謝素明,趙春驊 ,薛寧鑫

(1.大連交通大學 機車車輛工程學院，遼寧 大連 116028;2.中車長春軌道客車股份有限公司 軌道交通車輛系統(tǒng)集成實驗室，吉林 長春 130062)

碳鋼車體因其焊接工藝成熟、產(chǎn)品價格低廉和檢修維修方便等優(yōu)勢，在當前軌道客車車體中仍占有相當市場份額[1].服役過程中易出現(xiàn)疲勞問題的軌道車輛車體承載部件大都采用焊接連接方式，且承載部件的焊接接頭形式復雜且多樣，因此，如何在設計階段基于疲勞評估標準對這些承載焊接結(jié)構(gòu)進行抗疲勞設計并準確地識別出疲勞薄弱部位已成為結(jié)構(gòu)設計人員重點研究的內(nèi)容.

在碳鋼車體性能研究方面，鄭若瑜等[2]在給定的靜強度計算工況下，通過靈敏度分析，擬定了25T型客車碳鋼車體的三種優(yōu)化方案，并進行了剛度、強度和減重效果的對比分析，最終確定優(yōu)化方案的整車車體重量與原模型相比減重17.8%；呂世元[3]針對某大軸重煤炭漏斗車關(guān)鍵部件出現(xiàn)的疲勞問題，采用有限元分析與線路運行試驗相結(jié)合的研究方法，提出有效的結(jié)構(gòu)改進方案；謝素明等[4]歸納與總結(jié)英國標準中鋼結(jié)構(gòu)焊接接頭S-N曲線的特點，使用標準中的疲勞性能參數(shù)和結(jié)構(gòu)有限元分析結(jié)果中的主應力對設計階段的碳鋼客車車體焊接結(jié)構(gòu)進行疲勞壽命預測.

本文依據(jù)BS7608:2014+A1:2015、BS EN-1993-1-9:2005中焊接接頭的名義應力法及ASME—2007標準中焊接接頭的結(jié)構(gòu)應力法，研究長角焊縫接頭的疲勞強度，總結(jié)這些方法的特點及分析步驟.在EN12663-1:2010標準規(guī)定的疲勞載荷作用下，研究某碳鋼車車體承載焊接結(jié)構(gòu)的疲勞性能，識別出車體疲勞薄弱部位.

1 鋼材焊接接頭的疲勞性能分析方法

在碳鋼車體底架結(jié)構(gòu)中，牽枕緩區(qū)域大量存在角焊焊縫，并且焊接形式一般為蓋板與腹板的長角焊縫，因此，接頭級疲勞性能研究對象取長角焊縫接頭，如圖1所示的長角焊縫試樣，材料為S355，底板尺寸為400 mm×70 mm×9 mm，豎板尺寸為160 mm×30 mm×9 mm，焊縫為環(huán)形角焊縫.建立有限元模型時，主要使用八節(jié)點六面體單元進行劃分，承受的脈動拉伸載荷作用ΔF=13.5 kN，載荷循環(huán)107次.

圖1 長角焊縫接頭及結(jié)構(gòu)薄弱位置

1.1 名義應力法評估

在概念上，名義應力是必須能用材料力學公式計算出來的具有平均意義的應力，在試驗中也可以依靠貼片的方式獲得.但在工程應用中，由于焊接接頭結(jié)構(gòu)和應力的復雜性，能通過材料力學公式計算出的名義應力是不存在的，此時，使用有限元方法只能計算得到焊接接頭上的應力梯度近似為零的“平坦區(qū)域”上的廣義名義應力.

因為名義應力是平均意義上的應力，所以從有限元計算結(jié)果中拾取名義應力的時候，不應該從“焊縫”上拾取.圖1標識區(qū)域的應力分布見圖2，區(qū)域Ⅰ為焊趾處缺口應力峰值區(qū)域，區(qū)域Ⅱ為試件幾何幾寸改變引起的應力變化區(qū)域，區(qū)域Ⅲ為焊縫外一定尺寸后的應力梯度降低區(qū)域，確定廣義名義應力的拾取位置為A點，應力為24.55 MPa，距焊根距離為1倍板厚.

圖2 長角焊縫應力分布示意圖

BS7608標準與EN1993標準都針對承受循環(huán)載荷作用的鋼制焊接結(jié)構(gòu)，提出了基于名義應力的S-N曲線的疲勞性能評估方法，對于不同接頭類型，提供不同等級的S-N曲線.

BS7608標準[5]中該類型接頭疲勞強度等級為F2級，選取97.7%存活率，即低于均值的兩個標準差的S-N曲線進行計算，此時m=3，循環(huán)次數(shù)為5×107時的應力范圍Sov=21 MPa，焊接接頭的應力變化范圍Sr與疲勞壽命N之間的關(guān)系如式(1)，計算可得循環(huán)次數(shù)為107時，點A的損傷為0.243.

(1)

(2)

1.2 結(jié)構(gòu)應力法評估

Dong[7]將結(jié)構(gòu)應力σs定義為膜應力σm與彎曲應力σb之和，將焊趾處高度非線性應力分解為滿足平衡條件的結(jié)構(gòu)應力與自平衡的缺口應力，并通過結(jié)構(gòu)力學公式計算，可以給出外力在焊趾上的應力集中和所在截面內(nèi)沿板厚方向的應力分布狀態(tài)[8].

結(jié)構(gòu)應力法中提出了等效結(jié)構(gòu)應力ΔSS的概念，考慮了膜應力與彎曲應力狀態(tài)I(r)、結(jié)構(gòu)應力變化范圍ΔσS以及板厚t，并將其作為S-N曲線參量，將大量的焊接接頭疲勞試驗數(shù)據(jù)進行統(tǒng)一，獲得疲勞壽命與結(jié)構(gòu)應力的關(guān)系如式(3)：

(3)

在Hypermesh軟件中定義具體的焊縫評估節(jié)點、單元及方向(圖1).使用Ansys軟件和WeldFatigue軟件進行有限元計算和結(jié)構(gòu)應力法的分析，選用置信度為95%，即低于均值的兩個標準差的適用于鋼材的主S-N曲線，此時，Cd=13 875.7，h=-0.319 5.結(jié)果中點5處為最大應力點，結(jié)構(gòu)應力為32.652 MPa，等效結(jié)構(gòu)應力為51.927 MPa，計算可得當循環(huán)次數(shù)為107時 ，點 5處損傷為0.269.5 mm模型評估節(jié)點的應力變化曲線見圖3.

圖3 5 mm模型評估節(jié)點的應力變化曲線

在此基礎(chǔ)上，將長角焊縫焊接接頭的有限元模型進行細化，細化后的單元平均尺寸分別為2 mm和1 mm；在相同載荷情況作用下，三種單元尺寸的有限元模型中，對焊縫應力最大點的Von.Mises應力、最大主應力和結(jié)構(gòu)應力進行對比分析，結(jié)果見圖4.可以發(fā)現(xiàn)，結(jié)構(gòu)應力在模型細化前后的變化極小，變化率僅為0.6%和0.43%.因此，可以認為結(jié)構(gòu)應力法的計算結(jié)果不依賴單元尺寸的變化，具有“網(wǎng)格不敏感”的特性[7].

圖4 單元尺寸對各類應力影響的對比

1.3 名義應力法和結(jié)構(gòu)應力法的比較

使用名義應力法進行疲勞評價過程中，發(fā)現(xiàn)不同標準的S-N曲線也有差別.例如：BS7608標準中焊接接頭的S-N曲線存在一個斜坡過渡點，對應的循環(huán)次數(shù)為5×107，第一段直線反斜率為m，第二段直線反斜率為m+2；EN1993標準中焊接接頭的S-N曲線存在兩個斜坡過渡點，分別對應的循環(huán)次數(shù)為5×106與108，第一段直線的斜率為3，第二段直線的斜率為5；大于108次之后的S-N曲線為一水平線.針對兩標準中S-N的異同，選取長角焊縫接頭疲勞評價使用的S-N曲線，結(jié)合-2σ適用于鋼材的主S-N曲線，繪制對比曲線如圖5所示.

圖5 相同接頭的S-N對比曲線

循環(huán)次數(shù)為107時，分析長角焊縫接頭的損傷情況：采用BS7608標準，選取細部分類F2級，損傷計算結(jié)果為0.243；采用EN1993標準，選取細部分類56級，損傷計算結(jié)果為0.149；采用結(jié)構(gòu)應力法評估的疲勞損傷結(jié)果為0.269，較采用BS7608標準與EN1993標準評估的疲勞損傷更大.

2 車體焊接結(jié)構(gòu)疲勞性能分析

采用上述名義應力法和結(jié)構(gòu)應力法，利用EN12663-1：2010標準的疲勞載荷對某型碳鋼車體焊接結(jié)構(gòu)進行焊縫應力分析與疲勞強度評估.

2.1 計算模型及邊界條件

某型碳鋼焊接結(jié)構(gòu)的客車車體，運行時主要承受車鉤的縱向拉壓載荷和載重的垂向載荷，底架牽枕緩結(jié)構(gòu)為主要承載部件，其結(jié)構(gòu)及焊接方式見圖6.牽引梁和緩沖梁的腹板與下蓋板采用厚度較大的Q355折彎板材，底架橫梁與枕內(nèi)緩沖梁部分采用許用強度更高的Q450NQR1開口型材；側(cè)墻立柱與側(cè)墻橫梁采用折彎處理的Q350EWL1乙型鋼.

圖6 底架牽枕緩結(jié)構(gòu)及焊接方式

碳鋼車車體結(jié)構(gòu)主要使用四節(jié)點薄殼單元劃分，車體有限元模型見圖7，單元總數(shù)為856 143，節(jié)點總數(shù)為808 813，設備質(zhì)量以集中質(zhì)量點與柔性單元結(jié)合的形式施加在安裝位置，乘客重量以質(zhì)量點形式均布在底架地板上.車體超員狀態(tài)下質(zhì)量為50.110 t.

圖7 車體有限元模型

車體結(jié)構(gòu)疲勞工況依據(jù)EN12663標準[9]進行加載：在垂向超員載荷工況作用下，車輛能夠承受107次縱向振動加速度為±0.15 g的循環(huán)載荷，能夠承受107次橫向振動加速度為±0.15 g的循環(huán)載荷，能夠承受107次垂向振動加速度為±0.15 g的循環(huán)載荷.

2.2 焊縫應力分析

依據(jù)疲勞工況作用下的車體有限元計算結(jié)果，通過主應力大小篩選出車體焊接結(jié)構(gòu)的疲勞薄弱位置：牽引梁下蓋板搭接焊縫Ⅰ、枕梁下蓋板角焊縫Ⅱ、緩沖梁縱梁焊縫Ⅲ、側(cè)墻立柱與邊梁焊縫Ⅳ，集中在牽枕緩區(qū)域和車體中部底架區(qū)域.

因為車體焊接接頭形狀多樣性增加、承受載荷復雜性增加及車體單元尺寸的增大，有限元方法只能計算得到焊趾處的應力峰值，而試驗貼片位置卻在焊趾外.因此，針對該碳鋼車體，在焊縫對應的敏感疲勞工況作用下，獲取焊縫上的主應力、焊縫外5 mm處主應力和焊縫外10 mm處主應力，與結(jié)構(gòu)應力進行對比，見圖8.

(a) 牽引梁下蓋板搭接焊縫Ⅰ及縱向加速度疲勞工況下各應力的對比圖

由圖8可以看出：焊縫Ⅰ和焊縫Ⅱ在縱向加速度工況作用下，結(jié)構(gòu)應力峰值均出現(xiàn)在板材折彎區(qū)域，在同樣區(qū)域，焊縫上的主應力也產(chǎn)生峰值，但焊縫外5 mm與10 mm處的主應力未發(fā)生明顯變化.依據(jù)結(jié)構(gòu)應力計算結(jié)果，可以認為牽引梁和枕梁下蓋板折彎位置產(chǎn)生應力集中.

焊縫Ⅲ是因中部增加補強板而出現(xiàn)的一條連續(xù)的焊縫，在垂向加速度工況作用下，產(chǎn)生一條具有代表性的結(jié)構(gòu)應力曲線，可以明顯地看出應力集中發(fā)生在縱梁與橫梁焊接區(qū)域，中部補強板降低了結(jié)構(gòu)應力的峰值.

焊縫Ⅳ連接側(cè)墻立柱與邊梁，因為側(cè)墻立柱為乙型鋼，焊縫也為乙型，在垂向加速度工況作用下，結(jié)構(gòu)折彎處產(chǎn)生應力集中.

2.3 焊縫疲勞強度分析

使用基于名義應力的S-N曲線方法進行疲勞評價時，暫且選取距離焊根1～1.5t處為評估點，t為焊縫連接板中較薄板的厚度.在循環(huán)次數(shù)為107時，焊縫疲勞損傷評估分析對比結(jié)果見表1.

表1 BS與EN標準疲勞損傷關(guān)鍵位置分析結(jié)果

結(jié)構(gòu)應力法明確疲勞評估節(jié)點為焊縫節(jié)點[10]，避免了評估節(jié)點因人而異、因結(jié)構(gòu)而異的情況.在循環(huán)次數(shù)為107時，焊縫疲勞損傷評估分析對比結(jié)果見表2.

表2 結(jié)構(gòu)應力法疲勞損傷關(guān)鍵位置分析結(jié)果

由表1和表2可以看出：基于名義應力法的BS7608標準和EN1993標準的累積損傷值較小，因為焊縫附近單元尺寸不像長角焊縫接頭的單元尺寸一樣精細，焊縫外的應力梯度無法明確體現(xiàn)，應力計算存在偏小的誤差.結(jié)構(gòu)應力法的累積損傷值均大于名義應力法的累積損傷值.以焊縫Ⅲ為例，結(jié)構(gòu)應力法的累積損傷為0.701；名義應力法的累積損傷分別為0.157和0.049，原因是該結(jié)構(gòu)的主應力最大值在焊根處，主應力沿垂直于焊縫方向迅速下降，造成計算結(jié)果的巨大差異.

3 結(jié)論

(1)基于結(jié)構(gòu)應力法的長角焊縫接頭疲勞損傷值為0.269，大于BS7608標準與EN1993標準中名義應力法評估的疲勞損傷值0.243和0.149.

(2)在EN12663中的疲勞載荷作用下，依據(jù)車體焊接結(jié)構(gòu)的主應力值，確定了某碳鋼車體底架區(qū)域的4條疲勞評估焊縫.結(jié)構(gòu)應力法的累積損傷最大值為0.701，出現(xiàn)在焊縫Ⅲ處；名義應力法的累積損傷最大值為0.543，出現(xiàn)在焊縫Ⅱ的點2處.并且結(jié)構(gòu)應力法的評估結(jié)果均高于使用名義應力法的評估結(jié)果.

(3)依據(jù)距離焊縫不同部位的主應力和焊趾處的結(jié)構(gòu)應力沿焊縫的變化曲線，指出應力集中發(fā)生的部位為牽引梁和枕梁下蓋板折彎位置、底架橫梁與縱梁焊縫位置、側(cè)墻立柱與底架邊梁焊縫位置，均是由幾何形狀發(fā)生突變引起的.

(4)使用名義應力法評估時，如果焊縫附近單元尺寸粗糙，應力梯度不能明確體現(xiàn)，存在評估節(jié)點選取的困難；結(jié)構(gòu)應力法明確疲勞評估節(jié)點為焊趾節(jié)點，保證了計算結(jié)果的準確性與唯一性，且結(jié)構(gòu)應力法的計算結(jié)果不依賴單元尺寸的變化.