魏鴻亮，牛春亮，周曉坤

(1.中車齊車集團(tuán)有限公司，黑龍江 齊齊哈爾 161002；2.大連交通大學(xué) 機(jī)車車輛工程學(xué)院，遼寧 大連 116028；3.大連海洋大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，遼寧 大連 116023;4.中車齊齊哈爾車輛有限公司 大連研發(fā)中心，遼寧 大連 116052)①

快捷貨運(yùn)列車轉(zhuǎn)向架焊接搖枕在運(yùn)用過程中承擔(dān)著載荷傳遞、方向調(diào)節(jié)和車體支撐等功能，是重要的承載體與傳力體.隨著列車運(yùn)行速度的提高，這些焊接承載部件出現(xiàn)疲勞問題的可能性激增，嚴(yán)重威脅車輛運(yùn)行安全.

由于焊接搖枕疲勞薄弱部位多為焊縫區(qū)域，所以許多學(xué)者對(duì)焊接搖枕焊縫疲勞問題開展了相關(guān)研究.孫暉東等[1]根據(jù)地鐵轉(zhuǎn)向架搖枕的承載特征，利用DVS1612標(biāo)準(zhǔn)評(píng)估了搖枕疲勞強(qiáng)度，并指出橫向止擋座與搖枕下蓋板焊縫的疲勞強(qiáng)度主要受垂直于焊縫方向的應(yīng)力影響；戴鑫亮等[2]結(jié)合EN 13749:2011和UIC 515等標(biāo)準(zhǔn)，利用Goodman疲勞極限圖對(duì)懸掛式單軌轉(zhuǎn)向架搖枕母材和焊縫進(jìn)行疲勞評(píng)估；Hu等[3]利用數(shù)值分析與試驗(yàn)相結(jié)合的方法對(duì)高速列車鋁合金搖枕進(jìn)行了失效分析與裂紋擴(kuò)展壽命預(yù)測，指出焊接缺欠為搖枕的裂紋源；Cao等[4]依據(jù)相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)載荷和承載條件設(shè)計(jì)試驗(yàn)，采用聯(lián)合試驗(yàn)方法深入研究列車焊接搖枕和構(gòu)架強(qiáng)度，并依據(jù)Goodman疲勞極限圖評(píng)估了搖枕和構(gòu)架母材和焊縫的疲勞性能.上述研究工作均是圍繞軌道車輛客車轉(zhuǎn)向架焊接搖枕強(qiáng)度問題開展的.快捷貨運(yùn)列車速度與載重相對(duì)較高，應(yīng)利用先進(jìn)疲勞分析與設(shè)計(jì)方法對(duì)其關(guān)鍵承載焊接結(jié)構(gòu)搖枕進(jìn)行抗疲勞設(shè)計(jì).

本文以快捷貨車焊接搖枕為研究對(duì)象，依據(jù)EN 13749:2011標(biāo)準(zhǔn)[5]中的疲勞載荷，利用基于斷裂力學(xué)原理的結(jié)構(gòu)應(yīng)力法對(duì)焊接搖枕關(guān)鍵焊縫進(jìn)行結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析與疲勞評(píng)估，并采用焊接結(jié)構(gòu)疲勞設(shè)計(jì)方法[6]對(duì)應(yīng)力集中突出焊縫的局部結(jié)構(gòu)進(jìn)行疲勞設(shè)計(jì).

1 焊接結(jié)構(gòu)的多軸疲勞評(píng)估方法

復(fù)雜載荷作用下，焊接結(jié)構(gòu)接頭的應(yīng)力特征復(fù)雜，因此，對(duì)焊接結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗疲勞設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)考慮焊縫承受復(fù)雜應(yīng)力的疲勞情況.目前，適用于軌道車輛復(fù)雜焊接結(jié)構(gòu)疲勞設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)(IIW—2015、BS 7608: 2014+A1:2015、EN 1993-1-9及ASME—2015)中同時(shí)考慮焊縫正應(yīng)力與剪應(yīng)力的多軸疲勞分析方法主要有名義應(yīng)力法和結(jié)構(gòu)應(yīng)力法.

IIW—2015 和BS 7608: 2014+A1: 2015中的名義應(yīng)力法均規(guī)定：當(dāng)焊縫剪應(yīng)力范圍大于正應(yīng)力范圍的15%時(shí)，應(yīng)考慮剪應(yīng)力對(duì)疲勞的影響[7-8]；EN 1993-1-9中的名義應(yīng)力法也給出了鋼結(jié)構(gòu)、不銹鋼及無保護(hù)耐候鋼結(jié)構(gòu)在同時(shí)考慮正應(yīng)力與剪應(yīng)力影響時(shí)的疲勞分析方法[9].由于這些標(biāo)準(zhǔn)中名義應(yīng)力法對(duì)接頭疲勞評(píng)估的應(yīng)力很難由有限元分析準(zhǔn)確獲得，且標(biāo)準(zhǔn)中接頭形式和承載均相對(duì)簡單，這與工程焊接結(jié)構(gòu)實(shí)際情況不一致，所以，名義應(yīng)力法的應(yīng)用局限性顯而易見.

結(jié)構(gòu)應(yīng)力法是美國ASME—2015標(biāo)準(zhǔn)中用于焊接接頭疲勞評(píng)估的方法之一.該方法首先計(jì)算接頭失效截面的結(jié)構(gòu)應(yīng)力，并在考慮截面厚度及載荷模式的基礎(chǔ)上，計(jì)算出等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力，然后根據(jù)主S-N曲線計(jì)算接頭疲勞壽命.該方法具有網(wǎng)格不敏感、不需要選擇S-N曲線等特點(diǎn)，可適用于鋼和鋁焊接接頭的疲勞評(píng)估.該方法將接頭焊縫沿焊趾截面分布，對(duì)焊趾疲勞有貢獻(xiàn)的拉張應(yīng)力定義為：垂直于焊縫的法向結(jié)構(gòu)應(yīng)力σs(與外載荷平衡的膜應(yīng)力σm與彎曲應(yīng)力σb之和)、平行于焊縫的面內(nèi)剪切結(jié)構(gòu)應(yīng)力τs及沿厚度方向的剪切結(jié)構(gòu)應(yīng)力τz′,見圖1.

圖1 接頭焊縫焊趾截面的結(jié)構(gòu)應(yīng)力

由于軌道車輛焊接結(jié)構(gòu)的失效模式主要為焊趾開裂和焊根開裂，圖1中沿厚度方向的剪切結(jié)構(gòu)應(yīng)力τz′通常因其數(shù)值小而被忽略.當(dāng)面內(nèi)剪切結(jié)構(gòu)應(yīng)力τs大于1/3的法向結(jié)構(gòu)應(yīng)力σs時(shí)，視接頭處于多軸應(yīng)力狀態(tài)，應(yīng)對(duì)其進(jìn)行多軸疲勞評(píng)估.

疲勞分析中等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力ΔSs的計(jì)算公式為：

(1)

結(jié)構(gòu)應(yīng)力法的主S-N曲線參數(shù)方程：

N=(ΔSs/Cd)1/h

(2)

式中:Cd及h為試驗(yàn)常數(shù).表1給出了不同概率分布下的主S-N曲線試驗(yàn)參數(shù).

表1 主S-N曲線試驗(yàn)參數(shù)表

結(jié)構(gòu)應(yīng)力方法評(píng)估接頭疲勞的主要步驟如下：

(1)確定施加于焊接結(jié)構(gòu)的所有重要載荷；

(2)利用循環(huán)計(jì)數(shù)法確定焊接接頭疲勞評(píng)估點(diǎn)的應(yīng)力循環(huán)總次數(shù)；

(3)確定上步中已經(jīng)得到的每個(gè)循環(huán)假設(shè)裂紋面的法向結(jié)構(gòu)應(yīng)力與面內(nèi)剪切結(jié)構(gòu)應(yīng)力，利用這些數(shù)據(jù)，計(jì)算最大應(yīng)力、最小應(yīng)力、應(yīng)力變化范圍和平均應(yīng)力變化范圍；

(4)計(jì)算每個(gè)循環(huán)的彈性結(jié)構(gòu)應(yīng)力變化范圍及等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力變化范圍；

(5)根據(jù)主S-N曲線和第(4)步中得到的等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力變化范圍參數(shù)，計(jì)算每個(gè)循環(huán)的壽命次數(shù)；

(6)計(jì)算累積疲勞損傷.設(shè)應(yīng)力循環(huán)總次數(shù)為M，第k個(gè)循環(huán)次數(shù)和壽命次數(shù)分別為nk和Nk，則累積疲勞損傷為：

(3)

2 焊接搖枕分析模型

快捷貨車焊接搖枕由上蓋板、下蓋板、腹板及加強(qiáng)隔板組焊而成，腹板兩側(cè)安裝有減振器座，下蓋板安裝有止擋座，兩端安裝有牽引彈簧安裝座，焊接搖枕結(jié)構(gòu)模型見圖2.下心盤與上蓋板間采用高強(qiáng)螺栓連接，板件材料為Q345E，各種鑄件座的材料為B+級(jí)鋼.

圖2 焊接搖枕結(jié)構(gòu)模型

根據(jù)EN 13749:2011標(biāo)準(zhǔn)，搖枕心盤和旁承主要承受來自車體的垂向載荷，橫向止擋座承受橫向載荷，縱向牽引彈簧安裝座承受制動(dòng)縱向載荷，減振器安裝座承受橫向減振器卸荷力.這些載荷確定了7種疲勞載荷工況，見表2.

表2 焊接搖枕疲勞工況匯總

焊接搖枕主要離散為8節(jié)點(diǎn)六面體單元，其中焊縫也離散為實(shí)體單元.模型單元總數(shù)為558 978；結(jié)點(diǎn)總數(shù)為697445.搖枕進(jìn)行有限元分析時(shí)在兩端彈簧座處約束橫向、縱向和垂向的線位移.

3 焊接搖枕疲勞評(píng)估

在利用表2中的疲勞載荷工況對(duì)快捷貨車焊接搖枕進(jìn)行疲勞評(píng)估時(shí)，首先，由焊接搖枕焊縫的主應(yīng)力分析結(jié)果確定評(píng)估焊縫位置；其次，對(duì)這些焊縫進(jìn)行結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析，確定焊縫的應(yīng)力狀態(tài)(單軸/多軸)；最后，再對(duì)這些不同應(yīng)力狀態(tài)的焊縫進(jìn)行疲勞評(píng)估(單軸/多軸).

3.1 確定評(píng)估焊縫

焊接搖枕主應(yīng)力分析結(jié)果表明：上(下)蓋板與腹板的焊縫、縱向彈簧座與上(下)蓋板的焊縫、橫向減振器座與腹板的焊縫、橫向止擋座與下蓋板的焊縫、旁承盒與上(下)蓋板的焊縫的主應(yīng)力較大.工況1第一階段靜態(tài)載荷作用下的焊接搖枕主應(yīng)力云圖見圖3.

圖3 焊接搖枕的主應(yīng)力云圖

將主應(yīng)力較大的焊縫和設(shè)計(jì)關(guān)注焊縫確定為焊接搖枕疲勞評(píng)估焊縫，這些焊縫的位置及編號(hào)見圖4.

圖4 1/2搖枕結(jié)構(gòu)的疲勞評(píng)估焊縫

3.2 焊縫結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析

在表2中的載荷作用下，對(duì)圖4給出的焊縫進(jìn)行結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析.焊縫 7和焊縫 13的面內(nèi)剪切結(jié)構(gòu)應(yīng)力大于法向結(jié)構(gòu)應(yīng)力的1/3，其中工況1第一階段載荷的焊縫結(jié)構(gòu)應(yīng)力曲線見圖5，其他焊縫的面內(nèi)剪切結(jié)構(gòu)應(yīng)力均較小.從圖中可知：焊縫 7和焊縫 13的剪切結(jié)構(gòu)應(yīng)力Δτk與法向結(jié)構(gòu)應(yīng)力Δσk滿足如下關(guān)系：Δτk>Δσk/3，因此，應(yīng)對(duì)焊縫 7和焊縫 13進(jìn)行多軸疲勞分析.

(a)焊縫7

3.3 焊縫疲勞評(píng)估

利用本課題組編寫的基于結(jié)構(gòu)應(yīng)力法焊縫疲勞分析程序，在表2中的疲勞工況作用下，對(duì)圖4中焊縫進(jìn)行疲勞分析.

用98%可靠度-2σ的主S-N曲線參數(shù)，得到的基于法向結(jié)構(gòu)應(yīng)力的焊縫疲勞累積損傷值均小于1，其中環(huán)形焊縫11的累積損傷最大，累積損傷值為0.74.焊縫7、焊縫3、焊縫12、焊縫5和焊縫10為疲勞相對(duì)薄弱的焊縫，其累積損傷值分別為0.55、0.48、0.2、0.19和0.12.

焊縫7和焊縫13的應(yīng)力狀態(tài)復(fù)雜(圖5)，在對(duì)其進(jìn)行疲勞評(píng)估時(shí)應(yīng)同時(shí)考慮面內(nèi)剪切結(jié)構(gòu)應(yīng)力和法向結(jié)構(gòu)應(yīng)力.工況1第一階段載荷下，這兩條焊縫的單軸和多軸等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力見圖6，由圖可以看出：焊縫多軸等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力均大于單軸法向等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力.焊縫7和焊縫13的多軸疲勞損傷值分別為0.807和0.373，均高于各焊縫單軸時(shí)的0.55和0.082.

(a)焊縫7

4 焊接搖枕的抗疲勞設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)焊接結(jié)構(gòu)時(shí)，如果能使其焊縫應(yīng)力集中保持最小，并盡可能地讓各組件以預(yù)期方式變形，而不因局部約束引入二次變形和二次應(yīng)力，那么就可以獲得具有良好疲勞特征的焊接結(jié)構(gòu)[8].依據(jù)這一理念，Niu等[6]提出在靜態(tài)載荷下識(shí)別焊縫的“應(yīng)力集中”，進(jìn)而剖析“應(yīng)力集中”產(chǎn)生的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)原因，并基于剛度協(xié)調(diào)方法緩解“應(yīng)力集中”的三階段遞進(jìn)式焊接結(jié)構(gòu)抗疲勞設(shè)計(jì)方法.該方法為焊接搖枕抗疲勞設(shè)計(jì)指明了方向.

4.1 焊縫應(yīng)力集中分析及緩解

在上一節(jié)已分析出搖枕的橫向止擋座與下蓋板間的焊縫11疲勞損傷較大.從焊縫的結(jié)構(gòu)應(yīng)力變化曲線可以看出，有明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，焊縫結(jié)構(gòu)應(yīng)力的峰值為44.10 MPa，見圖7.究其原因：在垂向載荷作用下，位于焊縫11附近的下蓋板由于止擋座對(duì)其附近區(qū)域下蓋板的約束作用，導(dǎo)致該區(qū)域結(jié)構(gòu)出現(xiàn)較大垂向剛度不連續(xù)，致使結(jié)構(gòu)未按預(yù)期形式變形.

(a)結(jié)構(gòu)應(yīng)力-垂向載荷

將筋板向下平移至橫向止擋座邊緣位置(圖8(a))，保證橫向止擋座邊緣處有一定的垂向剛度依托.經(jīng)分析，改進(jìn)結(jié)構(gòu)后焊縫11的結(jié)構(gòu)應(yīng)力峰值下降了16.01%(圖8(b))，在一定程度上緩解了橫向止擋座與下蓋板間焊縫局部區(qū)域的應(yīng)力集中，該區(qū)域結(jié)構(gòu)垂向剛度更趨于協(xié)調(diào)；焊縫的總損傷降低39.78%，有效提升了焊縫的抗疲勞能力.

(a)結(jié)構(gòu)圖8 焊縫區(qū)域改進(jìn)結(jié)構(gòu)及結(jié)構(gòu)應(yīng)力曲線

(b)結(jié)構(gòu)應(yīng)力續(xù)圖8 焊縫區(qū)域改進(jìn)結(jié)構(gòu)及結(jié)構(gòu)應(yīng)力曲線

4.2 抗疲勞設(shè)計(jì)原則

以焊接結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)階段獲得具有最好疲勞特征為出發(fā)點(diǎn)，基于三階段遞進(jìn)式焊接結(jié)構(gòu)抗疲勞設(shè)計(jì)方法，并結(jié)合搖枕焊縫的結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析，總結(jié)出焊接搖枕抗疲勞設(shè)計(jì)的幾點(diǎn)基本原則：

(1)確保傳力路徑的通暢.搖枕蓋板、內(nèi)部隔板和安裝座等焊接組件的布置及板厚，應(yīng)充分考慮外載荷的傳遞路徑，確保結(jié)構(gòu)上剛度協(xié)調(diào)且力流傳遞順暢，避免出現(xiàn)因傳力不順引起的應(yīng)力集中現(xiàn)象.

(2)焊縫區(qū)域的幾何應(yīng)漸變過渡.盡可能增大焊縫附近圓弧半徑，如：增加橫向減振器座和腹板間焊縫的過渡圓角，使其周邊焊縫剛度漸變，降低圓弧過渡處由幾何突變引起的應(yīng)力集中的程度，提升抗疲勞能力.

(3)合理設(shè)計(jì)接頭類型.應(yīng)首選應(yīng)力集中系數(shù)較小的對(duì)接接頭；當(dāng)不可避免地使用角焊縫時(shí)，應(yīng)對(duì)角焊縫連接部件形狀進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，并盡可能使其不位于主要承載部位且要保證焊縫全熔透.盡量減少或避免焊接件間焊縫交叉.

5 結(jié)論

(1)在標(biāo)準(zhǔn)EN 13749：2011中的疲勞載荷作用下，焊接搖枕焊縫的疲勞累積損傷值均小于1.0，其中：旁承盒與上蓋板的焊縫7的累積損傷最大，值為0.807.

(2)由于焊接搖枕焊縫幾何與承載復(fù)雜，部分焊縫應(yīng)力呈現(xiàn)多軸狀態(tài)，應(yīng)進(jìn)行多軸疲勞評(píng)估.焊縫13的單軸的累積損傷值僅為0.082，而多軸的累積損傷值為0.373；焊縫7的多軸的累積損傷值也高于單軸的.

(3)依據(jù)焊接結(jié)構(gòu)抗疲勞設(shè)計(jì)方法有效地緩解了環(huán)焊縫11的應(yīng)力集中，結(jié)構(gòu)應(yīng)力峰值下降16.01%、疲勞累積損傷降低39.78%，提升了焊縫抗疲勞性能.

(4)提出的抗疲勞設(shè)計(jì)基本原則既為焊接搖枕在設(shè)計(jì)階段獲得良好疲勞性能提供了技術(shù)保證，又可推廣應(yīng)用于其他復(fù)雜焊接結(jié)構(gòu)抗疲勞設(shè)計(jì)中.