謝素明 ，韓志遠(yuǎn) ，牛春亮 ，王懷東

(1. 大連交通大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院，遼寧 大連 116028；2. 中車長(zhǎng)春軌道客車股份有限公司 國(guó)家軌道客車工程研發(fā)中心，吉林 長(zhǎng)春 130062)*

0 引言

作為連接車體與轉(zhuǎn)向架的鋁合金地鐵車體枕梁，在列車運(yùn)用過程中，既承受著由空氣彈簧傳遞的車體垂向載荷又承受著由牽引梁傳遞的車鉤縱向載荷[1]，在檢修過程中發(fā)現(xiàn)枕梁焊縫處存在疲勞裂紋問題.因此，枕梁及其連接部件的強(qiáng)度問題在地鐵車體的設(shè)計(jì)階段受到重點(diǎn)關(guān)注.

鋁合金枕梁的研究工作主要涉及到結(jié)構(gòu)性能分析、制造以及焊接工藝方面.張冉以新加坡鋁合金枕梁為研究對(duì)象，對(duì)枕梁的焊縫進(jìn)行靜強(qiáng)度分析和疲勞壽命預(yù)測(cè)，并開展了相關(guān)試驗(yàn)研究，針對(duì)強(qiáng)度薄弱部位進(jìn)行了結(jié)構(gòu)改進(jìn)[2]；鄒俠銘針對(duì)鋁合金枕梁生產(chǎn)中出現(xiàn)的焊接變形量大、焊縫存在缺陷等質(zhì)量問題，進(jìn)行了分析并制定了有效的改進(jìn)措施[3].田有剛根據(jù)EN 15614-2標(biāo)準(zhǔn),對(duì)牽枕緩焊接接頭進(jìn)行了焊接工藝評(píng)定，并借助試驗(yàn)分析牽枕緩焊接變形的產(chǎn)生原因，提出了預(yù)留工藝放量、制作專用工裝等措施來控制焊接變形[4].當(dāng)前，車體枕梁部件已經(jīng)由焊縫密集的鋁合金板材組成結(jié)構(gòu)演變?yōu)橹饕射X合金型材對(duì)接組成結(jié)構(gòu)，鋁合金型材組成的枕梁焊縫數(shù)量少、強(qiáng)度高.

為了適應(yīng)我國(guó)軌道車輛的國(guó)際化發(fā)展，現(xiàn)執(zhí)行的國(guó)外設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)的車體承載工況復(fù)雜且多樣化，對(duì)車體性能提出了更高的要求.當(dāng)考慮轉(zhuǎn)向架與車體相對(duì)加速度3g沖擊時(shí)，縱向沖擊力與枕梁下表面有一定的距離，致使枕梁承受相當(dāng)大的彎矩，造成枕梁與中心銷座(與轉(zhuǎn)向架連接)的連接部位強(qiáng)度裕量不足.

該工況試驗(yàn)時(shí)，由于中心銷座的存在，無法通過應(yīng)變片檢測(cè)該連接區(qū)域，存在著相當(dāng)?shù)陌踩[患.本文建立某鋁合金地鐵枕梁及其連接部件實(shí)體接觸分析模型，研究加載高度、聯(lián)接螺栓數(shù)量、以及中心銷座厚度對(duì)部件強(qiáng)度的影響；依據(jù)部件接觸面積，建立枕梁及其連接部件強(qiáng)度快速分析模型，提高建模和求解效率；并利用快速分析模型開展枕梁及其連接部件的強(qiáng)度設(shè)計(jì).

1 結(jié)構(gòu)及承載特點(diǎn)

某鋁合金地鐵車體枕梁結(jié)構(gòu)由兩型材和板材組焊構(gòu)成，其中枕梁型材與中蓋板為對(duì)接焊連接，加強(qiáng)板與枕梁型材及中蓋板之間采用角焊連接[5].連接轉(zhuǎn)向架的中心銷座與枕梁通過八個(gè)聯(lián)接螺栓連接；枕梁與地板型材、邊梁以及牽引梁均為焊接連接，參見圖1.枕梁型材為ENAW-6082，其屈服強(qiáng)度為260，中蓋板以及與枕梁型材連接的加強(qiáng)板、牽引梁連接板等材質(zhì)均為EN-AW6005A，其屈服強(qiáng)度為215，焊縫熱影響區(qū)的屈服強(qiáng)度為115.中心銷為鑄鋼件，螺栓性能等級(jí)8.8級(jí).轉(zhuǎn)向架與車體以相對(duì)加速度3 g沖擊時(shí)，沖擊載荷為轉(zhuǎn)向架質(zhì)量乘以3 g(加速度g取為9.81m/s2).由于沖擊載荷施加在與枕梁下表面具有一定高度距離的中心銷座上，所以，轉(zhuǎn)向架產(chǎn)生的縱向力先傳遞給中心銷座，然后通過螺栓傳遞給枕梁，枕梁與中心銷座連接部位會(huì)受到相當(dāng)大的附加彎矩作用.

圖1 枕梁及其連接結(jié)構(gòu)示意圖

2 強(qiáng)度影響因素

轉(zhuǎn)向架沖擊產(chǎn)生的附加彎矩作用，會(huì)較大地影響枕梁與中心銷座的接觸關(guān)系.因此，為了計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，枕梁及其連接部件結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析模型必須考慮枕梁、中心銷、螺栓以及螺栓墊片之間的相互作用關(guān)系.接觸分析模型中(圖2)，枕梁、牽引梁、地板連接板、螺栓、墊片以及中心銷座均離散為實(shí)體單元，其它部件離散為四節(jié)點(diǎn)薄殼單元，單元總數(shù)為784 043；節(jié)點(diǎn)總數(shù)為714 971，其中：部件之間定義了26個(gè)接觸對(duì)，摩擦系數(shù)取為0.15，轉(zhuǎn)向架質(zhì)量為8 100 kg.

圖2 枕梁及其連接部件強(qiáng)度分析的接觸模型

進(jìn)行含有螺栓聯(lián)接問題的接觸分析時(shí)，要通過施加螺栓預(yù)緊力來調(diào)試接觸模型.枕梁與中心銷座的聯(lián)接螺栓為M24，預(yù)緊力矩500 N·m，螺栓預(yù)緊力為104 167 N.需要構(gòu)建預(yù)緊單元來施加螺栓預(yù)緊力.調(diào)試接觸模型時(shí)需注意：①選擇剛度較大的中心銷座面為目標(biāo)面；②低估值的接觸剛度比高估值的接觸剛度要好，較低的接觸剛度比過高的接觸剛度導(dǎo)致的收斂困難問題更容易解決，本文接觸剛度由0.1開始設(shè)置，然后由小變大，慢慢調(diào)整至0.5，此時(shí)孔邊區(qū)域應(yīng)力值趨于穩(wěn)定；③通過預(yù)緊力工況判定施加的預(yù)緊力是否正確[6].轉(zhuǎn)向架沖擊載荷為238 kN；加載高度為355 mm.接觸分析模型的位移約束：空氣彈簧位置約束垂向線位移，底架地板兩端約束縱向線位移，底架邊梁與側(cè)墻連接部位約束垂向和橫向線位移.

兩個(gè)方向的轉(zhuǎn)向架沖擊工況的計(jì)算結(jié)果如圖3所示.由圖3可以看出：枕梁與中心銷連接的螺栓孔附近(孔邊的第二層結(jié)點(diǎn)的應(yīng)力，參見圖4)為高應(yīng)力區(qū)域，其中+3 g工況的應(yīng)力大于-3 g工況的，最大Von. Mises應(yīng)力值接近150 MPa，該區(qū)域均為焊縫熱影響區(qū)，屈服強(qiáng)度為115 MPa.

(a)預(yù)緊力工況

(b) -3g工況

(c) +3g工況

圖3枕梁及其聯(lián)接部件接觸區(qū)域的應(yīng)力云圖

載荷施加高度分別為250、355、500 mm時(shí)，轉(zhuǎn)向架沖擊+3g工況作用下，沿聯(lián)接螺栓孔邊(應(yīng)力選取位置見圖4)的Von. Mises應(yīng)力變化曲線如圖5所示.由圖5可以看出：①加載高度越高，螺栓孔邊的應(yīng)力就越大，當(dāng)沿孔邊距離A點(diǎn)30mm時(shí)，隨著加載高度的增加，應(yīng)力值分別為114.497、143.581和177.023MPa；②相同加載高度時(shí)，沿孔邊距離A點(diǎn)36 mm時(shí)(離焊縫最近的區(qū)域)孔邊的應(yīng)力達(dá)到最大，三種加載高度對(duì)應(yīng)的最大應(yīng)力分別為116.698、147.816、184.126 MPa；當(dāng)聯(lián)接螺栓數(shù)量分別為6,8,10時(shí)，在轉(zhuǎn)向架沖擊+3 g工況作用下，沿聯(lián)接螺栓孔邊的Von. Mises應(yīng)力變化曲線如圖6所示.由圖6可以看出：①螺栓數(shù)量越多，螺栓孔邊的應(yīng)力越小，當(dāng)螺栓數(shù)量分別為6、8、10，沿孔邊距離A點(diǎn)30mm時(shí)，應(yīng)力分別為186.122、143.19、125.18 MPa；②當(dāng)螺栓數(shù)量由8個(gè)減為6個(gè)時(shí)，螺栓孔邊的應(yīng)力增加幅度非常明顯，增幅最大為50 MPa；當(dāng)螺栓數(shù)量由8個(gè)增加為10個(gè)時(shí)，螺栓孔邊的應(yīng)力有一定的降幅，降幅最大為21 MPa；中心銷座厚度分別為25、30和35 mm時(shí)，在轉(zhuǎn)向架沖擊+3 g工況作用下，沿聯(lián)接螺栓孔邊的Von. Mises應(yīng)力變化曲線如圖7所示.由圖7可以看出：當(dāng)沿孔邊距離A點(diǎn)60 mm以內(nèi)時(shí)，中心銷座的厚度對(duì)孔口區(qū)域應(yīng)力影響較??；當(dāng)距離A點(diǎn)60～66 mm時(shí)，中心銷座的厚度對(duì)孔口區(qū)域應(yīng)力影響較大.

圖4 應(yīng)力數(shù)據(jù)選取位置示意圖

圖5 不同加載高度對(duì)孔口區(qū)域應(yīng)力的影響

圖6 螺栓數(shù)量對(duì)孔口區(qū)域應(yīng)力的影響

圖7 中心銷座厚度對(duì)孔口區(qū)域應(yīng)力的影響

3 快速分析模型

沖擊工況下枕梁及其連接部件結(jié)構(gòu)強(qiáng)度接觸分析的建模工作量大、計(jì)算耗時(shí)且難于收斂.結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)改進(jìn)重分析時(shí)，周期過長(zhǎng)，無法滿足高效率的設(shè)計(jì)要求.經(jīng)過分析上述計(jì)算結(jié)果，可以獲得沖擊工況下枕梁和中心銷座的接觸面積，據(jù)此，在枕梁及其連接部件的殼單元模型中，采用beam梁?jiǎn)卧M螺栓，借助“位移耦合”建立枕梁和中心銷座的傳力關(guān)系，可極大地提高建模效率和計(jì)算速度.枕梁及其連接部件強(qiáng)度快速分析模型以任意四節(jié)點(diǎn)薄殼單元為主，三節(jié)點(diǎn)薄殼單元為輔，單元總數(shù)為176142，結(jié)點(diǎn)總數(shù)為85813.

轉(zhuǎn)向架正向沖擊載荷加載高度為355 mm，快速分析模型的枕梁與中心銷連接的螺栓孔附近的計(jì)算結(jié)果見圖8，由A-B沿孔邊的兩種分析模型的應(yīng)力如圖9所示.由圖9可以看出：快速分析模型的應(yīng)力均大于實(shí)體接觸模型的，兩者的最大誤差為9%，發(fā)生在沿孔邊距離A點(diǎn)18 mm處.當(dāng)沿孔邊距離A點(diǎn)36 mm時(shí)，兩模型的孔邊應(yīng)力均達(dá)到最大；當(dāng)沿孔邊距離A點(diǎn)大約42～66 mm之間時(shí)，兩種模型的計(jì)算結(jié)果基本一致.

圖8 接觸區(qū)域的應(yīng)力云圖

圖9 兩種模型的孔口區(qū)域的應(yīng)力曲線

結(jié)合圖3和圖8,得知，枕梁及其連接部件接觸區(qū)域的安全系數(shù)為0.78.究其原因，枕梁與牽引梁連接焊縫位置位于大應(yīng)力區(qū)域，且該區(qū)域的屈服強(qiáng)度低.若將枕梁型材下表面連接部位增寬20 mm，與其連接的牽引梁下表面相應(yīng)縮短20 mm(參見圖10).這樣一來，枕梁與中心銷聯(lián)接螺栓孔就遠(yuǎn)離了枕梁與牽引梁連接焊縫，枕梁型材的屈服強(qiáng)度為260 MPa，這時(shí)，枕梁及其連接部件接觸區(qū)域的安全系數(shù)為1.73.

圖10 枕梁和牽引梁局部改進(jìn)結(jié)構(gòu)

4 結(jié)論

(1)在轉(zhuǎn)向架沖擊載荷作用下，枕梁與中心銷座的連接部位為強(qiáng)度薄弱區(qū)域，其中正沖擊工況的枕外連接部位應(yīng)力更大；

(2)加載高度和聯(lián)接螺栓數(shù)量對(duì)部件強(qiáng)度的影響大，高度越高、螺栓數(shù)量少、應(yīng)力越大；中心銷座厚度對(duì)部件強(qiáng)度的影響很??；

(3)快速分析模型的計(jì)算結(jié)果與實(shí)體接觸模型的結(jié)果最大誤差為9%，且前者的應(yīng)力均大于后者的.所以，可以利用快速分析模型對(duì)類似結(jié)構(gòu)的進(jìn)行保守的強(qiáng)度分析；

(4)增寬枕梁型材下表面和縮短與其連接的牽引梁下表面的改進(jìn)方案，可提高枕梁及其連接部件接觸區(qū)域的安全系數(shù).