出口底開門敞車車體振動疲勞分析*

方 吉，兆文忠

(大連交通大學(xué)交通運輸工程學(xué)院，遼寧大連 116028)

由于出口底開門敞車載在他國運行近兩個月的時間里，部分車體端部側(cè)墻的焊縫出現(xiàn)開裂現(xiàn)象(見圖1)，由于出口國該車的實際應(yīng)用過程中有振車卸貨的特殊工況，這是該車在設(shè)計中沒有考慮到的，振車器的激振載荷是否是導(dǎo)致側(cè)墻的焊縫開裂的根本原因，針對這一問題展開研究。首先建立底開門敞車車體結(jié)構(gòu)有限元模型，在Nastran軟件中進(jìn)行模態(tài)分析，模態(tài)結(jié)果中有一階側(cè)墻局部模態(tài)的頻率與振車器激振頻率24 Hz很接近，在此激振頻率下車體側(cè)墻局部可能發(fā)生共振，為了驗證其正確性，利用Nastran軟件對其進(jìn)行簡諧激振響應(yīng)分析，并根據(jù)BS標(biāo)準(zhǔn)對側(cè)墻焊縫疲勞壽命進(jìn)行評估，得出側(cè)墻焊縫疲勞壽命與實際使用2月開始出現(xiàn)裂紋的現(xiàn)象吻合，證明了振車器的激振載荷是導(dǎo)致側(cè)墻的焊縫開裂的根本原因這一結(jié)論。對于該車在振車器振車卸貨工況下的端部側(cè)墻板的局部共振，提出了幾種改進(jìn)方案，采用時域分析法對該車車體進(jìn)行振車器振車卸貨工況模擬分析，獲得用于疲勞壽命預(yù)測的動態(tài)應(yīng)力變化范圍進(jìn)行疲勞壽命預(yù)測，最終確定能夠滿足振車卸貨工況下疲勞壽命要求的改進(jìn)方案。

圖1 側(cè)墻焊縫開裂的位置Fig.1 The location of the side wall weld cracking

1 原車體結(jié)構(gòu)模態(tài)、諧響應(yīng)及疲勞分析

1.1 有限元模型

車體結(jié)構(gòu)全部采用薄殼單元離散，在振車卸貨工況下，車下底門全部打開的狀態(tài)，底門是以集中質(zhì)量元的形式固定在相應(yīng)的連接位置，單元總數(shù)為111 928;結(jié)點總數(shù)為106 890。該車的有限元網(wǎng)格如圖2所示。

圖2 車體結(jié)構(gòu)的有限元網(wǎng)格Fig.2 Finite element mesh of the car－ body structure

1.2 模態(tài)分析

用NASTRAN軟件共計算車體50階模態(tài)。觀察各個模態(tài)振型，發(fā)現(xiàn)1個極其重要的模態(tài)即第6階模態(tài)(見圖3)。該階模態(tài)的固有頻率為23.87 Hz。從它的振型位移圖中還可以看出:這是1個典型的局部模態(tài)，振型為垂直側(cè)板的振動，發(fā)生在車體每一個側(cè)墻的兩端。這意味著一旦有24 Hz左右的外界激勵頻率，這2個側(cè)板將一定發(fā)生劇烈的共振［1］。

圖3 固有頻率為23.87 Hz的局部振型Fig.3 Natural frequency for the 23.87 Hz local mode

1.3 諧響應(yīng)分析

在NASTRAN軟件中，根據(jù)現(xiàn)場資料，在側(cè)墻上的作用區(qū)間長度為2.5 m，可以建立振動器施加到每一側(cè)墻的動態(tài)載荷模型:F(t)=3.75×sin(2πft)，求解了振動器工作時的諧響應(yīng)［2］。結(jié)果表明:在24 Hz的激勵作用下，固有頻率為24.67 Hz的側(cè)墻局部模態(tài)產(chǎn)生了較明顯的共振。垂直板面的位移最大振動幅值為25.5 mm(圖4)。考核焊縫處疲勞強度的最大主應(yīng)力從+74.9～－74.9 MPa(圖5)，以每秒24次規(guī)律的交替變化。在車輛工作中，這是一個罕見的、典型的共振現(xiàn)象［2－5］。

圖4 24 Hz激擾下垂直板面的位移云圖(最大位移為25.5 mm)Fig.4 Displacement perpendicular to the plate surface under excitation of 24 Hz(the maximum displacement is 25.5 mm)

圖5 24 Hz激擾下的應(yīng)力圖(焊縫處最大主應(yīng)力為74.9 MPa)Fig.5 Stress diagram under excitation of 24 Hz(the maximum principal stress of the weld is 74.9 MPa)

1.4 疲勞壽命預(yù)測

該車車體材料為耐侯鋼，根據(jù)中國鐵道部的標(biāo)準(zhǔn) TB/T 1335—1996［6］中的表3 給出的數(shù)據(jù)是，該材料(CuPCrNi)的許用應(yīng)力為184.0 MPa，屈服強度為 294.0 MPa。

在英國標(biāo)準(zhǔn)7608:1993《鋼結(jié)構(gòu)疲勞設(shè)計與評估》中，尋找到了1個焊接接頭幾何形狀近似、施加載荷也一致的S－N曲線數(shù)據(jù)，從該標(biāo)準(zhǔn)的表14中確認(rèn)了疲勞等級(FAT)為F2級，其S－N曲線的常數(shù) C=1.231 ×1 012，斜率 M=3。

假設(shè)每天振動卸貨1次，每次為4 min，振動頻率為24 Hz，于是，每天卸貨的振動次數(shù)為5 760次。疲勞失效處的最大主應(yīng)力的變化是從+74.9～ －74.9 MPa 交替變化，變化范圍為 149.2 MPa，疲勞壽命的計算公式為:

于是，疲勞壽命為N=366 204次，換算為天數(shù)，則疲勞壽命為63.6 d，即壽命為2月多。以上計算結(jié)果與實際情況基本吻合，因此，證明了由于振車器的以24 Hz的載荷進(jìn)行振車卸貨，引起端部側(cè)墻板的局部模態(tài)共振，從而導(dǎo)致該車使用不到2月就出現(xiàn)焊縫列開現(xiàn)象。

2 改進(jìn)方案分析

修改方案的措施就是在發(fā)生問題的部位(即車體側(cè)墻板)通過調(diào)整局部剛度以達(dá)到避開24 Hz的共振頻率。由于端部側(cè)墻板其面積比其他側(cè)墻板要大，其剛度比其他側(cè)墻板薄弱，所以，振動能量的在該位置釋放。因此，改進(jìn)方案首先要加強此處的剛度，在原車體結(jié)構(gòu)在端部側(cè)墻板上下各增加1條厚度為6 mm的鋼板，并考慮到端部側(cè)墻板剛度增加，振動能量可能會轉(zhuǎn)移到其他側(cè)墻板位置進(jìn)行釋放，因此，其他側(cè)墻板的剛度也需要適當(dāng)?shù)脑黾?，特在兩邊?cè)墻板中間位置添加如圖6所示的角鋼。

圖6 改進(jìn)方案Fig.6 Improved program

2.1 模態(tài)分析對比

通過改進(jìn)方案的模態(tài)計算并與原結(jié)構(gòu)的模態(tài)計算結(jié)果列入表1中，通過對比可以看出:改進(jìn)方案消除了24 Hz附近的側(cè)墻局部模態(tài)，取而代之的是一些整體模態(tài)，且離24 Hz激振頻率都較遠(yuǎn)。因此，在24 Hz下不會出現(xiàn)較強共振現(xiàn)象。

表1 改進(jìn)方案與原結(jié)構(gòu)在24 Hz附近的模態(tài)對比Table 1 Modals near 24 Hz of Improved program and the original structure

2.2 時域響應(yīng)計算及疲勞壽命預(yù)測

由于載荷頻率較高，且模型節(jié)點自由度比較多，因此，為了提高計算效率，采用模態(tài)疊加法計算時域響應(yīng)［7－10］。實際振車器的位置是不固定的，哪些部位有未卸載完的貨物就在未卸載完的貨物上方激振，因此，從中抽象出端部加載和中部加載兩種情況進(jìn)行計算。載荷和頻率與實際情況保持一致，見圖7?？紤]結(jié)構(gòu)自身重力，考慮轉(zhuǎn)向架搖枕彈簧的緩沖作用，在心盤處施加搖枕彈簧約束。提取關(guān)鍵焊縫(見圖8～11)的最大主應(yīng)力的變化范圍，從BS標(biāo)準(zhǔn)中選擇對應(yīng)焊接接頭類型的S－N曲線進(jìn)行疲勞壽命預(yù)測，見表2。在評估疲勞壽命時，假定激振器每天工作4 min，因激振頻率為24 Hz，所以，假定每天振動次數(shù)為5 760次，同時并假定每年工作365 d，這樣就可以將壽命(次數(shù))折算為以年為單位的評估結(jié)果，該結(jié)果見表2和表3。

圖7 動態(tài)載荷示意Fig.7 Dynamic load indication

圖8 枕梁處焊縫位置Fig.8 The weld line at Corbel

圖9 邊梁處焊縫位置Fig.9 The weld line at edge beam

通過表2和表3的計算結(jié)構(gòu)可以看出:中部加載情況下關(guān)鍵焊縫的疲勞壽命都滿足28 a的設(shè)計使用壽命，但端部加載情況下存在唯一的1條焊縫(第16條)疲勞壽命沒達(dá)到設(shè)計要求。因此，需要對該處進(jìn)行局部再改進(jìn)。

圖10 端部側(cè)墻處焊縫位置Fig.10 The weld line at the end of the side wall

圖11 中部側(cè)墻處焊縫位置Fig.11 Weld line at the middle of the side wall

表2 中部加載車體結(jié)構(gòu)關(guān)鍵焊縫疲勞壽命Table 2 Fatigue life of key weld lines in car－body under mid excitation

表3 端部加載車體結(jié)構(gòu)關(guān)鍵焊縫疲勞壽命Table 3 Fatigue life of key weld lines in car－body under end excitation

3 角接 D 6.15 4.75×1011 2.26×105 4 角接 D 15.84 4.19×109 1.99×103 5 搭接 F2 3.14 1.72×1012 8.18×105 6 搭接 F2 11.00 3.26×109 1.55×103 7 對接 F2 18.88 2.19×108 1.04×102 8 對接 F2 5.22 1.36×1011 6.45×104 9 搭接 F2 18.79 2.24×108 1.07×102 10 角接 D 23.32 6.06×108 2.88×102 11 角接 D 31.43 1.36×108 6.49×101 12 對接 G 14.53 3.17×108 1.51×102 13 角接 F 2.07 2.69×1013 1.28×107 14 搭接 F 9.31 1.46×1010 6.96×103 15 搭接 F 11.01 6.33×109 3.01×103 16 角接 F 32.6 2.78×107 1.32×101 17 搭接 F 6.82 6.94×1010 3.30×104 18 角接 F 2.82 5.74×1012 2.73×106 19 角接 F 3.51 1.92×1012 9.14×105 20 角接 F 14.65 1.52×109 7.22×102 21 搭接 F 7.64 3.93×1010 1.87×104

3 局部再改進(jìn)方案分析

由于第16條焊縫是連接側(cè)墻小立柱與側(cè)墻上邊梁的焊接結(jié)構(gòu)，載荷從上邊邊梁往下傳力過程中，由于該處的剛好在傳力路徑上且剛度不協(xié)調(diào)從而導(dǎo)致應(yīng)力集中，因此，其疲勞壽命下降，局部再改進(jìn)方法主要圍繞協(xié)調(diào)該處剛度為目的展開，共設(shè)計如下3種方案見圖12～14，其焊縫疲勞壽命預(yù)測見表4。

圖12 局部改進(jìn)方案一Fig.12 Local improvement program 1

圖13 局部改進(jìn)方案二Fig.13 Local improvement program 2

圖14 局部改進(jìn)方案三Fig.14 Local improvement program 3

表4 局部改進(jìn)方案疲勞壽命預(yù)測Table 4 Fatigue life prediction of local improvement programs

4 結(jié)論

(1)通過振動器振車卸貨工況下的模態(tài)及簡諧響應(yīng)分析，得出側(cè)墻板的局部共振是引起側(cè)墻板與立柱連接處焊縫開裂的主要原因。

(2)通過改進(jìn)方案模態(tài)分析及關(guān)鍵焊縫疲勞壽命計算，可以看出改進(jìn)方案已經(jīng)很好地消除了局部共振，有效地提高了車體側(cè)墻焊縫的疲勞壽命，但還有個別焊縫疲勞壽命未達(dá)到28 a設(shè)計壽命標(biāo)準(zhǔn)。

(3)通過3種局部再改方案的計算，使第16條焊縫的疲勞壽命得到很大提升，其壽命都超過了28 a的設(shè)計壽命要求，且添加筋板結(jié)構(gòu)帶來的新焊縫疲勞壽命也滿足設(shè)計要求。具體應(yīng)該采用哪種局部改進(jìn)方案還要根據(jù)實際條件和工藝難易程度等因素來決定。

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