罐車車體結構疲勞損傷規律研究*

王 萌，李 強，王斌杰，張友印

(北京交通大學 機械與電子控制工程學院，北京100044)

罐車車體結構疲勞損傷規律研究*

王 萌，李 強，王斌杰，張友印

(北京交通大學 機械與電子控制工程學院，北京100044)

基于U80H型罐車的線路實測動應力響應數據，分析了載重、運行速度對罐車車體結構疲勞損傷的影響規律。研究結果表明:牽引梁與車體其他部位連接處是罐車車體結構疲勞強度薄弱區域;軸重對車體結構損傷呈非線性影響，在大軸重的情況下損傷隨軸重的增加急劇增加;存在車體結構損傷最小的車輛運行速度，采用合理的車輛運行速度可有效延長車輛的使用壽命。根據所得車體結構疲勞損傷規律，分析得到車輛最大軸重時的最快運行速度及最快運行速度下的最大軸重。

結構疲勞損傷;U80H罐車車體;動應力測試;損傷規律應用

隨著貨車運行速度及運用載重的增加，貨車車體的疲勞損傷隨之加劇［1］，貨車安全運營面臨愈加嚴峻的考驗。罐車作為中國鐵路貨運列車的重要組成部分，在鐵路運輸中占有重要地位，因此對罐車車體結構的疲勞損傷規律研究具有重要的現實意義。

基于國內諸多學者對鐵路貨車的研究結果［2-4］，影響貨車受力狀況和運行性能的主要是車鉤載荷的作用，而列車載重和運行速度［5］很大程度上決定了車鉤載荷的作用狀態。本文根據U80H罐車的實線測試數據，對影響列車疲勞結構強度的載重和運行速度兩個因素進行分析，研究了罐車車體結構在實際運用工況下的疲勞損傷規律。

1 試驗測試方案

為研究罐車車體的損傷規律，需要確定罐車車體結構上的動態應力響應測點。動應力測點一般根據有限元靜態強度分析、結構細部應力集中情況及實際應用損傷嚴重部位［6］綜合進行確定。

罐車車體在縱向、橫向上均屬于對稱結構，故可取車體1/4結構建模進行有限元分析，將研究的U80H罐車離散為圖1所示30 mm大小的71 221個板殼單元，對結構施加對稱約束，在車體的前、后從板上分別施加拉、壓車鉤載荷，分析獲得該罐車的靜態強度關注測點;通過分析車體細部結構，尤其主焊縫區域及結構復雜等應力集中區域，確定車體的結構關注測點;根據以往罐車車體結構的應用情況，確定車體的運用關注測點。綜合上述分析，確定U80H型罐車車體的動應力測點位置如圖2所示。

圖1 U80H罐車車體有限元模型

圖2 U80H罐車車體動應力測點位置

為較全面的研究載重和速度對罐車車體結構疲勞強度的影響，確定的實線試驗測試方案如表1所示。

表1 實線試驗測試方案

表1所示的測試均在長沙東—古培塘區間往返測試，每個往返138 km。本次測試采用120 Ω溫度補償應變全橋測試，選用HBM公司eDAQ32型動態數據采集系統，采樣頻率500 Hz。

通過分析所測數據，獲得罐車車體結構疲勞損傷規律。

2 損傷規律分析

對累積所測25 t軸重工況904.4 km和27 t軸重工況1 440.2 km數據的應力—時間歷程分別進行雨流計數［7］，獲得各測點的8級應力譜，根據統計所得應力譜按照式(1)進行損傷計算。

式中D為測點損傷;C、m為測點所對應的焊接接頭SN曲線參數;σi為各級應力水平;ni為各級應力作用頻次。

所得各測點的損傷情況如圖3所示(18測點損壞)。

從圖3中可以看出，U80H罐車車體疲勞強度薄弱區域非常集中，位于牽引梁與枕梁下蓋板連接處(測點2，3，19，22)、牽引梁腹板尾端與罐體加強板連接處(測點5，8，13，14)及橫梁與下側梁連接處(測點16)區域。對罐車車體結構疲勞損傷規律的研究也主要以上述區域為主。

2.1 動態應力響應規律

有限元分析表明疲勞損傷最嚴重區域(測點3)對縱向車鉤載荷的應力響應明顯，因此車體在實際運行中受到車鉤牽引載荷、制動造成的縱向沖擊時，均會出現明顯的拉或壓應力響應。

選取表1所示27 t軸重下的5次測試數據，將測點3在不同速度級下的最大動應力響應波形繪于圖4。從圖中可以看出70，80，90 km/h速度級下動應力最大值出現在持續拉應力狀態;60，100 km/h速度級下動應力最大值出現在拉應力短時突變狀態，這兩種響應形式均因車體受縱向車鉤載荷(縱向牽引或縱向沖擊)引起，因此縱向車鉤載荷是造成車體結構大應力循環的主要影響因素。另外從圖中可以看出在相同的線路及載重條件下，除90 km/h外，其他速度級下的動應力響應最大值普遍較大(大于70 MPa)，90 km/h速度級下的動應力響應最大值明顯小于其他速度級(約58 MPa)。

為進一步分析車體動應力響應規律，將27 t軸重90 km/h工況下損傷最大區域對稱位置測點2，測點3的最大應力響應繪于圖5。從圖中可以看出:

(1)測點2，3的應力響應整體變化趨勢相同，由此可推斷車鉤載荷對損傷最大區域的應力響應起主導作用;

(2)測點2，3的應力響應的細部波動相位不同，表明存在其他車輛振動載荷的耦合作用，引起車體結構較高頻率的動應力響應。

經雨流計數統計的應力譜可有效表示所測數據全程的應力循環情況。27 t軸重不同速度級下損傷最嚴重區域(測點3)的雨流計數應力譜如圖6所示。從圖中可以看出，90 km/h速度下的應力譜線較其他應力譜線左移，說明該運行速度有效降低相同循環頻次的應力幅值或降低相同應力水平的循環頻次，從而使得車體疲勞損傷程度較其他速度工況有所降低。

圖6 不同速度級測點3雨流應力譜

2.2 軸重對損傷的影響

對U80H罐車車體結構在25 t、27 t軸重相同線路、相同速度下的應力—時間歷程子樣進行分析，計算所得疲勞強度關鍵部位兩種軸重下的損傷情況如圖7所示。從圖中可以看出，若將各測點的實測數據反向延長線與損傷坐標軸(y軸)相交，會得到相當大的負截距，而結構損傷值不可能為負，因此軸重對結構損傷的影響關系呈現出非常強的非線性。

就本次測試而言，罐車軸重由25 t變為27 t后，雖然載重只增加8%，但最大損傷卻增至原來的1.7倍左右，即27 t軸重使用壽命比25 t軸重下降約41%。因此，載重是罐車車體結構損傷非常重要的影響因素，尤其在重載區間，結構損傷隨載重的增加迅速加快。

圖7 車體結構損傷與軸重的關系

2.3 運行速度對損傷的影響

按照表1所示試驗方案，U80H型罐車在27 t軸重條件下，按照60，70，80，90，100 5個速度級，在"長沙東—古培塘"試驗線路區段分別測試一個往返，每個往返138 km。對測得5個不同速度級下的"應力—時間"歷程進行雨流計數，并按照式(1)進行損傷計算，得到U80H罐車車體結構疲勞強度關鍵部位的損傷情況如圖8所示。

從圖8中可以看出，除90 km/h外，隨著列車運行速度的提升，車體結構損傷有增加的趨勢，但在90 km/h運行速度下損傷大量減少。表明車輛系統在運行時，若以最小損傷為目標函數，存在最優運行時速。對80，90，100 km/h數據點進行二次多項式函數擬合，結果如圖9所示，得出列車的損傷最小運行時速為88.78 km/h。采用合理的車輛運行速度可有效延長車輛的使用壽命。

圖8 車體結構損傷與運行速度的關系

圖9 損傷—速度二次多項式擬合結果

3 損傷規律的應用

根據分析所得罐車結構損傷規律，可以確定滿足實際應用要求的列車最優運行條件。

3.1 最大軸重的最快運行速度

設車輛最大軸重為27 t，依據測試所得罐車車體結構損傷規律確定車輛安全運行300萬km的最快運行速度。

以罐車車體結構疲勞強度最弱的測點3區域的損傷程度為限定條件，根據測試公里數及圖9的擬合結果，測點3每百公里損傷與80～100 km/h速度之間的關系為

解式(3)取較大速度，可得車輛最大27 t軸重下車輛安全運行300萬km的最快速度為99.19 km/h。

3.2 最快運行速度的最大載重

設車輛最快運行速度為100 km/h，依據測試所得罐車車體結構損傷規律確定車輛安全運行300萬km的最大列車軸重。

依舊以罐車車體結構疲勞強度最弱的測點3區域的損傷程度為限定條件，假設25～27 t區間內損傷與載重大致如圖7呈線性關系，測點3每百公里損傷與25～27 t軸重之間的關系為

取安全系數1.3，則300萬km最大軸重滿足下式

取安全系數1.3，則300萬km最快運行速度滿足下式

解式(5)可得車輛最快運行100 km/h速度下車輛安全運行300萬km的最大軸重為26.54 t。

4 結論

通過對線路實測動應力響應數據分析可以得到如下結論:

(1)對于U80H型罐車車體，疲勞強度薄弱區域集中在3個部位:牽引梁與枕梁下蓋板連接處、牽引梁腹板尾端與罐體加強板連接處及橫梁與下側梁連接處區域;

(2)軸重是罐車車體結構損傷非常重要的影響因素，尤其在重載區間，結構損傷隨載重的增加迅速加快。U80H罐車軸重由25 t變為27 t后，載重增加8%，但最大損傷增至原來的1.7倍左右，使用壽命下降約41%;

(3)合理的運行速度可有效降低相同循環頻次的應力幅值或相同應力水平的循環頻次，從而使得車體疲勞損傷程度較其他速度工況有所降低。因此采用合理的車輛運行速度可有效延長車輛的使用壽命。U80H罐車車體損傷最小運行速度為88.78 km/h;

(4)縱向車鉤載荷是造成車體結構大應力循環的主要影響載荷;

(5)根據分析所得罐車結構損傷規律，可以確定滿足實際應用要求的列車最優運行條件。

由于試驗條件限制，本次試驗研究只獲得U80H車體結構部分運行工況下的疲勞損傷規律，更全面的規律需要進一步細致的試驗測試與分析。

［1］ 魏玉光，韋俊峰，于躍斌，等.運煤專用敞車最大合理軸重研究［J］.中國鐵道科學，2014，35(3):97-101.

［2］ 徐倩，王悅明，倪純雙.重載列車縱向沖動分布試驗研究［J］.中國鐵道科學，2013，34(4):77-83.

［3］ 孫樹磊，李芾，黃運華，等.重載列車動力學數值模擬［J］.振動與沖擊，2013，32(10):69-73，9.

［4］ 魏偉，趙旭寶，姜巖，等.列車空氣制動與縱向動力學集成仿真［J］.鐵道學報，2012，34(4):39-46.

［5］ 楊春雷，李芾，付茂海，等.重載貨車軸重與速度匹配關系研究［J］.中國鐵道科學，2012，33(3):92-7.

［6］ 王萌.地鐵轉向架構架疲勞評價與載荷譜試驗研究［D］.北京:北京交通大學，2011.

［7］ LEE Y L，PAN J，HATHAWAY R B，等.張然怡譯.疲勞試驗測試分析理論與實踐［M］，北京:國防工業出版社，2011.

Study on Structural Fatigue Damage Law for Tank Car Body

WANG Meng，LI Qiang，WANG Binjie，ZHANG Youyin
(School of Mechanical，Electronic and Control Engineering，Beijing Jiaotong University，Beijing 100044，China)

Based on the real road dynamic stress test data of U80H type tank car body，the structural fatigue damage law has been analyzed for tank car body from axle load to operating velocity.The analysis results showed that the weak fatigue strength position is in the area where the draft sill and other parts are connected;the axle loads has made a nonlinear effect on car body structure damage，and the damage grew sharply as the axle loads grew;the minimum damage running speed did exist，so that a reasonable operating speed made a longer car body operating life.According to the car body structural fatigue damage law founded，the fastest running speed under the heaviest axle load and the heaviest axle load under the fastest running speed have been found.

structure fatigue damage;U80H tank car body;dynamic stress test;damage law application

U272.4

A

10.3969/j.issn.1008－7842.2015.02.05

1008－7842(2015)02－0019－04

*“863”計劃(2012AA112001);北京高等學校“青年英才計劃”(YETP0566);北京交通大學基本科研基金(2013YJS077)王萌(1987—)男，博士研究生(

2014－09－28)