個顆粒的法向與切向的剛度定義而得，單元間法向力包括彈性力和粘滯力兩部分［9］.

式中，gr是單元法向應變，Un是單元法向應變率;Kn是法向剛度系數(shù)，βn是法向阻尼系數(shù).

基于Mindlin理論和Mohr-Coulomb摩擦定律，忽略切向粘滯力影響，切向接觸力寫作［10］:

式中，Us和U′s分別為顆粒的切向變形和應變率;Ks是切向剛度系數(shù)，βs是切向阻尼系數(shù);μ是摩擦系數(shù).

2.2 裝卸貨過程分析

裝貨時采用漏斗倉進行裝貨，邊走邊裝，車輛運行速度為3 km/h，從一端開始，一直裝滿到另一端;卸貨時，運行速度與裝貨時一樣，每間隔3s開一組底門.如圖3、4所示.

可以看到隔板加強板兩側(cè)的貨物質(zhì)量不一致，會使隔板加強板發(fā)生彎曲變形.由于裝卸載瞬間，會對隔板造成瞬間沖擊，隨著裝貨的進行，隔板受力在逐步增加，裝載結(jié)束，隔板所受力達到一個平衡狀態(tài).當漏斗車底門開啟開始卸貨瞬間，煤炭顆粒對隔板發(fā)生沖擊，隔板所受力瞬間增加，隨著卸貨進行，隔板受力逐步減少.

圖3 裝貨狀態(tài)

圖4 卸貨狀態(tài)

由仿真分析可知，卸貨過程中隔板受力偏大，本文取卸載過程中不同時刻隔板受到的作用力，如圖5所示，隔板中間受力最大，隔板的兩端受力最小，受力呈倒三角形式.圖5選取了卸貨過程中4個時刻的隔板受力趨勢，縱坐標為隔板高度單元編號，橫坐標為該高度隔板上載荷數(shù)值.

圖5 卸貨過程隔板受力隨高度變化情況

按照卸貨過程隔板受力分析情況，施加面力模擬該工況.在該模擬工況計算下隔板裂紋位置上部圓弧處主應力最大值達到了906 MPa，隔板下部最大主應力為438 MPa.由分析結(jié)果可以看出，隔板裂紋是由于裝卸載工況造成的.

在模擬裝卸載工況下，隔板加強板上部及根部主應力均沿著加強板方向，受載側(cè)為壓應力，對側(cè)為拉應力.由主應力大小及方向最終確定了試驗時隔板加強板貼片位置及貼片方向如圖6、圖7所示.加強板上端沿著圓弧切線方向貼片，貼在切點位置，距邊緣5mm;下端應變片貼在焊縫附近，距離焊縫5 mm，沿著加強板方向，應變花貼在加強板與大橫梁交接位置焊縫附近，距離焊縫5 mm處大橫梁上.

圖6 隔板加強板上部貼片示意圖

圖7 隔板加強板根部貼片示意圖

3 測試結(jié)果分析及結(jié)構(gòu)壽命評估

對該型漏斗車在往返線路上開展了線路測試工作，在測試區(qū)間內(nèi)，進行全工況測試，包括空、重車線路運行工況，裝、卸載工況，使用BMT WBM專用的應變放大器和動態(tài)應變記錄儀采集測試數(shù)據(jù).由線路運行試驗測試結(jié)果同樣可知，列車正常運行時隔板加強板上應力較小，不足以造成疲勞破壞，測點最大主應力分布如表1所示.

表1 試驗測試應力與仿真分析應力對比表 MPa

依據(jù)BS-EN1993-1-9-2005《鋼結(jié)構(gòu)設計-第1-9部分:疲勞》標準［11］和隔板加強板應力測點的具體接頭型式，選取S-N曲線.根據(jù)選定曲線，對隔板加強板測點裝卸載工況進行疲勞計算，疲勞計算按照實際運行狀況711 km裝卸載一次.計算結(jié)果見表2.

表2 隔板疲勞壽命評估表

由疲勞壽命評估結(jié)果可知，分析計算壽命與實際運行壽命基本相符.

4 結(jié)構(gòu)改進

根據(jù)試驗及計算結(jié)果可知，由于隔板加強板縱向剛度弱，導致裝卸載時隔板加強板應力遠遠超出許用應力，現(xiàn)提出如下幾種補強方案:

方案一:在隔板加強板外側(cè)加焊槽鋼，槽鋼尺寸為60 mm×70 mm，厚度為3.5 mm.補強形式如圖8所示.

方案二:在隔板加強板內(nèi)側(cè)加焊兩個角鋼，角鋼尺寸為100 mm×35 mm，厚度為5 mm.補強形式如圖9所示.

方案三:在隔板加強板內(nèi)側(cè)加焊兩個角鋼，角鋼尺寸為100 mm×35 mm，厚度為4 mm.補強形式如圖9所示.

方案四:在隔板加強板內(nèi)側(cè)加焊一個角鋼，角鋼尺寸為100 mm×35 mm，厚度為5 mm.補強形式如圖9所示.

圖9 角鋼補強梁

圖8 槽鋼補強梁

各改進方案按照PFC-3D軟件計算的卸載沖擊載荷進行計算，各改進方案測點位置具體應力大小見表3.

表3 各改進方案測點位置應力匯總表 MPa

由各位置應力匯總表可以看出，方案二和方案三均小于許用應力350 MPa，滿足靜強度要求.

對滿足靜強度要求的方案二和方案三，依據(jù)BS-EN1993-1-9-2005《鋼結(jié)構(gòu)設計-第1-9部分:疲勞》標準［9］選取S-N曲線.根據(jù)選定曲線，對隔板加強板測點位置裝卸載工況進行疲勞計算，疲勞計算按照實際運行狀況711 km裝卸載一次.計算結(jié)果見表4，壽命單位萬公里.

表4 補強方案疲勞壽命評估表

由疲勞壽命評估表可以看出，方案二和方案三均滿足裝卸載工況運用要求，對上述兩方案正常運營工況進行計算，補強梁位置應力均很小.綜上所述，補強方案二和方案三均能滿足運用要求.根據(jù)經(jīng)濟性公司最終選取了方案三對車體進行了焊修.

5 結(jié)論

(1)本文對某出口煤炭漏斗車隔板加強板裂紋產(chǎn)生原因進行了分析，由分析可知，由于隔板加強板縱向剛度弱，導致裝卸載時隔板加強板應力遠遠超出許用應力，通過離散元模擬裝卸貨過程，得出卸貨仿真計算數(shù)值與線路實測卸貨數(shù)據(jù)一致性良好，能夠有效的指導設計;

(2)改進方案很好的解決了隔板加強板在裝卸載時縱向剛度不足的問題，方案二和方案三均滿足運用要求，根據(jù)經(jīng)濟性選擇了方案三作為最終補強方案，目前應用情況良好;

(3)各個國家鐵路貨車標準中均沒有涉及到該裝卸載沖擊工況，該工況可以作為考核標準為以后該類型車輛提供設計判據(jù).