牽引梁交驗工裝壓臂強度分析與焊接結構優化

葉嬌龍，何清和，肖輝，曹明慧，李凌

中車株洲電力機車有限公司 湖南株洲 412001

1 序言

焊縫連接是現代鋼結構最主要的連接方法之一，其具有構造簡單、用料經濟、制造簡單及可使用自動化焊接等優點[1]。結構中焊縫的受力是十分復雜的，在多種外力的作用下，焊縫受力可能會大于其許用應力值，致使產生塑性變形從而出現低周疲勞現象，使焊縫壽命大大降低，造成焊縫斷裂，影響列車安全運行[2]。

目前生產的車型中，最重的牽引梁車型為六軸和諧型機車，其牽引梁重約3.6t，根據國際焊接標準的要求[3]，焊接位置盡可能處于PA或PB位置，在焊接過程中多孔平臺工裝會和牽引梁旋轉至各種角度以便到達最佳的焊接角度（見圖1）。首先是牽引梁的平翻過程，牽引梁由水平狀態平翻至與地面呈90°狀態，其次是在焊接完成后，圓盤會繼續帶動牽引梁在豎直平面內進行立翻至90°（見圖2）。在這個過程中，壓臂會受到來自維持牽引梁保持平衡狀態所需要的巨大反作用力，因此需對工裝上的焊縫以及壓臂強度進行強度校核，以確保在作業過程中人員的安全。

圖1 牽引梁變位機多孔平臺

圖2 牽引梁平翻焊接

2 牽引梁變位工裝壓臂受力分析及理論計算

2.1 壓臂基本結構

牽引梁變位工裝多孔平臺中共有5個壓臂和8個壓緊壓板對牽引梁進行壓緊，如圖3所示。壓臂結構主要由壓緊螺桿、壓塊、螺母座、伸縮臂、套筒、立板1、立板2、大/小限位銷、底座墊板及4個螺栓螺母聯接構成，如圖4所示。

圖3 交驗工裝工作狀態

圖4 壓臂三維結構

2.2 壓臂受力危險狀態分析

初始狀態時，由多孔平臺對牽引梁進行支撐（以下簡稱工況1），如圖5所示。當變位機平翻至180°時（見圖6），此時完全由壓臂和壓緊壓板對牽引梁提供支撐作用（以下簡稱工況2）。

圖5 工況1示意

圖6 工況2示意

當多孔平臺和牽引梁整體平翻至90°時（見圖7），此時完全由壓臂對牽引梁的靜摩擦力使牽引梁保持平衡（以下簡稱工況3）。當升降平臺平翻至90°時（見圖8），多孔平臺在豎直平面內沿轉軸旋轉90°的工況，此時也完全由壓臂對牽引梁的摩擦力使牽引梁保持平衡（以下簡稱工況4）。

圖7 工況3示意

圖8 工況4示意

綜合分析以上4種極限工況可知，當處于工況3和工況4時，壓臂所受到的壓力要遠大于工況2中壓臂所受到的壓力。

2.3 底座聯接螺栓受力理論計算

（1）工況4螺栓受力分析計算[4]牽引梁質量為3600kg，在立翻翻轉至90°過程位置即將停下時，取1.5倍的安全系數，牽引梁由13個壓臂共26個受力面為其提供摩擦力，每個壓臂為牽引梁提供的摩擦力為

式中f——摩擦力（N）；

G——牽引梁重力（N）；

FN——牽引梁受單個壓臂的摩擦力（N）；

u——壓塊以及多孔平臺與牽引梁平面之間的摩擦系數，u＝0.5。

在實際擰緊螺柱過程中，取擰緊系數K=1.1，因此有

式中Fn——壓臂擰緊力（N）；

K——擰緊系數，K=1.1。

其壓臂受力情況如圖9所示，壓臂受力轉化尺寸如圖10所示。

圖9 工況4中壓臂受力情況

圖10 壓臂受力轉化尺寸

將Fn向螺栓組中心轉化，得到螺栓組的傾覆力矩MFn和力Fn1，即

將f向螺栓組中心轉化，得到對螺栓組的轉矩Tf、傾覆力矩Mf、摩擦力f1，即

Tf＝576N·m，Mf＝366.5N·m，f1＝f＝2036N

（2）工況3螺栓預緊力的分析計算 當平臺處于工況3時，壓臂受力情況如圖11所示。

圖11 工況3中壓臂受力分析

采用上述方法計算可得Fn2＝7016N。

綜合分析以上兩種危險工況可知，當處于工況4時螺栓受力最大，應將此工況下計算得到的螺栓預緊力作為螺栓施加的預緊力值。

3 牽引梁變位工裝壓臂強度分析及焊接結構優化

在進行有限元分析時，為了在離散過程中獲得較少的單元和節點數量，需要簡化那些對分析結果影響不大的特征[5]。在本次數值仿真中，可以將螺桿和壓塊進行簡化，同時將螺桿處的受力簡化至螺母座處。另外，忽略底座上一些銷孔等特征。焊縫部分采用理想的HY焊縫和角焊縫實體建模[6]，螺母座和伸縮臂兩側為15HY焊縫，立板2與套筒、立板1與底座連接處之間采用10HY焊縫。螺栓和螺紋部分忽略螺紋特征[7]。建立的有限元分析模型如圖12所示。

圖12 壓臂有限元分析模型

壓臂采用Q355B結構鋼，焊縫采用與母材等強度材料代替，螺栓螺母采用8.8級高強度螺栓，材質為35CrMoA鋼，兩種材料的性能參數見表1。

表1 材料性能參數

3.1 壓臂受力邊界條件設置及危險工況強度分析

根據分析的結果設置邊界條件：Mf＝336.5N·m，f＝2036N，F＝14926N，得到壓臂在工況3、工況4下的受力結果分布云圖，分別如圖13、如圖14所示。由圖13、圖14可知，最大受力為300MPa，均勻分布于立板2與底座墊板結合處，且應力值均小于材料的屈服強度，符合要求。

圖13 工況3整體應力分布云圖

圖14 工況4整體應力分布云圖

3.2 壓臂焊接結構優化

初始設計的焊縫尺寸，雖然在強度上滿足要求，各部位的安全系數較高，但是焊縫尺寸偏大。在實際焊接過程中需要消耗較多的焊接材料，而且由于焊接量過大，壓臂結構也會產生較大的變形（見圖15），因此有必要對結構進行改進，以降低焊縫尺寸。

圖15 焊接變形

要降低焊接變形，首先，采用減小焊縫尺寸措施，將螺母座和伸縮臂兩側為15HY焊縫逐步優化至7HY焊縫，將立板2與套筒、立板1與底座連接處之間為10HY焊縫逐步優化至5HY焊縫。但通過多次試算發現，減小焊縫尺寸效果并不明顯。其次，對結構進行優化，在工程實踐中，工字形結構在不改變構件厚度的情況下，可通過增加加強筋板來增強剛度、強度，以及約束立板在焊接過程中產生的變形。

通過前文中對壓臂結構的有限元分析，可知立板1與底座、立板2與套筒處的焊縫受力最大，因此可在此處增加加強筋板。優化后的壓臂結構如圖16所示。

圖16 優化后的壓臂結構

為驗證優化后的壓臂結構是否有效，對其在工況3、工況4下分別進行數值仿真，結果如圖17、圖18所示。由圖17、圖18可知，兩種工況中壓臂應力最大為250.73MPa，比優化前最大應力降低16.5%。兩種工況中，焊縫處應力最大為206.63MPa，比優化前焊縫最大應力降低31%，壓臂與焊縫最大應力值均遠低于其材料的許用應力，優化效果明顯。

圖17 工況3中整體應力分布云圖

圖18 工況4中整體應力分布云圖

4 結束語

通過在兩種相同的極限工況作用下，從壓臂焊縫尺寸、結構優化等方面進行計算仿真，對優化前后與實際情況進行了對比，證明對壓臂結構進行改進優化后，可顯著降低焊縫尺寸，提高壓臂承載能力，取得了良好的變形控制效果。同時，確保在作業過程中的人員安全，對后續類似結構強度校核和焊接變形優化具有較大參考價值。