美標轉向架構架強度試驗方法研究

孫暉東， 李志永， 張佳宇， 李 超， 李作良

(中車唐山機車車輛有限公司 技術研究中心， 河北唐山 063035)

中車唐山公司近年來中標了美國費城雙層客車項目和加拿大蒙特利爾雙層客車項目，并投標美國新澤西雙層動車組項目。由于沒有成熟的北美運營業績，所有項目轉向架均為當地采購。2018年中車唐山公司完成了針對北美市場的雙層客車新型轉向架的開發。

構架是轉向架重要的承載體和傳力體，其強度可靠性直接決定了車輛的運行安全[1]。目前國內外軌道行業對轉向架構架的強度的設計驗證方法主要有：有限元分析計算、臺架強度試驗和線路動強度試驗。有限元分析最常見的疲勞評估方法是基于名義應力的疲勞極限法和累積損傷法，兆文忠等[2]基于網格不明感的結構應力法評估焊接結構疲勞壽命，并將其定義為“新一代的評估方法”。國內外形成大量的構架臺架強度試驗標準對構架進行強度驗證[3]，比如國際鐵路聯盟的UIC 615-4、UIC 515-4、歐洲的EN 13749、日本的JIS E 4208、美國的APTA PR-M-RP-009-98等。美國通過長期大量的線路試驗，得到的載荷譜編入美國AAR機務標準手冊。國內的唐兆等[4]通過線路動應力試驗，研究車輛轉向架疲勞可靠性，為車輛設計提供了多種疲勞壽命分析方法和工具。王文靜等[5]對高速列車轉向架載荷譜進行長期跟蹤試驗，研究了旋輪前后構架的受力狀態，為高速列車轉向架構架載荷譜奠定基礎。有限元分析計算的最大優勢是可以大大降低設計成本，縮短研發周期。試驗相對計算來說成本高、周期長，但是試驗是保證產品質量必須的一環。

以中車唐山公司研制的雙層動車組轉向架構架為研究對象，基于美國標準規范的要求，介紹了美標轉向架構架的強度臺架試驗驗證方法。

1 轉向架簡介

該轉向架最大特點是三系懸掛，目的是保證車輛良好的曲線通過能力，最小曲線半徑為75 m。最大軸重為23 t，轉向架主要參數見表1。

表1 主要技術參數

構架采用箱型鋼板焊接的單橫梁“H”形結構，側梁和橫梁均由鋼板焊接而成，鋼板材質為S355J2W。側梁上焊接有軸箱定位轉臂座、踏面制動座、輪盤制動座和抗蛇行減振器座，同時提供二系懸掛支撐。橫梁上焊有電機座和齒輪箱吊座，橫梁中部與中心銷套和壓板配合，用于構架與搖枕的橫向力、縱向力、起吊力的傳遞，構架結構如圖1。

1-側梁；2-橫梁；3-齒輪箱吊座；4-電機安裝座；5-抗蛇行減振器座；6-輪盤制動單元安裝座；7-踏面制動單元安裝座。圖1 轉向架構架結構

2 美標與歐標的差異分析

目前國內對于轉向架構架的臺架強度試驗主要是采用歐標EN 13749、鐵標TB/T 2368、TB/T 2637以及國際鐵路聯盟標準UIC 614-4、UIC 515-4，這些標準規定試驗方法基本一致，其中EN 13749規定的內容最全面、應用最廣，根據不同的用途區分了干線機車和客車轉向架、地鐵車輛轉向架、輕軌車輛轉向架、貨車轉向架等，我們可以稱其為第1類標準。

美國公共交通協會標準APTA PR-M-RP-009-98，以及雙層通勤車標書技術規范都對新造客車轉向架構架強度試驗的方式和評估方法進行了規范，我們可以把這些標準或規范稱為第2類標準。下面介紹一下這兩大類構架試驗標準主要內容的差異。

2.1 試驗載荷差異分析

為了更好的對兩類標準的載荷規定進行對比，現將試驗載荷按照靜強度超常試驗載荷、靜強度運營載荷和疲勞強度試驗載荷分別列于表2中。

表2 試驗載荷差異

續表2

2.2 試驗評估方法差異分析

靜強度試驗和疲勞強度試驗的評估方法差異列于表3中。

2.3 其他主要差異

兩類標準的其他主要差異列于表4中。

表3 試驗評估方法差異

表4 其他主要差異

3 本構架試驗方法

3.1 試驗載荷

構架靜強度試驗的超常載荷和運營載荷的確定方法見表2，其具體數值見表5。

表5 超常和運營載荷

疲勞強度試驗垂向載荷的變化范圍為50%車體自重到55%AW3，其數值大小為241.9～377.8 kN，其他載荷的數值大小與表5的數值相同。

圖2顯示了主要疲勞載荷(垂向、橫向和縱向載荷)的組合加載方式，由8種載荷工況循環加載以模擬構架在實際中的不同的組合受力狀態。圖2中深色圈表示垂向載荷較大的一側，淺色圈表示垂向載荷較小的一側。

3.2 試驗過程

超常載荷的靜強度試驗時，每個載荷工況只進行一次試驗。運營載荷的靜強度試驗時，每個載荷工況加載不少于4步直至加到最大載荷，然后卸載，以驗證應力與載荷的線性關系，并重復進行兩次試驗。

依據美標APTA PR-M-RP-009-98的要求，并且為了更充分的驗證試驗構架的疲勞強度性能，本構架計劃完成1 400萬次疲勞試驗。

疲勞試驗分3個階段進行：

①第1階段動載荷循環次數為1 000萬次，載荷大小主要依據表2確定。

②第2階段動載荷循環次數為200萬次，載荷增加10%。

③第3階段動載荷循環次數為200萬次，載荷增加20%。

圖2 主要疲勞載荷加載示意圖

3.3 試驗工裝

對于構架的強度試驗來說，由于將懸掛系統全部由剛性工裝替代，工裝模擬輪對與構架的作用方式和自由度，因此更加接近真實的試驗工裝顯得尤為重要。從轉向架的實際結構來看，構架一系彈簧座承受垂向載荷，定位轉臂座承受橫向和縱向載荷。為了讓構架力的傳遞更符合實際情況，設計的工裝將垂向支撐桿和假車軸分開，由假車軸和定位轉臂工裝組合來傳遞橫向和縱向力，由垂向支撐傳遞垂向力，垂向支撐桿本身的水平剛度有限，基本不會承擔水平力，見圖3。施加的載荷通過作動器和工裝作用于出現這些載荷的確切位置。

圖3 試驗構架約束狀態

3.4 試驗結果

有限元計算和試驗結果均表明，構架側梁上蓋板折彎處、定位轉臂座與側梁下蓋板焊縫處為應力高應力區域，是構架最為薄弱的區域，限于篇幅，文中將重點介紹這些區域的應力情況。這些區域的三向應變片布置位置與編號見圖4。

圖4 高應力區域的應變片布置與編號

3.4.1超常載荷的靜強度試驗結果

按照表5所述，所有測點的Von-Mises應力值不能超過材料屈服強度值，各測點的應力值見表6。

3.4.2運營載荷的靜強度試驗結果

按照表5所述，母材測點的Von-Mises應力值不能超過屈服強度值的55%，焊縫測點的Von-Mises應力值不能超過AWS D1.1 Part B規定的數值。根據AWS D1.1 Part B對CJP(接頭完全熔透)坡口焊縫的規定，垂直于焊縫的拉/壓應力的評估與母材評估方法相同，平行于焊縫的拉/壓應力不進行考核，有效面積的剪應力不超過填充材料拉伸強度值的0.3倍。實際焊材的最小拉伸強度值為500 MPa，剪應力許用值為150 MPa，見表7。

表6 測點應力值

表7 測點應力值

3.4.3疲勞試驗結果

按照表5所述，母材測點應力變化范圍不能超過Goodman疲勞極限范圍，疲勞極限圖的制定依據標書規范的要求進行，見圖5，再根據實際材料的性能制定Goodman疲勞極限圖并進行各個測點的評估，見圖6。

圖5 疲勞極限圖的制定方法

焊縫測點的應力變化范圍不能超過AWS D1.1 Table 2.5中的臨界疲勞應力范圍值FTH。根據AWS D1.1的規定，結合實際構架的材質和焊接情況，焊縫測點位置疲勞應力范圍采用B類型，FTH值為110 MPa，測點的數值見表8。

圖6 實際材料的疲勞極限法的評估

表8 測點應力變化值

由圖6和表8可知，這些測點的應力變化均非常接近許用值，是疲勞試驗過程重點監測部位。疲勞試驗過程中每200萬次進行一次在線探傷，在1 400萬次疲勞試驗后，拆除所有工裝，對構架表面進行全面探傷，也未發現任何形式的裂紋。

4 結 論

美標和歐標對于轉向架構架的強度試驗方法有所差異，通過對美標轉向架構架強度試驗方法的研究，并應用于三系懸掛轉向架構架強度試驗中，試驗結果表明，該構架的靜強度滿足要求，疲勞試驗也順利通過1 400 萬次的試驗驗證，為轉向架安全可靠運行提供了重要的保證。同時，對類似項目的轉向架強度試驗方案具有重要的參考價值。