一種重載貨車車鉤強(qiáng)度的分析方法

徐京濤，朱濤，尹敏軒，王超，肖守訥，陽光武，楊冰

(西南交通大學(xué) 牽引動力國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610031)

0 引言

重載貨車牽引噸位增加、車輛周轉(zhuǎn)次數(shù)增多以及車輛間縱向載荷增大惡化了車鉤的服役環(huán)境。新的重載貨車運(yùn)行條件對車鉤服役安全性提出了新的要求，并且導(dǎo)致檢修周期大幅縮短，增加了維修成本，因此，有必要針對目前重載貨車常用的16型、17型車鉤進(jìn)行強(qiáng)度分析，為后續(xù)開展車鉤疲勞壽命評估及可靠性分析奠定基礎(chǔ)。

于占俊等[1]對濟(jì)南西車輛段檢修時發(fā)現(xiàn)鉤舌下牽引臺根部出現(xiàn)裂紋的情況占70%～80%。王永亮[2]對大秦線湖東段報(bào)廢車鉤進(jìn)行統(tǒng)計(jì)時發(fā)現(xiàn)下牽引臺裂紋占60.73%，而上牽引臺幾乎沒有裂紋。朱濤等[3]對40個鉤舌和20個鉤體進(jìn)行裂紋擴(kuò)展試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)鉤舌下牽引臺斷裂的占89%，鉤體下牽引臺穿透占90%，試驗(yàn)結(jié)果與線路統(tǒng)計(jì)結(jié)果基本吻合，臺架試驗(yàn)的工裝方式能夠真實(shí)反映車鉤在線路上的受力情況。通過上述現(xiàn)場對報(bào)廢車鉤的故障部位統(tǒng)計(jì)和裂紋擴(kuò)展臺架試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，鉤舌的主要裂紋出現(xiàn)在鉤舌下牽引臺和S面，上牽引臺幾乎沒有裂紋。造成這種現(xiàn)象的原因可能是因?yàn)殂^舌和鉤體上下牽引臺受力不均。

CHUNDURU S P等[4]對滿足ARR標(biāo)準(zhǔn)的E級鋼鉤舌單獨(dú)分離出來進(jìn)行了靜強(qiáng)度計(jì)算，簡化了鉤舌的計(jì)算，但計(jì)算結(jié)果與真實(shí)情況存在較大差異；于兆華[5]將鉤舌和鉤體分離，分別施加沿縱向的均布載荷和除縱向方向其他5個自由度的約束，不能反映車鉤真實(shí)的受力情況；INFANTE V等[6]對鉤體做了應(yīng)變測試，并單獨(dú)計(jì)算了鉤體的三維應(yīng)力，其有限元模型主要細(xì)化了鉤頸區(qū)域，并沒有對牽引臺進(jìn)行詳細(xì)研究；李晨曦等[7]單獨(dú)對鉤體做了縱向拉伸和壓縮工況的線性分析，沒考慮由于重力作用時鉤頭下垂對鉤體上、下牽引臺受力不均產(chǎn)生的影響；苗偉明等[8]做了鉤舌與鉤體的裝配分析，在左側(cè)鉤體尾部試驗(yàn)沿縱向的均布載荷，右側(cè)鉤體施加除縱向方向其他5個自由度的約束，而沒有考慮到車鉤下垂對裝配體模型受力的影響。

目前對貨車車鉤的有限元仿真大多數(shù)都是將鉤舌和鉤體單獨(dú)取出來，按照理想的加載方式和約束進(jìn)行計(jì)算。少數(shù)采用裝配體對車鉤及其零部件進(jìn)行靜強(qiáng)度分析，也是按照理想的加載方式和約束進(jìn)行計(jì)算，沒有考慮到車鉤自質(zhì)量及其安裝間隙導(dǎo)致鉤頭下垂對車鉤靜強(qiáng)度分析產(chǎn)生的影響，所以其計(jì)算結(jié)果都是鉤舌和鉤體上下牽引臺受力大小基本一致。而且缺乏有效的試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證仿真分析結(jié)果的可靠性。

為了解決上述仿真分析方法的不足，合理地解釋鉤舌下牽引臺出現(xiàn)較多裂紋的現(xiàn)象，本文首先采用完整的16型、17型對拉車鉤進(jìn)行計(jì)算，并將計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較；然后，對車鉤進(jìn)行詳細(xì)的受力分析，確定影響車鉤縱向載荷分布的系統(tǒng)參數(shù)，合理地解釋裝配體模型存在的問題；最后，采用單車鉤模型進(jìn)行有限元仿真，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，證明方法的可靠性。

1 鉤舌鉤體應(yīng)變測試

1.1 測點(diǎn)布置

為了驗(yàn)證仿真結(jié)果的可靠性和系統(tǒng)參數(shù)對載荷分布的影響，選擇了車鉤較為典型的部位布置單向應(yīng)變片，其中16型鉤舌布置6個測點(diǎn)，17型鉤體布置4個測點(diǎn)，測點(diǎn)位置如圖1和圖2所示。

圖1 16型鉤舌應(yīng)力測點(diǎn)位置圖

圖2 17型鉤體應(yīng)力測點(diǎn)位置

1.2 試驗(yàn)過程

在試驗(yàn)開始前將車鉤連掛，施加200kN載荷使車鉤對中鎖緊，消除車鉤工裝后的間隙，避免試驗(yàn)開始時產(chǎn)生沖擊。車鉤應(yīng)力測試安裝如圖3所示。在此基礎(chǔ)上，按正弦曲線施加載荷，每個載荷循環(huán)30次，保證動態(tài)應(yīng)力測試數(shù)據(jù)平穩(wěn)，載荷譜如圖4所示。

圖3 車鉤應(yīng)力測試安裝圖

圖4 試驗(yàn)載荷譜

2 耦合車鉤仿真計(jì)算與模型校核

2.1 耦合車鉤有限元模型

17型車鉤材料為鑄造E級鋼，其力學(xué)特性見表1。通過對該材料的循環(huán)本構(gòu)試驗(yàn)，得到了其多段式材料應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系，如圖5所示?；谌S車鉤模型，采用高階四面體單元建立了車鉤有限元模型，如圖6所示。其中接觸包括：鉤體牽引臺-鉤舌牽引臺接觸、鉤舌S面接觸、鉤舌銷孔-鉤舌銷接觸、鉤耳孔-鉤舌銷接觸(圖7)。邊界條件設(shè)定為：車鉤一端約束三個方向位移，另一端按載荷譜施加拉伸載荷，鉤舌與鎖鐵接觸部位施加橫向約束(圖8)。

表1 鑄造E級鋼力學(xué)特性

圖5 鑄造E級鋼應(yīng)力應(yīng)變曲線

圖6 16型、17型車鉤有限元模型

圖7 接觸單元

圖8 邊界條件

2.2 計(jì)算結(jié)果對比

鉤舌下牽引臺根部測點(diǎn)1、2、3應(yīng)力仿真與試驗(yàn)對比結(jié)果如圖9(a)所示，上牽引臺根部測點(diǎn)4、5、6應(yīng)力仿真與試驗(yàn)對比結(jié)果如圖9(b)所示,鉤體測點(diǎn)7、8、9、10應(yīng)力仿真與試驗(yàn)對比結(jié)果如圖9(c)所示。對比結(jié)果表明：對拉裝配體有限元模型能夠較好地?cái)M合出鉤體受力變化的情況，但是由于鉤舌和鉤體內(nèi)部接觸的系統(tǒng)參數(shù)是由三維模型給定的一個理想狀態(tài)，所以仿真結(jié)果導(dǎo)致鉤舌上、下牽引臺應(yīng)力差別不大，且與試驗(yàn)結(jié)果存在較大差距。這說明鉤舌與鉤體內(nèi)部接觸的系統(tǒng)參數(shù)變化對鉤舌受力影響很大，對拉裝配體有限元模型與實(shí)際情況存在較大差距，為此本文對鉤體鉤舌進(jìn)行詳細(xì)的受力分析，并考慮采用不含接觸關(guān)系的單車鉤有限元模型進(jìn)行仿真，以提高仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性。

3 車鉤受力狀態(tài)分析

由于鉤體和鉤舌內(nèi)部存在間隙，車鉤在重力作用下會導(dǎo)致鉤舌中心線與鉤體中心線存在高度差以及傾角。隨著載荷的增大，鉤舌等效作用力位置不斷變化，這些因素對鉤舌鉤體的承載產(chǎn)生重大影響。

17型鉤體內(nèi)部結(jié)構(gòu)完全一樣，互為對稱結(jié)構(gòu)，根據(jù)對稱原理，在兩鉤舌接觸面上，主要承受x方向的拉力，幾乎不受y向和z向載荷的作用。圖10給出了單車鉤在xOz平面內(nèi)的受力情況。

圖10 17型鉤體-鉤舌整體受力分析

圖10中a為鉤舌內(nèi)腕面高度；b為鉤體尾銷孔上下距離；c為鉤舌內(nèi)腕面中心線與尾銷孔中心線之間的高度差；d為鉤舌質(zhì)心作用點(diǎn)與尾銷孔受力點(diǎn)之間的縱向距離；m為載荷逐漸增大時，等效力最終作用點(diǎn)距鉤舌內(nèi)腕面中線的距離；Fx1為鉤舌內(nèi)腕面所受縱向等效力；Fx2為車鉤鉤尾銷孔所受縱向等效力；Fz為車鉤鉤尾銷孔所受垂向等效力；z1為Fx1作用點(diǎn)距離內(nèi)腕底部的距離；z2為Fx2作用點(diǎn)距離尾銷孔頂部的距離；GS為鉤舌所受重力；GT為鉤體所受重力。

根據(jù)結(jié)構(gòu)整體力與力矩的平衡，有：

Fx1=Fx2

(1)

Fz=GS+GT

(2)

(3)

其中式(3)可轉(zhuǎn)化為

(4)

在車鉤剛鎖死時，等效力作用點(diǎn)如圖10所示。隨縱向牽引力逐漸增大，F(xiàn)x1作用點(diǎn)從最底端逐漸向上移動，同時Fx2作用點(diǎn)從最頂端逐漸下移，兩力作用點(diǎn)逐漸趨近于鉤舌內(nèi)面中線距離為m的位置。假設(shè)等效力作用點(diǎn)的位置線性變化，那么：

(5)

(6)

將式(6)代入式(4)，有

(7)

上式描述了鉤舌內(nèi)腕面等效力Fx1與作用點(diǎn)位置z1之間的關(guān)系，其中GS、GT、a、b、d、e為系統(tǒng)內(nèi)與車鉤尺寸重力的常數(shù)，c、m為影響Fx1和z1的主要因素。

4 單車鉤仿真計(jì)算與模型校核

4.1 邊界條件

根據(jù)第3節(jié)的受力分析可知，車鉤自質(zhì)量雖與徑向載荷相比較小，但對車鉤整體受力狀態(tài)產(chǎn)生極為重要的影響，因此車鉤有限元計(jì)算必須考慮其自質(zhì)量的影響。

在重力作用下，車鉤在較小載荷時各部件之間的接觸狀態(tài)顯著改變，對完整車鉤裝配體模型進(jìn)行瞬態(tài)分析較為困難。因此，本文通過在鉤舌S面施加不均等載荷來等效考慮車鉤受自質(zhì)量影響而導(dǎo)致上、下牽引臺載荷不均的情況，而不在有限元計(jì)算時施加重力載荷。

為減小等效集中力加載造成的應(yīng)力集中現(xiàn)象，本文在鉤舌內(nèi)腕沿著車鉤縱向中心線處施加作用力在xOz平面內(nèi)，鉤舌受力如圖11所示。將鉤舌內(nèi)腕沿中心線分成上、下兩部分。

圖11 鉤舌xOz平面內(nèi)受力分布

根據(jù)對稱原理，約束力加載節(jié)點(diǎn)的z向和y向的位移，約束鎖鐵與鉤舌接觸區(qū)域的y向位移以模擬鎖鐵的約束作用，同時約束鉤體尾銷孔的3個方向位移作為有限元模型的位移邊界條件。施加所有邊界條件的單車鉤有限元模型如圖12所示。

圖12 單車鉤有限元計(jì)算模型

4.2 計(jì)算結(jié)果對比分析

單車鉤模型仿真結(jié)果與試驗(yàn)對比如圖13、圖14所示。

圖13 鉤舌下牽引臺試驗(yàn)與仿真對比

圖14 鉤舌上牽引臺試驗(yàn)與仿真對比

從對比結(jié)果可以看出采用單車鉤有限元模型進(jìn)行仿真時，仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果較為吻合。相較于耦合車鉤有限元模型，單車鉤有限元模型能夠更好地反映出鉤舌真實(shí)的受力情況。測點(diǎn)3、測點(diǎn)4的仿真結(jié)果略大于試驗(yàn)結(jié)果，可能是由于試驗(yàn)車鉤表面打磨量較大而導(dǎo)致的。

5 結(jié)語

1)采用包含多種接觸狀態(tài)的耦合車鉤對拉裝配體有限元分析方法，由于鉤舌和鉤體的相對位置處于理想狀態(tài)，導(dǎo)致了計(jì)算結(jié)果過于理想化，與實(shí)際情況存在著一定差距。

2)采用單車鉤有限元模型，通過控制模型力與位移的邊界條件來等效地考慮車鉤自質(zhì)量的影響，能夠有效地反映車鉤真實(shí)的受力狀態(tài)。

3)單車鉤有限元模型在保證計(jì)算準(zhǔn)確性的前提下，相較于耦合車鉤對拉裝配體有限元模型的計(jì)算速度提高1.5倍。

4)從鉤舌結(jié)構(gòu)優(yōu)化的角度考慮，鉤舌下牽引臺的測點(diǎn)應(yīng)力明顯大于上牽引臺測點(diǎn)應(yīng)力，應(yīng)適當(dāng)增加下牽引臺根部的過渡圓角。