基于等效结构应力的不锈钢车体点焊接头疲劳寿命预测

谢素明，韩涛，王悦东

(大连交通大学 交通运输学院，辽宁 大连 116028)*

基于等效结构应力的不锈钢车体点焊接头疲劳寿命预测

谢素明，韩涛，王悦东

(大连交通大学 交通运输学院，辽宁 大连 116028)*

采用等效结构应力法研究不锈钢车体点焊接头疲劳寿命.首先，在研究点焊接头的失效模式、结构应力计算方法的基础上，归纳总结了基于等效结构应力法进行点焊接头疲劳寿命预测的技术路线；其次，建立某不锈钢车体包括点焊接头在内的有限元模型，依据EN12663- 1∶2010标准中提供的车体疲劳载荷谱，分析了主横梁与底架边梁区域的点焊接头结构应力分布规律，并对这些焊点进行了寿命预测；最后，采用改变焊点数量和布置及增加板厚的方式，使点焊接头疲劳寿命提高了3.87E+06.

不锈钢车体；点焊接头寿命；等效结构应力

0 引言

不锈钢车体具有轻量化、耐腐蚀、耐高温、维护成本低、寿命周期长等优点，在国内外轨道车辆获得了广泛应用[1].不锈钢材料特殊的热物理和焊接性能决定了不锈钢车体的制造工艺采用电阻点焊方法[2].不锈钢车体为板梁组合的筒形整体承载结构，通过数万个点焊接头传递车体运行中的拉伸、剪切、弯曲、扭转等复杂载荷[3]，所以，点焊接头疲劳强度是影响车体疲劳性能的重要因素.因此，如何精确预测点焊接头疲劳寿命对不锈钢车体抗疲劳设计具有重要应用价值.

多数学者的研究成果表明：影响点焊结构疲劳性能的主要因素是焊点的几何效应和载荷条件，点焊接头疲劳寿命随载荷范围的增加而降低，而增加焊核直径、板材厚度、试样宽度有助于提高点焊接头疲劳强度[4- 7].韩晓辉等人研究了不同熔核直径及点焊工艺对点焊接头疲劳性能的影响.孙成智等人对搭接和剥离两种受力状态下点焊试样的疲劳寿命进行了数值仿真分析.Barkey等人应用插值外推技术研究了多轴应力状态下点焊接头的疲劳性能.

点焊接头经历局部加热及快速冷却的多变量耦合过程，导致热影响区和焊核组织发生变化，使得接头附近应力应变场分布复杂，同时点焊的疲劳断裂多发生在搭接板内，难以实现无损检测[8].由于点焊结构本身具有不连续性和缺口效应，采用有限元方法计算的点焊接头应力结果具有严重的网格敏感性.此外，现有的标准，如IIW标准、BS7608标准，不仅缺乏点焊接头疲劳数据，而且对于承受复杂载荷的焊点，名义应力也难以确定.

本文以某不锈钢车体为研究对象，建立了用于分析不锈钢车体点焊接头疲劳寿命的有限元模型.在EN12663- 1∶2010标准[9]提供的车体载荷谱作用下，应用等效结构应力法，对车体关键部位焊点进行疲劳寿命预测.依据焊点的结构应力分布规律及受力分析，对疲劳强度薄弱焊点提出了改进措施.

1 等效结构应力法

点焊接头失效分为焊核开裂和板边开裂两种模式，如图1所示.一般来说，只要焊核尺寸足够大，焊核开裂可以避免，故点焊接头的破坏模式多为板边开裂.板边开裂属于沿板厚度的穿透型断裂，疲劳裂纹萌生于焊核边缘缺口根部.

(a)焊核开裂 (b)板边开裂

图1 点焊接头的失效模式

焊核边缘缺口根部沿板厚方向的应力分布通常是非线性的，其垂直于竖向假定裂纹面的实际应力分布见图2.图中法向应力分量σx(y)和横向剪切应力分量τ(y)构成了对假定裂纹面的表面拉张.t为板厚，P为拉伸剪切作用力.

图2 焊核边缘沿板厚度截面应力分布示意

根据结构力学理论，焊核边缘的正应力可分解为沿板厚t分布的膜应力σm和弯曲应力σb，结构应力σs即定义为焊核边缘膜应力和弯曲应力之和.

(1)

以结构应力的膜和弯曲分量表示的法向应力σx(y)和横向剪切应力τ(y)不仅要满足垂直于假定裂纹面A-A的平衡条件，还需在其临近参考面B-B处满足，如图3所示.当截面A-A和截面B-B的距离δ足够小时，横向剪切应力分量τ(y)可以忽略不计.

图3 结构应力分布截面A-A和截面B-B

(2)

(3)

利用基于位移的有限元方法获得的节点力和节点弯矩来表示结构应力的膜和弯曲分量，基于功等效原则完成从节点力/节点弯矩到线力/线弯矩的转换,实现了结构应力对单元网格大小的不敏感.式(4)中fy和mx表示局部坐标系下线力和线弯矩.

(4)

将结构应力的膜和弯曲分量作为描述裂纹尖端应力场的应力强度因子K值的远场应力组成部分，以对传统Pairis裂纹增长定律进行修正，建立了两阶段裂纹增长模型，这样基于断裂力学的点焊接头疲劳寿命预测可用下列计算公式实现：

(5)

等效结构应力变化范围ΔSs表达的疲劳寿命计算公式：

(6)

式中，a为裂纹长度；指数n=2，m=3.6；N为疲劳寿命值；Mkn为焊趾缺口导致的应力强度因子放大系数；ΔK为应力强度因子范围；C和h为试验常数.

I(r)1/m为载荷弯曲比r(r=Δσb/Δσs)的无量纲函数，表示对加载模式的影响，对于点焊接头一般选择位移控制条件.由于I(r)1/m函数解析法求解困难，可以通过数值拟合曲线表示.在位移控制条件下，I(r)1/m方程可拟合：

(7)

等效结构应力把不同的接头形式、板材厚度和加载模式的疲劳S-N数据有效地统一起来[4]，可以相对准确地计算出空间任意走向的焊缝的疲劳寿命.基于等效结构应力法进行点焊接头疲劳寿命预测的技术路线如下：

(1)创建点焊接头的有限元模型，建立焊点集合并定义焊点相关信息：焊点的起始节点、起始单元编号，板厚；

(2)基于ANSYS软件，在静态载荷作用下对点焊接头进行分析，提取计算结果RST文件中焊点的节点力，依据公式，计算焊点结构应力及等效结构应力；

(3)输入疲劳载荷谱；选择98%可靠度-2σ的主S-N曲线数据，并与评估焊点数据相对应，生成等效结构应力变化范围数据；按Miner线性累积理论计算焊点的累计损伤及疲劳寿命；

(4)若焊点疲劳寿命未达到标准规定的使用寿命，则改进焊点结构，重新计算焊点疲劳寿命，直到计算结果满足要求.

2 不锈钢车体计算模型

不锈钢车体由端墙、底架、车顶和侧墙部件组成.除端底架采用高强度耐候钢弧焊外，其余部件均采用不锈钢SUS301L点焊连接各板梁结构.底架主横梁是异型槽钢结构，需冲压众多的孔以安装车下设备及布线，因此选择强度不高但焊接性能较好的SUS301L-DLT材料.由于需要底架边梁具有足够刚度并承受较大垂向载荷，故选择强度较高的SUS301L-MT材料.

依据三维几何模型，建立用于分析不锈钢车体点焊接头疲劳强度的精细有限元模型.车体部件主要离散为四节点等参数单元Shell181，辅以八节点六面体单元Solid185；底架设备及车顶空调以质量单元Mass21的形式施加在各自重心位置，并通过柔性单元Rbe3模拟与车体的连接关系.不锈钢车体是典型焊点传力结构，且焊点排布密集.因此采用弹性梁单元Beam188模拟焊核；上下板焊核区域采用8个三角形壳单元；焊核区域的中心节点与周边节点采用刚性梁单元MPC184连接，以增加焊点局部刚度，同时协调壳单元与梁单元的旋转自由度；焊核周围与板材过度区域由8个四边形壳单元组成.图4给出了用于分析不锈钢车体点焊接头疲劳强度的有限元模型，其单元总数为2 387 285，节点总数为2 287 816.模型中长度单位mm、力的单位N、质量单位t.

图4 车体有限元模型

依据EN12663- 1∶2010标准，不锈钢车体疲劳分析载荷工况见表1.车体有限元分析时，在底架空簧位置处均施加垂向位移约束，一侧的再施加横向位移约束；车钩中心线处施加纵向位移约束.

表1 车体疲劳载荷工况

3 点焊接头疲劳寿命预测

依据不锈钢车体静强度计算结果，选取底架边梁与主横梁、搭接板与底架边梁、搭接板与主横梁连接区域的18个焊点作为研究对象.底架边梁与主横梁的厚度均为4.5mm，搭接板厚度为3mm.焊点直径均为6mm，其位置及编号如图5所示.

(a)主横梁与底架边梁连接焊点

(b)搭接板与主横梁连接焊点

(c)搭接板与底架边梁连接焊点

提取静态计算结果RST文件中焊点处节点力，并将其导入自主研发的FE-WELD软件计算焊点的结构应力和等效结构应力.图6给出了焊点1、焊点2和焊点3的结构应力分布曲线.

(a)焊点1

(b)焊点2

(c)焊点3

图6的结构应力分布曲线表明：在垂向载荷作用下焊点结构应力最大，且焊点3结构应力小于其余两个焊点的结构应力.表2给出了在垂向载荷作用下连接焊点的轴向力及剪力分布，其中焊点3所受剪力最小.由于主横梁悬挂了质量较大的净水箱，故与底架边梁连接的3个焊点承受了较大的弯矩及剪力作用.同时，等腰三角形排布使得焊点的受力并不均匀，焊点承受剪力相差接近2 000 N.

表2 垂向工况作用下焊点受力分布

选取98%可靠度-2σ的主S-N曲线，计算焊点的累积损伤及疲劳寿命.表3给出了寿命次数低于107的焊点的累积损伤及疲劳寿命.焊点2疲劳寿命最低，为1.21E+06.

将3个等腰三角形排布的焊点改为4个矩形排布的焊点，同时主横梁厚度增加至6mm以提高其抗弯刚度.图7给出了改进后焊点的有限元模型.表4给出了改进后焊点的累计损伤及疲劳寿命.改进后点焊接头的疲劳寿命提高了3.87E+06.

表3 焊点的累积损伤及疲劳寿命

图7 改进后焊点的有限元模型

焊点节点编号累积损伤疲劳寿命焊点115510332.09E-012.27E+07焊点216321182.45E-011.75E+07焊点322859788.15E-011.23E+07焊点422859582.60E-011.79E+07

4 结论

在EN12663- 1∶2010标准提供的载荷谱作用下，采用等效结构应力法研究不锈钢车体点焊接头疲劳寿命，结果表明：在垂向载荷作用下，车体主横梁与底架边梁连接焊点承受较大的弯矩和剪力，且等腰三角形排布使得焊点受力不均匀，焊点承受剪力相差接近2 000N，且疲劳寿命低于107；将其改为矩形排布的4个焊点，同时将主横梁厚度增加1.5mm，可有效地提高焊点疲劳寿命.

[1]王雪芳，蒋正光，袁立祥.城轨车辆不锈钢车体制造技术研究[J].电力机车与城轨车辆，2012,35(3)：76- 78.

[2]焦锐.安卡拉地铁不锈钢车体焊接工艺分析[J].科技创新与应用，2013(20)：55- 56.

[3]左银龙.301L冷轧不锈钢点焊接头疲劳断裂分析[D].北京：北京交通大学，2012.

[4]HONGTAEKANG,PINGSHADONG,HONGJK.Fatigueanalysisofspotweldsusingameshinsensitivestructuralstressapproach[J].InternationalJournalofFatigue,2007(29)：1546- 1553.

[5]孙成智，曹广军.基于等效结构应力的电阻点焊疲劳寿命预测[J].焊接学报，2011,32(1)：105- 108.

[6]韩晓辉，刘胜龙，赵延强.基于焊核直径的车体高应力点焊接头疲劳性能优化试验研究[J].中国铁道科学，2013,34(6)：84- 88.

[7]KANGH,BARKEYME,LEEY.Evaluationofmultiaxialspotweldfatigueparametersforproportionalloading[J].InternationalJournalofFatigue,2000(22)：691- 702.

[8]孙传景.冷轧301L电阻点焊接头几何结构和机械性能的研究[D].北京：北京交通大学，2011.

[9]英国标准学会.BSEN12663- 1∶2010 铁路应用-铁路车辆车体的结构要求(第一部分：机车和客运车辆)[S].英国：BSI,2010.

Fatigue Life Prediction of Spot Welds of Stainless Steel Car-Body based on Equivalent Structural Stress

XIE Suming,HAN Tao,WANG Yuedong

(School of Traffic and Transportation Engineering,Dalian Jiaotong University,Dalian 116028,China)

Fatigue life of spot welds of a stainless steel car-body is researched based on equivalent structural stress.Firstly,technology roadmap predicting fatigue life of spot welds is summarized after failure mode of spot weld and equivalent structural stress method are studied.Then,spot welds finite element model of the stainless steel car-body is established.Under fatigue load spectrum from BS-EN 12663-1∶2010,the structural stress distribution of the spot welds located at regions of main beam and side beam of the under-frame is analyzed,and fatigue life of these spot welds is predicted.The fatigue life of these spot welds is increased by 3.87E+06 through changing the quantity and layout of spot weld with thicker main beam.

stainless steel car-body；fatigue life of spot welds；equivalent structural stress

1673- 9590(2017)03- 0012- 05

2015- 12- 21

谢素明(1965-),女，教授,博士，主要从事车辆工程CAE关键技术的研究E-mail:sumingxie@163.com.

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