轨道车辆粘接结构的强度仿真计算与分析

石 芳 ,孙玮光 ,陶春华

(1.中车青岛四方机车车辆股份有限公司,山东 青岛 266111;2.中车青岛四方车辆研究所有限公司,山东 青岛 266031)

近年来,随着粘接技术的广泛应用及DIN 6701标准认证体系在轨道车辆行业的普及,越来越多的车辆部件开始采用粘接来取代以往的铆接、焊接等工艺,而在设计时保证车辆部件具有足够的粘接强度对后续运营及修程制定至关重要,以往的粘接强度计算大多根据标准或采用近似计算来评估。本文以标准地铁项目的前窗粘接结构为例,对典型A1级粘接接头进行有限元分析,通过施加与线路相近的边界载荷及进行多维度的粘接应力、应变评估,验证粘接结构是否满足设计要求。本文提供了一种有效、可信的有限元分析方法,为行业内的粘接强度计算提供参考。

1 结构及模型

标准地铁统型的前窗粘接结构为典型的搭接接头(图1),胶层粘接厚度为10 mm,有效搭接长度为20 mm。端部为夹胶玻璃封边胶与车体的对接接头,此接头主要起到密封防雨的作用,忽略对强度的影响,计算时不予评价。

图1 前窗粘接结构截面示意图

前窗材质为钢化双层夹胶玻璃,玻璃形状为不规则的曲面,厚度为15 mm,最大对角尺寸取2 220 mm,玻璃采用SHELL单元模拟,粘接剂用SOLID 单元模拟。车体材质为聚酯玻璃钢,平均厚度为10 mm以上,且内部有金属骨架支撑,计算时将玻璃与车体间绑定并施加全约束。

2 载荷分析

2.1 温度载荷

考虑运营过程中的实际情况,胶层温度按照-25～45℃计算,施工工艺控制温度为15～30℃,运行温度与施工温度间的最大温差为55℃。

在粘接强度校核时除考虑温差对胶层引起的热膨胀的影响外,还应考虑温度对粘接力的影响,通过在粘接样件施加不同温度载荷得出温度衰减因子的变化规律,如图2所示。

图2 温度衰减因子

2.2 静载及蠕变

静载主要为粘接件自重即玻璃自重m及车辆加速度载荷,根据BS EN 12663:2000《铁路设备 铁路车辆车身的结构要求》,前窗玻璃处于机车端部运行期间所受载荷最大为:垂向3g、横向1g、纵向3g。

在长期的静态载荷下作用下应力会呈现一定的变化规律。通过对相同结构的试样进行固定载荷试验,得出拉伸剪切强度与时间的关系,如图3所示。

图3 静载衰减因子

2.3 动载及疲劳

车辆在运行过程中会受外界风压的影响,前窗位于车辆端部,内外压差与车速及线路情况均有影响。本文为验证实际风压数值,选取时速为120 km 速度级的地铁在实际线路运行时的压差测量,通过在车辆前窗部位布置位移传感器,测得的实际压力波如图4所示,可见最大压差接近1 500 Pa,计算取整P△=1 500 Pa。另外根据BS EN 12663:2000,由轨道不平顺引起的车辆疲劳载荷纵向和横向为±0.15g,垂向为1.15g。

图4 前窗内外压差时域变化曲线

粘接力会随着动载荷及轨道交变载荷长时间的影响而衰减。通过对制样施加交变载荷(最大应力为0.5 MPa、频率为20Hz)得出粘接力的衰减系数如图5所示。

图5 动载衰减系数

2.4 其它载荷

在实际线路运行环境下,除温度及载荷力的影响外,还要受到介质(如洗车剂、雨水等)及紫外线辐射的影响,在胶层直接暴露在环境中时的环境影响衰减因子fm取值为0.8(通过试验获取),本文考虑前窗的搭接接头外层有密封接头的保护,fm近似取值为1。

3 模型计算

粘接剂的最大许用值见表1。各基材的材料参数可通过查询标准及咨询供应商获取。按照标准BS EN 12663:2000对模型施加加速度载荷,此处叠加轨道载荷后加速度载荷取值为:垂向4.15g、横向1.15g、纵向3.15g,风压载荷P△取1 500 Pa(此处取对胶层影响较大的拉伸方向载荷,沿玻璃面由车内垂直向外),载荷约束后的模型如图6所示。根据有限元计算提取胶层的最大主应力及最大主应变,应力云图如图7所示,结果如表2所示。

表1 粘接剂的许用值设定

表2 前窗应力应变最大值

图6 加载示意图

图7 最大主应力云图

4 评估方法

4.1 等效应力评估

按照标准DVS 1618:2002《轨道机车车辆中的弹性厚膜粘接》计算粘接胶的许用应力,如式(1)所示:

式中:σZUI为许用应力;σch为粘接剂的强度特征值,本文以西卡胶为例,σch取值4.5 MPa;fT为温度影响因子,55℃时取值0.6;fM为环境影响因子,取值为1;fL为静载影响因子,取值0.8;fD为动载影响因子,疲劳次数10万次时取值约0.2;fG为几何影响因子,取值为1;S为安全系数,取2。

通过式(1)计算出结构胶的许用应力约为0.22 MPa。

等效应力评估:有限元计算采用Von Mises评判准则:

式中:σV为前窗冯米塞斯应力;σx、σy、σz为x、y、z方向法向应力;τxy、τxz、τyz为xy、xz、yz平面内剪切应力。

计算得出σV为0.056 MPa。

4.2 胶体变形评估

胶体变形主要为温度变化引起的胶体变形,按照下述公式进行评估:

式中:s1为窗框在粘接方向的伸长量,s2为玻璃在粘接方向的伸长量,L0粘接面的最大跨度,T为温度的变化,α2为玻璃的膨胀系数,α1为粘接框的膨胀系数,tanγ为许用剪切变形。

4.3 拉伸应变评估

拉伸应力引起的拉伸应变评估如下:

式中:ε为前窗拉伸应变最大值,tanγtension/compression为许用拉/压应变20%。

4.4 剪切应变评估

剪切应力引起的剪切应变评估:

式中:γ为前窗剪切应变最大值,tanγshear为许用剪切应变50%。

根据以上计算公式计算得出各评估工况的安全系数如表3所示,安全系数一般会预留一定的设计余量,根据DVS 1618:2002,安全系数选择S≥2。

表3 各评估校核安全系数

5 结论

(1) 本文通过对前窗粘接接头应力、应变及胶层温度变形等方面的评估计算,验证了该前窗粘接结构满足设计要求,其中温度引起的胶体变形的安全系数最小为3.85。

(2) 边界载荷对计算结果的影响较大,本文选取了对结构影响较大的载荷并根据实际线路工况及试验验证得出较接近的载荷值,提高了计算的精确度。

(3) 本文提供了一种有效、可信的粘接计算方法,对后续的粘接强度计算及评估具有一定的参考意义。