基于DVS1612-2014標準的軌道車輛復雜結構焊接接頭應力因子分析

謝素明，楊海斌，王劍，牛春亮

(大連交通大學 機車車輛工程學院，遼寧 大連 116028)*

軌道車輛承載部件廣泛采用焊接連接方式，因承載部件的結構和載荷復雜導致其焊接接頭呈現出多樣性與復雜性.在服役過程中焊接結構的接頭處是容易出現疲勞失效的部位，日本新干線列車轉向架構架一焊接接頭處曾出現嚴重的疲勞開裂，造成了嚴重的安全隱患，所以復雜結構焊接接頭的抗疲勞設計已經成為重點關注的問題.

目前，不少學者針對如何快速、準確地預測復雜結構焊接接頭的疲勞壽命進行了許多研究.趙方偉[1]結合瞬態動力學與Miner累積損傷法則，提出了一種基于動態響應的疲勞分析方法，從動態的層面對貨車枕梁關鍵焊縫的疲勞強度進行了評價，并證明了動態損傷更加接近于實際損傷.盧耀輝等[2]使用熱-彈塑性法計算了焊接接頭的殘余應力，結合根據材料性能參數繪制的Goodman-Smith曲線圖，分析了殘余應力對動車組車體關鍵部位疲勞強度的影響.謝素明等[3]通過基于具有“網格不敏感”特性的結構應力的主S-N曲線法，對轉向架焊接構架關鍵焊縫的疲勞壽命進行了預測.

現各大主機制造廠意識到焊接接頭應力狀態對焊接結構疲勞壽命的重要影響，在進行產品的焊接接頭設計時，要求執行EN15085-3:2007標準[4]，該標準規定焊接接頭在滿足抗疲勞設計之后，還需通過應力因子確定接頭的應力狀態等級.

本文通過研究德國標準DVS1612-2014[5]，提出計算焊接接頭應力因子的方法，并以受到脈動循環載荷的箱型梁結構為例，研究焊接接頭應力因子的影響因素.針對某快捷貨運列車的轉向架焊接構架具有結構復雜和所受載荷復雜的特點，在研究有限元分析軟件ANSYS的數據庫結構，應用參數化語言APDL編制復雜焊接接頭應力因子的計算程序，實現基于EN13749-2011標準的構架焊接接頭應力因子的快速評估.

1 DVS1612-2014與EN15085-3:2007的集成

具有突出焊接專業特色的系列標準EN15085已經成為世界各國軌道車輛及其零部件制造和出口焊接產品時必須要執行的標準.EN15085-3: 2007應用于指導焊接結構的設計，且服務于焊接質量控制，它規定由應力因子確定接頭的應力狀態等級，并結合安全等級，確定焊縫質量等級與檢驗等級.可以預見，獲取接頭的應力因子是標準執行過程中最重要的一個環節.然而，標準中并未給出具體的應力因子計算方法.

針對上述問題，德國標準DVS1612-2014給出了評估軌道車輛鋼材結構電弧焊焊接接頭的疲勞強度的方法，標準中焊接接頭的疲勞強度參數由接頭的幾何形狀、承載形式、焊縫檢驗方法、焊縫質量等級等確定，其中接頭和焊縫的描述方法、焊縫檢驗方法及焊縫質量等級的定義均與EN15085-3∶2007標準中的一致.

EN15085-3∶2007附錄B(焊縫的接頭準備)給出了各種接頭和焊縫的細節，直接被DVS1612- 2014標準采納.具體地，DVS1612-2014標準提供的焊接接頭編號1.1.12的對接接頭HV焊縫(參見圖1(a)，焊接工藝為單側焊透無背板，指定為EN15085-3∶2007標準中編號為3a的焊接接頭(參見圖1(b)，其中：板厚t為3～15 mm；焊接角度α為40°～60°；焊接間隙b為1～3 mm；焊根部厚度c為1～2 mm；設計焊喉厚度aR與板厚t一致.

(a) DVS1612-2014 (b) EN15085-3:2007(鋼)圖1 HV焊縫的對接接頭

EN15085-3∶2007中定義了焊縫質量等級與焊縫檢驗等級及檢驗方法的關系，見表1.與DVS 1612-2014標準中各種接頭的焊縫檢驗方法與焊縫質量分級定義一致.如：編號為1.1.12的對接接頭要求：焊縫表面不處理、目測檢驗、CP C2焊縫質量等級，然后確定缺口曲線，進而得到該接頭的許用疲勞強度值.

EN15085-3∶2007中將焊接接頭的應力計算值與經過適當安全修正后的接頭疲勞強度許用值之比定義為應力因子.DVS1612-2014標準則利用焊接接頭焊縫指定位置處的某些應力分量的最大值與各分量對應的疲勞強度許用值的比值判斷接頭的疲勞強度，可以看出這兩個標準中定義應力比值的內涵是一致的.

表1 焊縫質量和檢驗等級與檢驗方法的關系 %

2 應力因子的計算方法及其影響因素

用于軌道車輛結構設計的不同標準有不同的要求，如在標準DIN EN 12663中規定了車體結構強度設計載荷；在DIN EN 13749中規定了轉向架構架強度設計載荷.然而，這些標準均沒有提供具體接頭的疲勞強度數值.

DVS1612-2014標準適用于軌道車輛結構中所使用的鋼材電弧焊焊接接頭的疲勞強度設計，并規定適用于厚度≥2 mm的結構.該標準中通過小試樣疲勞試驗數據，提供了S355和S235兩種材料的、與焊縫方向平行與垂直的正應力以及平行于焊縫方向的剪切應力、具有不同缺口曲線(A+～F3；G+～H-)的許用疲勞強度值.對于其他鋼材，可根據屈服極限進行相應的比例換算.這些參數的存活率為97.5%，載荷振幅恒定時疲勞載荷的最低循環次數為2×106.

該標準評估焊接接頭疲勞強度時選取距焊縫1～1.5倍板厚位置的三個應力：平行于焊縫的正應力σ∥、垂直于焊縫的正應力σ⊥、沿焊縫方向的剪應力τ∥；在疲勞工況的計算結果中尋找上述位置處σ∥、σ⊥、τ∥的最大值、最小值，并分別計算它們的應力比R和平均應力；進而結合焊接接頭的結構與承載情況，從標準中選取對應的焊接接頭類型，分別確定三個方向應力的焊縫缺口曲線指數；根據平均應力，并結合缺口曲線指數，分別計算σ∥、σ⊥、τ∥的疲勞強度許用值.

平均應力≥0時，疲勞強度許用值的計算公式為：

(1)

平均應力<0時，用應力比率k代替應力比Rσ(k為Rσ的倒數).疲勞強度許用值計算公式為：

(2)

剪切疲勞強度許用值的計算公式為：

(3)

當被焊接的板厚范圍為10 mm

σzul,t=σzul,MKJ(10 mm/t)0.1

(4)

分別將σ∥、σ⊥、τ∥的最大值(當平均應力<0時，則取應力絕對值的最大值)與它們的疲勞強度許用值相除，滿足下式時，焊縫疲勞強度滿足要求：

(5)

對于在多軸應力狀態下工作的結構，還需要計算綜合比值是否滿足下式要求：

(6)

若不滿足以上要求，則需對結構進行局部優化設計后，重新進行判斷.當這些比值均滿足式(5)和式(6)時，將這些比值的最大值確定為焊接接頭的應力因子.

基于DVS1612-2014標準進行接頭應力因子計算過程中需要基于焊接結構有限元模型進行焊縫的應力分析以獲得指定疲勞載荷作用下焊縫區域的應力分量，因此，經該方法分析的位于應力梯度變化區域的應力因子必然會受焊腳尺寸、單元尺寸及評估位置的影響，導致計算結果因人而異.

以圖2所示的具有端焊縫局部補強的箱型梁結構為例，分析評估位置、單元尺寸與焊腳尺寸對接頭應力因子的影響.箱型梁結構材料為鋼材S355，補強板厚度為12 mm，承受ΔM=16.4 kN·m的脈動彎矩載荷作用，載荷循環200萬次.建立該箱型梁的有限元模型時，將其離散為八節點六面體

圖2 有端焊縫局部補強的箱型梁

單元，焊縫離散為六節點五面體單元，單元平均尺寸為12 mm.由于箱型梁為對稱結構，只取其1/4進行分析.

利用有限元法確定評估位置的方向應力時，分別取距離端焊縫1倍板厚和1.5倍板厚的位置為評估位置，沿焊縫方向從端部開始依次定義計算節點.

計算結果表明：距焊縫1倍板厚處的四個應力比值要高于距焊縫1.5倍板厚處的；垂直于焊縫的正應力的應力比值a⊥要遠大于其它兩個應力的應力比值，且略大于綜合比值；1倍板厚距離處的a⊥max為0.717，1.5倍板厚距離處的a⊥max為0.651，詳見圖3.

圖3 不同評估位置的a⊥直方圖

箱型梁的其它條件不變，細化模型.當單元尺寸為6 mm時，精細模型中計算節點的四個應力比值要高于原模型中所對應的值；精細模型中焊接接頭的應力因子為0.753，大于原模型中的0.717，垂直于焊縫的正應力σ⊥仍然貢獻最大，詳見圖4.

圖4 單元細化前后的a⊥直方圖

圖5 不同焊腳尺寸的a⊥直方圖

將箱型梁結構的端焊縫由等腳改變為非等腳，即：按照1∶3(減小焊趾角度)的比例進行打磨.單元平均尺寸為12 mm，其它條件不變時，計算結果表明：距焊縫1倍板厚處的應力比值較未打磨時有所降低；焊縫打磨后焊接接頭的應力因子為0.695，小于未打磨時的0.717，詳見圖5.

3 工程案例—焊接構架應力因子分析

某快捷貨運列車轉向架焊接構架具有復雜焊接結構形式，主要由側梁、橫梁與縱向梁大部件組成.建立構架的有限元模型時，凡是對其整體剛度及局部強度有貢獻的結構都予以考慮，為了計算的準確性，構架有限元模型的構成以八節點六面體單元為主，焊縫則離散為六節點五面體單元，單元平均尺寸為5 mm.

依據EN13749-2011[6]標準，在正常使用條件下構架承受的模擬運營的載荷工況有27種，包括支撐車體受到的垂向載荷Fz、車體橫移引起的橫向載荷Fy、車輛過曲線時外軌超高造成的軌道扭曲載荷Ftwist和側梁縱向運動造成的縱向菱變載荷FLoz，其中垂向載荷還考慮了車輛過曲線時側滾和浮沉的影響，取側滾系數α=0.1，浮沉系數β=0.2.此外，部分工況考慮了構架部件產生的附加載荷，例如制動載荷Fbrake與減震器載荷Fj等.表2中給出了27種計算工況的載荷組合方式.

表2 焊接構架的模擬運營工況

圖6 構架的位移邊界條件

為準確反映構架實際的使用情況，并與構架疲勞試驗條件相對應，構架計算的位移邊界條件為：四個一系彈簧座與一個稱重閥座處約束垂向線位移，使用梁單元模擬；八個轉臂座處約束橫向與縱向線位移，采用RBE3單元模擬，如圖6所示.

利用DVS1612-2014標準對構架焊接接頭進行應力因子分析時，由于構架結構和載荷復雜，人工提取評估位置的應力分量耗時耗力.為提高計算效率與準確性，有必要編寫程序計算應力因子.

當前焊接構架結構強度有限元分析的軟件為ANSYS，該軟件使用數組作為主要數據存儲，將結構建模、方程求解、結果分析過程中產生的所有數據存入其數據庫中.APDL語言中的cmsel、nsel等函數，可直接從ANSYS數據庫中調用所需的數據信息，無需進行額外的數據接口設計，便于根據需求進行二次開發.所以，選擇ANSYS的參數化語言APDL[7]編寫應力因子計算程序時是恰當的.焊接構架應力因子計算程序主要由四個模塊組成：

(1)參數輸入模塊：輸入板厚、焊縫缺口曲線指數等計算必備的參數；

(2)主體循環控制器：此程序通過嵌套函數*do與*enddo實現內外兩層的主體循環，外層循環以載荷工況序號作為循環控制變量，內層循環以所定義計算節點的節點號作為循環控制變量.當完成所有工況與節點的循環計算后，程序自動結束；

(3)應力分量提取模塊：對于與整體坐標系平行的焊縫，直接使用*GET函數從ANSYS數據庫中提取計算節點的三個方向應力.對于不平行于整體坐標系的復雜焊縫，則需對計算節點創建局部坐標系，根據式(7)將整體坐標系下的應力結果轉換到各局部坐標系下[8](APDL中可由RSYS函數直接實現)，再進行應力提取.

(7)

式中，li、mi、ni(i=1，2，3)為局部坐標系坐標軸與整體坐標系坐標軸夾角的方向余弦；σij(i、j=x，y，z)為整體坐標系下節點的應力張量；σij′(i、j=x，y，z)為局部坐標系下節點的應力張量，圖7給出了整體坐標系和局部坐標系下的應力張量.

圖7 整體與局部坐標系下應力張量的轉換

(4)評估參數計算模塊：計算各節點的應力比、平均應力，并結合缺口曲線指數確定各計算節點的疲勞強度許用值，最終得到三個方向應力的應力比值；

(5)結果輸出模塊：通過聯用函數*vwrite、*cfopen與*cfclos，輸出計算節點的應力比值等計算結果，并保存在指定的.txt文檔中.

在模擬運營的27種載荷工況作用下，對焊接構架進行焊縫分析時，將距焊縫1倍板厚位置的節點定義為計算節點，當焊接部件厚度不同時，取較小厚度，計算節點定義在較薄部件上.根據自行編制的程序，計算構架焊縫計算節點的三個應力分量的應力比值，取焊縫所有計算節點應力比值的最大值作為焊縫的應力因子.

受篇幅限制，這里表3僅列出構架焊接接頭應力因子分析結果中的主要傳力部件焊縫(包括T型接頭、對接接頭、搭接接頭和管狀結構的環形接頭，見圖8)的分析結果.圖8中，焊縫1為側梁外腹板與上蓋板連接處的長度超過2 m的長焊縫，主要承受垂向載荷；焊縫2為縱向梁外腹板與上蓋板連接處的焊縫，主要承受橫向載荷；焊縫3為橫梁與側梁上橫梁安裝座間的焊縫，為典型管狀結構的環焊縫； 焊縫4是縱向梁與橫梁連接處的焊縫；焊縫5、6分別是橫梁與制動吊座、牽引拉桿座連接處的焊縫，承受由附屬部件引起的載荷作用，均為易出現應力集中的區域.由表3可知：焊縫1和5應力因子較大，分別為0.33和0.31.

(a) 焊縫1 (b) 焊縫2

(c) 焊縫3 (d) 焊縫4

(e) 焊縫5 (f) 焊縫6圖8 構架評估焊縫位置示意圖

表3 主要傳力部件焊縫的應力因子

在上述計算過程中，由于承受復雜載荷的構架焊接接頭的類型與承載方向與DVS1612-2014標準中的相關信息無法一一對應，所以，在選擇構架焊縫缺口曲線確定接頭疲勞強度許用值時，從安全角度考慮，選取了使接頭疲勞強度許用值較小的曲線，確保這樣獲得的應力因子偏大，結果保守.

4 結論

(1)利用有限元方法和DVS1612-2014標準計算焊接接頭應力因子時，評估位置距離焊縫越近，應力因子越大；應力集中區域的單元尺寸越小，應力因子越大；減小焊趾角度可降低應力因子；

(2)基于APDL語言編制的適用于多載荷工況、任意焊縫空間形狀的應力因子計算程序，可在EN13749-2011標準中的模擬運營載荷工況作用下，對快捷貨運列車轉向架焊接構架進行疲勞性能評估與應力因子分析.構架的側梁外腹板與上蓋板連接焊縫的應力因子較大，值為0.33；

(3)DVS1612-2014標準中接頭類型幾何簡單并且有限，應用于具有復雜接頭形式的構架時，存在試湊情況；此外，從構架有限元分析結果中拾取的接頭附近的表面應力分量，必然會受分析模型的單元尺寸影響，尤其是應力集中區域.