交變氣動載荷作用下高速列車風機底板連接鉚釘疲勞特性研究

付少青，劉凱，熊偉，周偉, 3

交變氣動載荷作用下高速列車風機底板連接鉚釘疲勞特性研究

付少青1, 2，劉凱1, 2，熊偉1, 2，周偉1, 2, 3

(1. 中南大學 交通運輸工程學院，湖南 長沙 410075；2. 軌道交通安全教育部重點實驗室，湖南 長沙 410075；3. 軌道交通安全關鍵技術國際合作聯合實驗室，湖南 長沙 410075)

針對復雜服役環境交變氣動載荷下高速列車底板-鉚釘結構的疲勞損傷問題，提出基于服役氣動載荷-鉚釘結構應力分布的疲勞載荷譜編制及損傷評估方法。首先，建立列車底板/鉚釘/梁板有限元模型，分析不同方向氣動載荷下底板彎曲效應對鉚釘結構強度的影響機理，獲取氣動載荷-鉚釘應力的非線性傳遞因子；然后在列車底板布置氣動差壓測點捕捉底板服役氣動載荷譜；最后，結合服役氣動載荷譜和非線性傳遞因子編制鉚釘結構的動應力載荷譜，基于雨流計數和Miners累積損傷準則建立鉚釘結構二維八級載荷譜，并采用第四強度理論應力準則進行疲勞損傷評估。研究結果表明：在交變載荷下，高速動車組達到服役壽命960萬km時，鉚釘結構2個危險點在3個分區氣動載荷及平均氣動載荷作用下的疲勞總損傷分別為0.64，0.53，0.56，0.51和0.19，0.52，0.36，0.13。疲勞總損傷達到1.0，即認為鉚釘結構氣動致疲勞失效，由計算結果可知，高速動車組服役壽命內，鉚釘結構能夠滿足使用要求。

高速列車；氣動載荷；鉚釘結構；載荷譜；疲勞損傷評估

在工程連接件應用中，鉚接連接件以其良好的機械性能、連接可靠、質量輕、低成本、較強的環境適用性等特點而廣泛應用于航空航天、機械、汽車及船舶等領域[1]。在高鐵領域，我國高速列車的設備艙底板也廣泛采用了鉚接。近年來隨著列車運行速度的不斷提高，顯著增加的空氣動力學問題，列車所面臨的力學環境變得更加復雜[2]，因此高速動車組的服役安全性能也逐漸受到國內外學者的研究和關注。設備艙底板鉚釘結構由于長期處在交變載荷的惡劣環境下工作，特別是開行在武廣、鄭西等存在大量隧道和隧道群的高速動車組[3]，列車風機底板要受到較劇烈的氣動載荷和沖擊振動載荷的共同作用，而設備艙風機安裝底板的高應力主要是由氣動載荷引起的[4]，因此研究氣動載荷對鉚釘疲勞的影響尤為必要。本文為研究交變氣動載荷對鉚疲勞脫落的影響，從載荷角度分析高速動車組在設計服役壽命960萬km內，鉚釘是否可以正常使用，而對鉚釘疲勞損傷進行了預測。針對鉚釘連接疲勞失效現象，國內外學者從不同角度出發，對鉚接的疲勞壽命研究取得了一定成果。然而由于影響結構疲勞的因素過多、疲勞破壞沒有先期預兆，研究困難較大，主要通過試驗和仿真來分析鉚釘產生疲勞的主要因素及對比其他連接方式來研究鉚釘鉚接的疲勞性能[5]。李風等[6]試驗研究了在不同環境下的鉚接疲勞強度曲線，并對鉚釘搭接頭疲勞壽命表達式進行了推導。Urban[7]對機身鉚接結構進行了疲勞試驗。Blanchot等[8]對鉚釘進行有限元模擬，分析了鉚釘結構應力分布等。Szymczyk等[9]對鉚釘接頭的位移和應力進行了分析，提出了預測鉚釘連接件疲勞壽命的方法。目前針對鉚釘疲勞的研究多局限于靜強度連接結構的疲勞分析，對交變氣動載荷因素對鉚釘結構疲勞壽命的影響尚未有全面的研究，也缺乏全面的數據，本文主要考慮交變氣動載荷作用下列車底板鉚釘結構的疲勞問題。論文通過仿真方法得到氣動載荷?鉚釘應力的非線性傳遞因子，然后基于高速列車服役運行條件下的真實交變氣動載荷譜作為依據，并根據服役載荷譜和非線性傳遞因子編制鉚釘結構的動應力載荷譜，基于雨流計數和Miners累積損傷準則建立鉚釘結構的二維八級載荷譜，最后采用第四強度理論應力(VON MISES)準則對列車鉚釘的疲勞損傷及壽命進行評估，為后續連接件更換和維護提供理論 依據。

1 仿真計算模型

1.1 幾何模型及材料參數

模型由底板，梁板以及用于連接底板和梁板的鉚釘組成。其中梁板(底架橫梁)是車體的一部分，底板通過鉚釘鉚接在梁板上。模型實際位于CRH380高速列車設備艙主風機安裝底板上，底板作為設備艙的一部分，承受著來自設備艙上部的交變氣動載荷作用。該模型底板長1 018 mm，寬363 mm，厚1.5 mm，梁板厚度5 mm，沿底板長度方向兩側各3個鉚釘孔，用于安裝鉚釘，孔徑5.5 mm，鉚釘直徑4.8 mm，模型尺寸位置如圖2所示。同時，在不影響計算結果的前提下，為了便于網格劃分，本模型刪除底板上的細小圓孔及倒角。模型幾何尺寸和實物圖如圖1(a)～1(b)所示。

安裝底板，梁板以及鉚釘，其各部分的材料參數如表1所示。

單位：mm

表1 模型各部分材料參數

1.2 網格劃分

本模型利用ABAQUS軟件，采用三維八節點C3D8R實體單元并采用縮減積分計算[10]，這種類型的單元可以使計算結果更容易收斂。為保證結果的準確性，整體結構采用六面體進行網格劃分，網格數量對鉚釘連接處應力有影響，因此對重點關注的鉚釘與底板和梁板的接觸區域進行網格加密處理，因為此處可能會產生較大變形或應力集中，其他區域網格較為稀疏，從而建立起結構有限元模型。有限元模型共產生C3D8R實體單元86 580個, 節點112 103個，網格數量滿足工程要求。底板?鉚釘?梁板有限元模型如圖2所示。

1.3 載荷、約束與接觸

實驗所得鉚釘的拉伸極限強度為1 kN, 即釘芯的拉斷力為1 kN，依據力的相互作用原理，得出拉鉚釘的預緊力：r=1 kN。氣動載荷由武廣線上CRH380AL列車服役條件下的交變氣動載荷獲得，在底板沿車長方向的前、中及尾部位置布置差壓傳感器測點3個，如圖3所示。

3個測點的氣動載荷時程曲線如圖4所示。

圖2 底板?鉚釘?梁板有限元模型

圖3 風機底板結構氣動載荷測點布置(沿車長方向)

根據圖4時程曲線可知，氣動載荷在?450 Pa至450 Pa之間，因此在底板整個面上施加從上往下的梯度均布載荷壓力，大小450，350，…，50和從下往上的均布載荷?450，?350，…，?50，單位均為Pa。

約束：梁板作為車體的一部分，其在，，3個方向的位移是受到約束的，故約束平移自由度PINNED：1=2=3。

圖4 測點氣動載荷時程曲線

接觸問題在工程中是一種高度的非線性行 為[11]，該實體模型，考慮到了接觸。在abquas 中鉚釘分別與梁板和底板的接觸1和3，梁板與底板之間接觸2，底板與鉚釘體接觸4以及鉚釘體與梁板之間的接觸5均設置了接觸，摩擦因數0.17，該模型共定義接觸30對。接觸如圖5示。

圖5 接觸設置位置示意圖

2 氣動載荷?結構應力解算

2.1 結構應力分布

當在底板施加不同方向的氣動載荷時，MISES最大應力為A與B 2點。下面就在不同方向施加氣動載荷時鉚釘MISES最大值點應力變化規律進行分析。

在1 000 N預緊力下，自上而下分別施加450 Pa和50 Pa氣動壓力時A點應力云圖如圖6。

在1 000 N預緊力下，自下而上分別施加?450 Pa和?50 Pa氣動壓力時B點應力云圖如圖7所示。

(a) 450 Pa鉚釘應力云圖；(b) 50 Pa鉚釘應力云圖

(a) 450 Pa鉚釘應力云圖；(b) 50 Pa鉚釘應力云圖

在1 000 N預緊力下，無氣動載荷施加時應力云圖如圖8所示。

圖8 氣動載荷為0，預緊力1 000 N時應力云圖

通過靜力學分析得出其最大應力分布理論上存在于鉚釘和被連接件的接觸部位以及桿部分。從仿真結果來看，鉚釘最大應力出現在了鉚釘頭和被連接件的接觸部位，與理論分析相一致。從應力云圖可以看出，氣動載荷變化對鉚釘應力的影響較預緊力相對較小。

2.2 應力傳遞因子計算

模型計算了鉚釘在預緊力下，對底板施加從上向下及從下往上的梯度氣動壓力值，得到鉚釘結構的應力大小及分布規律，并得到MISES應力各分量與氣動載荷之間的數學關系式。

根據仿真得到A點MISES應力分量與氣動載荷間的關系曲線如圖9(a)～9(f)所示。

(a) Sx與氣動載荷曲線擬合式；(b) Sy與氣動載荷曲線擬合式；(c) Sz與氣動載荷曲線擬合式；(d) Sxy與氣動載荷曲線擬合式；(e) Syz與氣動載荷曲線擬合式；(f)Sxz與氣動載荷曲線擬合式

根據結構仿真結果繪制B點六應力分量與氣動載荷的關系曲線如圖10(a)～10(f)所示。

因此，根據圖9和圖10可以得到釘結構MISES各應力分量與氣動載荷之間的一一映射關系?即可得應力傳遞因子。

(a) Sx與氣動載荷曲線擬合式；(b) Sy與氣動載荷曲線擬合式；(c) Sz與氣動載荷曲線擬合式；(d) Sxy與氣動載荷曲線擬合式；(e) Syz與氣動載荷曲線擬合式；(f) Sxz與氣動載荷曲線擬合式

3 鉚釘結構疲勞分析及壽命預測

3.1 鉚釘疲勞載荷譜的編制

3.1.1 風載時程?應力時程轉換

要對鉚釘結構進行疲勞評估，應首先將得到的氣動載荷譜轉換為應力載荷譜。本文采用第4強度理論應力大小EQV進行分析。第4強度理論應力大小EQV公式如式(1)所示

式中：S，S，S，S，S和S為仿真六應力分量。

根據仿真得到的六應力分量，代入式(1)便可得到在氣動載荷下不同時刻EQV的大小。鉚釘A點和B點第4強度理論應力分布如圖11(a)和11(b)所示(以3測點平均載荷為例)。

3.1.2 八級載荷譜編制

本文采用雨流計數法對載荷均幅值進行統計后，得到應力時間歷程中各次載荷循環中應力均幅值。隨后通過編制載荷譜對載荷均幅值進行簡化，從而得到能夠表征鉚釘結構真實氣動載荷作用下的應力狀況以及可用于疲勞損傷計算的程序譜[12]。編制的疲勞載荷譜應能真實模擬列車底板在實際運行過程中所受的交變載荷和發現疲勞薄弱位置并能夠準確預測鉚釘結構的疲勞壽命[13]，而八級載荷譜可以滿足工程精度要求，故采用二維八級載荷譜計算。

鉚釘危險點A在3個分區及其平均二維應力均幅值載荷譜三維柱狀云圖如圖12所示。

(a) A點第4強度理論應力分布；(b) B點第4強度理論應力分布

(a) 3點平均值；(b) 測點1；(c) 測點2；(d) 測點3

危險點A在底板分區3個測點應力均值分布有所不同，測點1、測點2和測點3應力均值分別主要分布在123～141 MPa，99～131 MPa和105～140 MPa。3個測點波動中心也各有差異，分別依次在114～176 MPa之間、67～179 MPa之間和93～176 MPa之間。

鉚釘危險點B在3個分區及其平均二維應力均幅值載荷譜三維柱狀云圖如圖13所示。

(a) 3點平均值；(b) 測點1；(c) 測點2；(d) 測點3

危險點B在底板分區3個測點應力均值分布有所不同，測點1，測點2和測點3應力均值分別主要分布在104～123 MPa，113～146 MPa和115～140 MPa。3個測點波動中心也不相同，分別依次在66～133 MPa之間、64～179 MPa之間和67～152 MPa之間。

3.2 鉚釘疲勞壽命的評估

3.2.1 材料疲勞性能和疲勞參數

1) 參考相關文獻[14]得到A6N01S鋁合金材料的曲線如圖14所示。

2) 鋁合金材料疲勞參數，定義如表2所示。

圖14 A6N01S鋁合金材料的S-N曲線

表2 A6N01S鋁合金材料參數[14?15]

3.2.2 二維損傷評估

材料的曲線方程可表示為：

式(2)中：sn，為材料常數。

在第i級載荷幅ai作用下，載荷循環次數達i次時產生的疲勞損傷為：

將式(3)代入式(2)，于是單個幅值下的疲勞 損傷：

式中：N為該級載荷幅對應的疲勞極限循環數；S為各級載荷水平的幅值；C為各級載荷幅對應的循環次數。

二維載荷譜綜合考慮了載荷均幅值的影響，根據Goodman等壽命轉換方程將各級載荷轉換為對稱循環載荷，通過曲線計算疲勞損傷。根據Goodman等壽命轉換方程可得[16]：

式中：?1為對稱循環載荷幅值；a為載荷幅值；m為均值；u為材料極限強度。

由曲線可計算對應的載荷循環次數N，對應疲勞損傷D，則疲勞總損傷為

3.2.3 鉚釘結構疲勞損傷和疲勞壽命計算結果

采用上述3.2.2節中二維載荷均幅值譜的疲勞評估方法，得到鉚釘危險點A，B處底板分區3個測點單日疲勞損傷和服役960萬km時總疲勞損傷分別如表3～4所示。

表3 鉚釘A，B處3個測點疲勞損傷計算結果(單日運行里程：2 100 km)

基于二維疲勞應力譜的疲勞損傷計算結果可知：單日運行里程2 100 km工況下，鉚釘結構危險點A 3個分區氣動載荷及其平均氣動載荷疲勞損傷分別為：01號1.41×10?4，02號1.16×10?4，03號1.22×10?4，平均1.11×10?4，對應的達到動車組設計服役壽命960萬km時鉚釘結構疲勞總損傷分別為0.64，0.53，0.56，0.51；鉚釘結構危險點B 3個分區氣動載荷及其平均氣動載荷疲勞損傷分別為：01號為4.12×10?5，02號為1.15×10?4，03號為7.85×10?5，平均2.71×10?5，對應的達到設計服役壽命960萬km時鉚釘結構疲勞總損傷分別為0.19，0.52，0.36，0.13。疲勞總損傷達到1.0，即可以認為鉚釘發生了疲勞破壞，從計算結果可以看出，可以認為在高速動車組服役960萬km里程壽命內，鉚釘能夠滿足使用要求。

表4 對應的服役960萬公里鉚釘結構疲勞總損傷計算結果

4 結論

1) 有限元仿真是分析高速列車底板?鉚釘結構疲勞損傷與壽命的重要方法。通過對底板?鉚釘結構不同方向施加梯度壓力加載仿真，得到鉚釘結構MISES應力六分量與氣動載荷之間數學關系式，為氣動載荷譜→應力載荷譜的關系轉換做好準備。

2) 對于非對稱載荷時間歷程，載荷均值變化較大，由于二維載荷譜同時考慮載荷幅值和均值2個參數的影響，故采用二維八級載荷譜對鉚釘結構進行疲勞壽命估算可以準確反映鉚釘?底板結構的實際受載情況，具備較高的工程參考價值。

3) 由以上計算可知，單日運行2 100 kM工況下，鉚釘結構A和B危險點3個分區測點氣動載荷及其平均氣動載荷疲勞損傷分別為：01號1.41×10?4，02號1.16×10?4，03號1.22×10?4，平均1.11×10?4和01號為4.12×10?5，02號為1.15×10?4，03號為7.85×10?5、平均2.71×10?5，對應的A和B危險點達到高速動車組設計服役壽命960萬公里里程時鉚釘結構疲勞總損傷分別為0.64，0.53，0.56，0.51和 0.19，0.52，0.36，0.13。疲勞總損傷達到1.0，即認為鉚釘結構氣動致疲勞失效，由計算結果可知，高速動車組服役壽命內，鉚釘結構能夠滿足使用要求。

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Research on fatigue characteristics of high speed train fan bottom plate rivets under alternating aerodynamic load

FU Shaoqing1, 2, LIU Kai1, 2, XIONG Wei1, 2, ZHOU Wei1, 2, 3

(1. School of Traffic and Transportation Engineering, Central South University, Changsha 410075, China; 2. Key Laboratory of Traffic Safety on Track of Ministry of Education, Changsha 410075, China; 3. Joint International Research Laboratory of Key Technology for Rail Traffic Safety, Changsha 410075, China)

Aiming at the fatigue damage of high-speed train floor-rivet structure under alternating aerodynamic load in a complex service environment, a fatigue load spectrum compilation and damage assessment method based on the service aerodynamic load-rivet structure stress distribution was proposed. First, a finite element model of the train floor/rivets/beam-slab was established, and the mechanism of the influence of the bending effect of the bottom plate on the strength of the rivet structure under aerodynamic loads in different directions was analyzed, and the nonlinear transfer factor of the aerodynamic load-rivet stress was obtained; The pressure measurement points capture the aerodynamic load spectrum of the bottom plate service. Finally, the dynamic stress load spectrum of the rivet structure was compiled based on the service aerodynamic load spectrum andthen on-linear transfer factor, and the two-dimensional eight-level load spectrum of the rivet structure was established based on the rain flow count and Miners cumulative damage criterion. The fourth strength theory stress criterion was used for fatigue damage assessment. The conclusions show that when the high-speed EMU reaches the service life of 9.6 million km under alternating loads, the total fatigue damage of the two dangerous points of the rivet structure under the effects of aerodynamic loads and average aerodynamic loads in the three zones are 0.64, 0.53, 0.56, 0.51 and 0.19, 0.52, 0.36, 0.13. The total fatigue damage reaches 1.0, which means the fatigue failure of the rivet structure under aerodynamic load is considered. From the calculation results, it can be known that the rivet structure can meet the service requirements during the service life of the high-speed EMU.

high-speed train; aerodynamic load; rivet structure; load spectrum; fatigue damage assessment

U266

A

1672 ? 7029(2020)12 ? 3003 ? 10

10.19713/j.cnki.43?1423/u.T20200108

2020?02?14

國家重點研發計劃資助項目(2017YFB1201201)

周偉(1982?)，男，湖南長沙人，副教授，博士，從事軌道交通裝備疲勞載荷譜在途監測與壽命評估；E?mail：zhou_wei000@126.com

(編輯 涂鵬)