机车转向架焊接构架轻型化评定和疲劳强度分析.

1、西 南 交 通 大 学 学 报第34卷 第1期Vol. 34 No. 11999年 2月 Feb. 1999J OU RNAL OF SOU THWEST J IAO TON G UN IV ERSIT Y机车转向架焊接构架轻型化评定和疲劳强度分析米彩盈（西南交通大学 机车车辆研究所 成都 610031摘 要 提出 Bo 2Bo 轴式机车转向架焊接构架轻型化评定准则 , 根据构架整 体结构有限元法分析结果 , 用边界元法分析了构架侧梁下盖板横向对接焊缝的应力 分布, 讨论对接焊缝因其根部未焊透引起的应力集中和降低承受拉应力的对接焊缝 应力状态的可行性方案 , 比较理论分析与疲劳强度试验结果 ,

2、 边界元法能较为准确地 评述焊缝区域的应力分布状态。关键词 边界元法 ; 疲劳裂纹 ; 焊接结构分类号 U260. 331随着铁道车辆技术的发展 , , 。在不同运行 :, 1; 对高速列车焊接构架疲劳寿命 需满足使用 30年, 每年运行2, 焊接构架时有疲劳破坏发生 , 阻碍了焊接构架轻型 化的实施。以 160km/h BO 2Bo 轴式准高速内燃机车 H 型焊接构架为例 , 用边界元法分析 焊接构架侧梁下盖板横向对接焊缝在疲劳强度试验中产生疲劳裂纹的原因。构架的 侧梁和牵引横梁为箱型结构 , 箱型梁的上、下盖板厚为 20mm , 腹板厚为 10mm , 制 造材料为 St52钢板, 焊缝未

3、进行 TIG 重熔处理。1 轻型化评定准则机车转向架焊接构架设计及计算载荷包括垂向载荷、横向载荷和纵向载荷 横向载荷和纵向载荷的大小主要取决于垂向载荷 , 垂向载荷依赖于机车的轴重。垂 向载荷分别作用于构架的一、二系悬挂弹簧的安装座处 , 在不考虑结构刚度突变引起应力集中的情况 下,BO 2Bo 轴式机车转向架焊接构架在三向复合载荷作用下承受的最大力矩和由此 引起的最大应力出现在一、二系悬挂弹簧的安装座区域附近。因此 , 由“轴距×轴重 /（构架重量×1m " 得出的无量纲值能衡量焊接构架的轻型化水平。表 1给出了我国 高速动力车转向架 GSD1及 GSD2、德国

4、西门子公司研制的准高速内燃机车DE30C ,AM TRA K 转向架及 ICE 高速动力车转向架和法国 TGV 高速动力车 转向架及焊接构架的一些主要技术参数和 “轴距×轴重/（构架重量 ×1m " 的值, 由此可 见这六种焊接构架的轻型化程度在同一水平上。收稿日期:1998203217 米彩盈:男,1965年生, 讲师, 硕士。表 1 BO 2Bo 轴式机车转向架及焊接构架主要技术参数机车种类机车代号轴重 /t轴距/m 构架结构形式构架重量 /kg轴距×轴重/（构架重量×1m GSD119. 53. 0高速电力机车 GSD2193. 0H 型

5、 163035. 0TGV 173. 0H 型 120042. 5ICE 193. 0准高速内燃机车 DE30C 302. 9H 型 230037. 8AM TRA K 302. 7H 型 200040. 5口字型 150039. 0口字型 150038. 02 焊接构架疲劳强度试验构架疲劳强度试验的主要目的是验证其疲劳强度, 找出强度最薄弱的区域和评价疲劳寿命。疲劳试验加载情况如图 1所示。构架疲劳强度试验按 U ICMerkblatt 61524（1994 3（简称 U IC61524 实施, 总载荷循环次数为 1. 0 1×07次, 荷由垂向载荷、横向载荷、 , 图 1 焊接构

6、架疲劳强度试验加载示意图 F z 1F z 2为 垂向载荷 , 作用于二系弹簧座处;F y 1,F y 2和F y 3为横向载荷 , 分别作用于二系弹簧座处和横向止挡处 ; F x 1和 F x 2为纵向载荷 , 作用于轴箱拉杆座处 ; F t 1和F t 2为扭曲载荷 , 作用于一系弹簧座处。构架疲劳试验第二阶段 （8. 0 1×06 次 结束后, 经无损检查 （磁粉探伤法和着色渗透法 发现在焊接构架侧梁下盖板横向对接焊缝区域发现疲劳裂纹, 裂纹沿焊缝截面厚度方向的长度约 4mm , 如图 2所示。按 U IC61524 评定为该焊接构架的疲劳强度不合格 , 需进一步改进结构设计和

7、焊接工艺规程 , 重新制造焊接构架进行疲劳强度试验, 直到 8. 0 ×106次内不出现疲劳裂纹为止。图 2 疲劳裂纹位置3 疲劳裂纹分析用 NASTRAN/ARIES6. 0 有限元软件对构架结构强度进行有限元分析 , 将构架划分为 32891个三维 20节点六面体实体单元、 28个梁单元和 24个杆单元 , 节点总数为 58936。梁单元模拟一系悬挂弹簧和轴箱拉 杆, 二者之间的连接用杆单元模拟。垂向载荷作用于构架侧梁的二系悬挂弹簧安装 座处, 横向载荷分别作用于构架二系悬挂弹簧安装座和横向止挡上 , 纵向载荷作用于牵引横梁上 , 边界约束加于杆单 元的节点上。构架焊缝的焊接接头

8、坡口形式为 K 型、V 型和 X 型, 在构架试制后期 , 进行了 焊接接头试验 , 由于焊接工艺制定的不合理 ,X 型对接焊缝在焊缝根部未焊透。因此 , 为了分析 X 型对接焊缝产生疲劳裂纹的原因和焊缝缺口的应力集中情况 , 用边界元 法分析焊缝的应力分布。3. 1 三维边界元法基本原理对于一个三维弹性体结构 , 在各向同性、均匀的线弹性力学研究中 , 由广义虎克定律导出应力、应变关系的基本方程为 ij =2 ij应 +变与k位k 移ij 满足关系式 ij =由应力描述的平衡方程为 ij , i +b j =0边界条件为B 1:u i =u B2i :p i =ij n (1 2(2 (3

9、(4式中 :u i 和, ij; b j i n j ; ij 为位移、u i 和p i B B(-12 弹, 性材料的切变模量 :=1+2; =2G, =G , 为E 材料的弹性模量 G =+,为 泊松比。由式(1 (4 导出确定弹性材料的位移平衡方程为(+ u k ,kj + u j ,kk +b j =0(5根据边界元理论 4, 由加权余量法导出弹性结构体模型的边界积分方程式 为( u i ( =c ij p j (x d 3(, x-u (ixj 3(, x u j (x d(x =p ij3(, x b j (x d(x u ij (6式中:cij 为边界面几何特征参数。对光滑边界面

10、 c ij = ij /当2; =时,c ij =ij。为了求边界积分方程的数值解 , 需将结构体模型的边界 离散为 N B 个边界单 元, 每个单元内的坐标 x 、面力p 和位移 u 用相应的节点值 x n , p n 和u n 及插值函 数矩阵的乘积 表示为T n T n T n (7 x = xu = u p = p将空间域 离散为 N 个单元, 综合式(6 和(7 导出每个边界点都满足的矩 阵方程式 =F (8 A式中:A 为系数矩阵 ; 为待求边界位移和载荷矩阵 ; F 为作用载荷和体积力综合 项矩阵。由矩阵方程式 (8 即可求得未知节点位移和节点力 , 方程(8 为边界元法的基本方

11、 程。3. 2 边界元法计算方法对焊接构架整体结构强度进行分析时 , 不考虑焊缝缺口对结构应力分布的 影响, 将焊缝接头形状简化为结合线 ; 用边界元法确定焊接接头缺口的应力分布时 , 将焊缝缺口的形状用缺口线描述 ; 焊缝缺口疲劳强度评定采用主应力法 5 。对焊接 构架整体结构实施有限元网格离散第 1 期米彩盈 : 机车转向架焊接构架轻型化评定和疲劳强度分析107时, 应将焊缝的缺口线和焊缝结合线取在同一位置 , 整体结构有限元分析结果作 为焊缝接头边界元法分析的边界条件。横向对接焊缝缺口离散网格如图3 所示。3. 3 计算结果与分析出现疲劳裂纹区域的有关实测峰值应力、边界元法确定的焊缝缺口

12、线和结 构有限元法确定的焊缝结合线应力分布结果在构架侧梁下盖板横向对接焊缝的分布 如图 4 所示。曲线 1如11!：!：;：1图 3 横向对接焊缝缺口4; ; 曲线3为边界元法确定的主应力 ; , 来源于 St52钢的2K 2Jasper 图6 。焊缝区域的应力在整体结构有限元分析结果中不超过其许用应力, 由于焊缝根部未焊透引起的应力集中和侧梁上、下盖板与腹板受力不均匀 , 引起侧梁下盖板横 向对接焊缝及热影响区应力分布的不均匀性 , 其应力峰值超过许用应力 , 且接近优质 焊缝的屈服极限 分析疲劳试验结果得出该区域的主应力循环特性 r 在 0. S =327. 3MPa 。4340. 611

13、的范围内, 对于优质焊缝 , 与其相对应的许用应力范围为 181. 58 205. 51MPa , 如图 4所示的曲线 4。从图 4中的曲线 2,3和 4可以看出 , 焊缝区域多 数点的主应力均超过其相应的许用应力 , 且疲劳试验结果与边界元法的分析结果相 吻合, 大于整体结构弹性有限元分析结果 （曲线 1 。由于对接焊缝根部存在未焊透缺 陷, 在焊缝区域的应力集中系数高达 1. 52. 3 倍。3. 4 降低横向对接焊缝应力的方法在侧梁下盖板横向对接焊缝出现疲劳裂纹的构架中 , 为了降低侧梁下盖板 横向对接焊缝承受的拉应力和剪应力 , 采用了在侧梁下盖板上纵向配筋措施。大量 的试验研究表明

14、7:提高承受拉应力和剪应力区域疲劳寿命的有效措施是尽量减少该区域的焊缝 数量。因此 , 构架疲劳实验后 , 在改进的侧梁结构中 , 采用了将侧梁下盖板厚度在原 板厚度基础上增加 2mm 代替原来的配筋方案 , 侧梁截面形心位置 （与配筋方案相比 降低了 3. 5mm 。构架整体结构有限元强度分析结果指出 :该区域的主应力降低了22. 7%; 在横向对接焊缝区域的最大 VON MISES 等效应力为 108. 2MPa ; 用边界元 法分析的最大等效应力为 126. 3MPa (去除对接焊缝加强高 , 不考虑焊缝可能存在的 焊接缺陷 , 其主应力均小于与其相对应的许用应力 ; 构架的扭转刚度降低

15、了 10. 1%, 在由于线路的轨道不平顺产生的扭曲载荷作用下 , 侧梁应力分布更趋于均匀化。西 南 交 通 大 学 学 报第34卷1084结论(1 在整体结构有限元分析的基础上 , 边界元法是确定焊缝疲劳强度储备的 有效方法 ;(2 从理论上分析了降低构架侧梁横向对接焊缝拉应力的可行性方案 , 通过改变 箱型梁截面形心位置能有效地降低侧梁下盖板横向对接焊缝的应力分布 ;(3 轴“距×轴重/(构架重量 ×1m " 这一无量纲值能准确地反映焊接构架的轻型化 水平, 该值越大表明构架的轻型化水平越高。参考文献1 Internationaler Eisenverband

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17、 zur der Lastannahmen. ZEV 2G las. Ann. 1983;107(4 :103 3 Internationaler Eisenverband. U IC 61524. 1994:2Festigkeitspr fungü an , , 1993:727. . . 北京 :高等教育出版社 ,1989:50735 G estaltung und Berechnung von Schweisskonstruktionen 2Ermd ungsfestigküeit. D üsseldorf :DVS 2Verlag. 1985:252259

18、6 Forschungs 2und Versuchsamt des Internationalen Eisenverbandes. Fra ge B12/RP1721982.Standardisierung der G tterwaügen. Utrecht :Banth Verlag. 1982:A9. 37 Gurney T R. Fatigue of welded structures. London :Combridge university press , 1979:98115Lightening Asse ssment and Fatigue Strength Analysisfor the Welded Frame of Locomotive Bogie sM i Caiyi ng(Inst. of Rail Vehicles , S outhwest Jiaotong University , Chengdu 610031, China s wholeAbstract The rule for assessing the lightening of welded frame of Bo 2Bo locomotive bogie is proposed. Based on the analysis result of the frame