動車組鋁合金車體兩種強度分析模型的一致性分析

李曉峰 ，劉彩運 ，謝素明 ，周偉旭

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動車組鋁合金車體兩種強度分析模型的一致性分析

李曉峰1，劉彩運1，謝素明1，周偉旭2

(1.大連交通大學 交通運輸工程學院，遼寧 大連 116028；2.中國北車集團 長春軌道客車股份有限公司技術中心，吉林 長春 130062)

由于動車組鋁合金車體焊縫強度評價標準的升級以及動車組承載部件結構的特殊性，研究動車組車體強度分析模型的建模方法.分別建立某動車組車體實體單元和薄殼單元模型，根據(jù)EN12663-2010標準，對這兩模型主要承載部件間焊縫的計算結果進行對比分析.結果表明：兩模型在車鉤座區(qū)域的應力結果最大相差13 MPa，在地板補板區(qū)域的應力結果最大相差11 MPa，在牽引梁區(qū)域的應力結果基本一致.因此，建議動車組類似車體底架結構的設計階段，采用薄殼單元分析其強度時，上述兩模型應力誤差較大部位，應取較高的安全系數(shù).

動車組；鋁合金車體；有限元模型

0 引言

近幾年隨著高速列車的快速發(fā)展，極大地縮短了城市之間的距離，為中國經(jīng)濟的增長做出了巨大的貢獻.動車組鋁合金車體作為高速列車重要的部件，其安全可靠性直接與高速列車的安全性、可靠性、舒適性密切相關[1].

針對動車組鋁合金車體，單魏和鄧海進行了詳細的空氣動力學阻力特性優(yōu)化設計研究，并且采用有效的優(yōu)化措施降低動車組高速運行時的氣動阻力[2]；王康從車內噪聲分布狀況及傳播途徑兩方面來研究動車組噪聲控制與降噪的技術方法[3]；滕萬秀基于有限元仿真分析技術對動車組車體結構強度可靠性進行研究[4]；魯祥詳細介紹了動車組車體、底架、側墻、地板、車頂、裙板等部件的加工工藝，不僅可以滿足高速動車組車體制造需要，而且為同行業(yè)其他車體加工提供了借鑒作用[5].

依據(jù)EN1999(歐洲規(guī)范9：鋁結構的設計-第1-1部分：鋁結構總規(guī)則)2007版，鋁結構焊縫的熱影響區(qū)內許用應力遠遠低于母材的許用應力.例如：厚度t≤5 mm的6005A-T6型材，1998版的EN1999標準中的焊縫熱影響區(qū)的許用應力為140 MPa，2007版的焊縫熱影響區(qū)的許用應力僅為115 MPa.同時，動車組鋁合金車體底架縱向承載部件，如：車鉤板、緩沖梁、牽引梁以及底架型材的厚度差別大、且承載區(qū)域存在大量焊縫.所以，當采用殼單元離散上述區(qū)域的部件時，能否獲得較為精確的計算結果已成為設計人員與分析人員重點關注的焦點.

本文在分析動車組承載部件結構特殊性的基礎上，分別建立車體實體單元模型和薄殼單元模型；在車體主要載荷作用下，對比研究這兩模型主要承載部件間焊縫計算結果的一致性.

1 車體底架結構特點

動車組鋁合金車體主要采用EN-AW-6005A-T6和EN-AW-6082-T6兩種材料.底架作為車體中最為重要的承載部分，主要由地板型材、車鉤座以及牽緩部件組成.車鉤縱向載荷通過車鉤板傳遞至緩沖梁，緩沖梁通過與地板的連接型材(厚度由20 mm漸變?yōu)? mm)和縱向牽引梁將力傳遞至地板型材(型材上下表面厚度為3 mm).通過焊接方式將這些厚度差別很大的承載部件聯(lián)接，這些部件及焊接關系參見圖1所示.

圖1 底架縱向承載部件及焊接關系

2 車體兩種有限元模型

采用三維實體單元Solid185創(chuàng)建了動車組鋁合金車體的四分之一有限元模型.最小單元尺寸為1 mm以保證每塊型材和板材沿板厚方向為三層實體單元，焊縫細節(jié)與實際一致且使用三維實體單元Solid185進行有限元建模.鋁合金車體四分之一有限元模型的單元總數(shù)為4 613 344，結點總數(shù)為4 814 695，如圖2所示.

圖2 動車組鋁合金車體實體單元模型

采用殼單元Shell181創(chuàng)建了某動車組鋁合金車體的四分之一有限元模型.使用RIGID單元對各部件之間的焊縫進行有限元建模.四分之一動車組鋁合金車體的殼單元有限元模型的單元總數(shù)為707576，結點總數(shù)為595311.

根據(jù)EN12663標準，對動車組鋁合金車體實體單元和殼單元模型進行3個主要靜強度工況對比，見表1.

表1 車體靜強度分析工況

動車組車體靜強度試驗中，在車鉤座區(qū)域、地板補板區(qū)域和牽引梁區(qū)域的個別點位置殼單元計算模型的結果和試驗結果相差較大.因此，將在這三個區(qū)域內選取焊縫(見圖3)，對比分析實體單元和殼單元的車體模型的計算結果.

圖3 對比焊縫位置示意

在車鉤座區(qū)域選取兩條焊縫：牽引梁立板與緩沖梁間焊縫(焊縫1)、連接型材與地板間焊縫(焊縫2)；地板補板區(qū)域選取一條焊縫：選取地板補強板和地板之間焊縫(焊縫3)；牽引梁區(qū)域選取兩條焊縫：選取牽引梁立板與下蓋板之間焊縫、牽引梁立板與地板筋板之間的焊縫(焊縫4和5).

3 車體計算結果

三種計算工況作用下，車體兩模型的位移值相差不到1.2%，垂向超員載荷作用下車體的位移云圖如圖4所示.由于垂向超員載荷工況作用下車體應力值較小，這里僅給出五條焊縫在拉伸和壓縮工況作用下兩模型的計算結果及對比，見圖5和圖6.

圖4 垂向超員載荷下車體位移云圖

(a)焊縫1

(b)焊縫2

(c)焊縫3

(e)焊縫4

(f)焊縫5

圖6 壓縮工況下車體兩模型的應力對比

比較圖5(a)和圖6(a)，在拉伸工況作用下，第一條焊縫第11點的實體單元應力值比殼單元大11 MPa，其余點差別較??；在壓縮工況作用下，所有點的應力值相差較小.

比較圖5(b)和圖6(b)，在拉伸工況作用下，第二條焊縫第1到34點實體單元應力值比殼單元的普遍大5～8 MPa，35點實體單元應力值比殼單元大9 MPa，其余點相差小于5%；在壓縮工況作用下，第1到34點實體單元應力值比殼單元的普遍大5～8 MPa，35點實體單元應力值比殼單元大13MPa，其余點相差小于5%.

比較圖5(c)和圖6(c)，在拉伸工況作用下，第三條焊縫第42、77、104點的實體單元應力值分別比殼單元的大10、7、8 MPa，其余點相差小于5%；在壓縮工況作用下，第42、77、104點實體單元應力值分別比殼單元的大11、7、7 MPa，其余點相差小于5%.

比較圖5(d)和圖6(d)，第四條焊縫在拉伸和壓縮工況作用下，所有點的應力值差別小于5%.

比較圖5(e)和圖6(e)，第五條焊縫在拉伸和壓縮工況作用下，所有點的應力值差別小于5%.

4 結論

(1)拉伸工況作用下，殼單元模型與實體單元模型的牽引梁立板與緩沖梁之間焊縫，在11點處的應力誤差最大為11 MPa；連接型材與地板之間焊縫，在35點處的應力誤差最大為9 MPa；地板補強板和地板之間焊縫，在42點處的應力誤差最大為10 MPa；兩模型的牽引梁立板與下蓋板之間焊縫和地板筋板之間焊縫的應力基本一致；

(2)壓縮工況作用下，殼單元模型與實體單元模型的牽引梁立板與緩沖梁之間焊縫、牽引梁立板與下蓋板和地板筋板之間焊縫的應力基本一致；連接型材與地板之間焊縫在35點處誤差最大為13MPa；地板補強板和地板之間焊縫在42點處誤差最大為11 MPa；

(3)建議：動車組類似車體底架結構的設計階段，采用殼單元分析其強度時，上述兩模型應力誤差較大部位，應取較大的安全系數(shù).

[1]李芾，安琪. 國內外高速動車組的發(fā)展[J]. 電力機車與城軌車輛，2007，30(5)：1-5.

[2]單魏，鄧海，王金田，等. CRH3型高速動車組空氣動力學阻力特性優(yōu)化設計[J]. 鐵道車輛, 2012, 50(2):1-3.

[3]王康. 高速動車組噪聲檢測及降噪技術研究[D]. 成都：西南交通大學, 2014.

[4]滕萬秀. 高速動車組車體結構強度及動態(tài)特性研究[D]. 成都：西南交通大學, 2009.

[5]魯祥. 高速動車組鋁合金車體加工工藝[J]. 機車車輛工藝, 2011(1):17-19.

[6]張志華. 動車組鋁合金車體結構強度分析[D]. 北京：北京交通大學, 2007.

Research on Consistency of Finite Element Models of EMU Aluminum-Profile Car Body

LIE Xiaofeng1，LIU Caiyun1，XIE Suming1，ZHOU Weixu2

(1. School of Traffic and Transportation Engineering, Dalian Jiaotong Univorsity, Dalian 116028, China；2. R&D Center of Changchun Railway Vehicles Co., Ltd, Changchun 130062, China)

A strength analysis finite model of EMU aluminum profile car-body is studied due to the update of weld strength evaluation criteria of the aluminum body and specific characteristics of the key parts. For the car-body, a shell element FEM and a solid element FEM are established respectively. According to EN12663-2010 standard, two model calculation results show that the traction beam stress is almost coincident, and the maximum stress difference is 13 MPa at coupler area and 11 MPa at floor reinforce area. Thus a suggestion is proposed that a higher safety factor should be taken at above stress larger difference areas when a shell element model is used to calculate similar structure strength at design stage.

EMU; aluminum profile car body; finite element model

1673- 9590(2016)02- 0018- 04

2015-04-16

中國鐵路總公司科技計劃資助項目(2014J004-N)

李曉峰(1972-)，男，副教授，博士，主要從事車輛CAE關鍵技術的研究E- mail:lixiaofeng2007@126.com.

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