轉向架沖擊工況下鋁合金車體枕梁及其連接部件的強度分析

謝素明 ，韓志遠 ，牛春亮 ，王懷東

(1. 大連交通大學 交通運輸工程學院，遼寧 大連 116028；2. 中車長春軌道客車股份有限公司 國家軌道客車工程研發中心，吉林 長春 130062)*

0 引言

作為連接車體與轉向架的鋁合金地鐵車體枕梁，在列車運用過程中，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]，在檢修過程中發現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度問題在地鐵車體的設計階段受到重點關注.

鋁合金枕梁的研究工作主要涉及到結構性能分析、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象，對枕梁的焊縫進行靜強度分析和疲勞壽命預測，并開展了相關試驗研究，針對強度薄弱部位進行了結構改進[2]；鄒俠銘針對鋁合金枕梁生產中出現的焊接變形量大、焊縫存在缺陷等質量問題，進行了分析并制定了有效的改進措施[3].田有剛根據EN 15614-2標準,對牽枕緩焊接接頭進行了焊接工藝評定，并借助試驗分析牽枕緩焊接變形的產生原因，提出了預留工藝放量、制作專用工裝等措施來控制焊接變形[4].當前，車體枕梁部件已經由焊縫密集的鋁合金板材組成結構演變為主要由鋁合金型材對接組成結構，鋁合金型材組成的枕梁焊縫數量少、強度高.

為了適應我國軌道車輛的國際化發展，現執行的國外設計標準的車體承載工況復雜且多樣化，對車體性能提出了更高的要求.當考慮轉向架與車體相對加速度3g沖擊時，縱向沖擊力與枕梁下表面有一定的距離，致使枕梁承受相當大的彎矩，造成枕梁與中心銷座(與轉向架連接)的連接部位強度裕量不足.

該工況試驗時，由于中心銷座的存在，無法通過應變片檢測該連接區域，存在著相當的安全隱患.本文建立某鋁合金地鐵枕梁及其連接部件實體接觸分析模型，研究加載高度、聯接螺栓數量、以及中心銷座厚度對部件強度的影響；依據部件接觸面積，建立枕梁及其連接部件強度快速分析模型，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度設計.

1 結構及承載特點

某鋁合金地鐵車體枕梁結構由兩型材和板材組焊構成，其中枕梁型材與中蓋板為對接焊連接，加強板與枕梁型材及中蓋板之間采用角焊連接[5].連接轉向架的中心銷座與枕梁通過八個聯接螺栓連接；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，其屈服強度為260，中蓋板以及與枕梁型材連接的加強板、牽引梁連接板等材質均為EN-AW6005A，其屈服強度為215，焊縫熱影響區的屈服強度為115.中心銷為鑄鋼件，螺栓性能等級8.8級.轉向架與車體以相對加速度3 g沖擊時，沖擊載荷為轉向架質量乘以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，轉向架產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受到相當大的附加彎矩作用.

圖1 枕梁及其連接結構示意圖

2 強度影響因素

轉向架沖擊產生的附加彎矩作用，會較大地影響枕梁與中心銷座的接觸關系.因此，為了計算結果的準確性，枕梁及其連接部件結構強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體單元，其它部件離散為四節點薄殼單元，單元總數為784 043；節點總數為714 971，其中：部件之間定義了26個接觸對，摩擦系數取為0.15，轉向架質量為8 100 kg.

圖2 枕梁及其連接部件強度分析的接觸模型

進行含有螺栓聯接問題的接觸分析時，要通過施加螺栓預緊力來調試接觸模型.枕梁與中心銷座的聯接螺栓為M24，預緊力矩500 N·m，螺栓預緊力為104 167 N.需要構建預緊單元來施加螺栓預緊力.調試接觸模型時需注意：①選擇剛度較大的中心銷座面為目標面；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開始設置，然后由小變大，慢慢調整至0.5，此時孔邊區域應力值趨于穩定；③通過預緊力工況判定施加的預緊力是否正確[6].轉向架沖擊載荷為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，底架邊梁與側墻連接部位約束垂向和橫向線位移.

兩個方向的轉向架沖擊工況的計算結果如圖3所示.由圖3可以看出：枕梁與中心銷連接的螺栓孔附近(孔邊的第二層結點的應力，參見圖4)為高應力區域，其中+3 g工況的應力大于-3 g工況的，最大Von. Mises應力值接近150 MPa，該區域均為焊縫熱影響區，屈服強度為115 MPa.

(a)預緊力工況

(b) -3g工況

(c) +3g工況

圖3枕梁及其聯接部件接觸區域的應力云圖

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

圖4 應力數據選取位置示意圖

圖5 不同加載高度對孔口區域應力的影響

圖6 螺栓數量對孔口區域應力的影響

圖7 中心銷座厚度對孔口區域應力的影響

3 快速分析模型

沖擊工況下枕梁及其連接部件結構強度接觸分析的建模工作量大、計算耗時且難于收斂.結構設計改進重分析時，周期過長，無法滿足高效率的設計要求.經過分析上述計算結果，可以獲得沖擊工況下枕梁和中心銷座的接觸面積，據此，在枕梁及其連接部件的殼單元模型中，采用beam梁單元模擬螺栓，借助“位移耦合”建立枕梁和中心銷座的傳力關系，可極大地提高建模效率和計算速度.枕梁及其連接部件強度快速分析模型以任意四節點薄殼單元為主，三節點薄殼單元為輔，單元總數為176142，結點總數為85813.

轉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算結果見圖8，由A-B沿孔邊的兩種分析模型的應力如圖9所示.由圖9可以看出：快速分析模型的應力均大于實體接觸模型的，兩者的最大誤差為9%，發生在沿孔邊距離A點18 mm處.當沿孔邊距離A點36 mm時，兩模型的孔邊應力均達到最大；當沿孔邊距離A點大約42～66 mm之間時，兩種模型的計算結果基本一致.

圖8 接觸區域的應力云圖

圖9 兩種模型的孔口區域的應力曲線

結合圖3和圖8,得知，枕梁及其連接部件接觸區域的安全系數為0.78.究其原因，枕梁與牽引梁連接焊縫位置位于大應力區域，且該區域的屈服強度低.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縮短20 mm(參見圖10).這樣一來，枕梁與中心銷聯接螺栓孔就遠離了枕梁與牽引梁連接焊縫，枕梁型材的屈服強度為260 MPa，這時，枕梁及其連接部件接觸區域的安全系數為1.73.

圖10 枕梁和牽引梁局部改進結構

4 結論

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

(2)加載高度和聯接螺栓數量對部件強度的影響大，高度越高、螺栓數量少、應力越大；中心銷座厚度對部件強度的影響很小；

(3)快速分析模型的計算結果與實體接觸模型的結果最大誤差為9%，且前者的應力均大于后者的.所以，可以利用快速分析模型對類似結構的進行保守的強度分析；

(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方案，可提高枕梁及其連接部件接觸區域的安全系數.