车体槽形铝型材局部裂纹不同补强方式的对比分析

 ,赵硕1,张瑞金2, 

摘要：本文基于有限元方法，以车体结构中常见的槽形铝型材为研究对象，应用Hypermesh软件，研究不同加载方式对补强效果的影响，对槽型结构腹板裂纹和翼板裂纹，分别采用焊平和挖空两种裂纹处理方式，单侧和双侧补强方案，补强后应力分布的对比分析结果显示，结构补强方案的选择与母材损伤部位及损伤部位的受力状态有直接关系，在此基础上提出结构补强方案的选择原则，为工程中补强方式的选择提供理论依据。

关键词：有限元方法 裂纹 结构补强

疲劳断裂是轨道交通车辆零部件的主要失效模式，车体作为列车的主要承载结构，其性能直接影响整个列车的安全性与可靠性。车体服役一段时间后，在车体局部区域往往会出现不同程度的损伤和疲劳裂纹，疲劳裂纹在腐蚀环境和动载荷综合作用下不断扩展，极易发生低应力瞬断，在车体检修过程中一旦发现疲劳裂纹对结构采用适当的止裂补强措施尤为重要。

针对工程结构的止裂补强问题，部分学者从不同方面进行了一定的研究探讨。谢剑刚等针对起重机梁结构裂纹采用有限元方法分析补强板长度对裂纹扩展速率及裂纹尖端应力强度因子的影响[1]。Fekih 等用实验方法优化设计航空结构件补强板尺寸，结果表明补强板尺寸对组合件机械强度有很大影响，随补强板尺寸的增加裂纹尖端J积分降低[2]。何云树等采用有限元计算和实验对比方式研究止裂孔尺寸对止裂效果的影响[3]。文献[4-8]针对航空结构件裂纹采用复合材料粘接贴合补强进行止裂效果研究，通过裂纹尖端应力强度因子K及补强板边缘应力集中状况评价补强效果。然而，关于轨道交通车体的裂纹补强，特别是高速列车的结构补强问题，国内目前尚无严谨的相关标准，工程实践缺乏理论依据。

工程中，含裂纹结构补强分为粘接贴合补强和焊接补强，粘接贴合补强一般用于航空结构件，而在车体结构中主要采用焊接补强。由于裂纹尖端有很高的应力集中，补强前通常先对裂纹尖端进行处理，常用的方法有焊接修复裂纹再打平，或挖空裂纹部位。同时，按照补强板的布置状况又分为单侧补强和双侧补强。

《铁道车辆构造检修及装备》[9]对补强板基本尺寸做以如下要求：为了保证补强后有足够的强度和刚度，补强板要求有一定的厚度，通常单侧补强板厚为母材的0.9倍，双侧补强板厚为母材的一半；为了使补强板刚度与母材相近且受力均匀，一般规定补强板高度为腹板高度一半以上，且盖过裂纹边缘50mm以上；补强板长度一般为梁高的1.5倍以上，且要求关于裂纹对称；为了缓和应力集中现象，通常要求在受力方向上缓和过渡，补强板一般为菱形或梯形。

1.仿真分析模型建立

1.1 结构尺寸及材料参数

应用hypermesh软件对补强前和补强后槽形结构分别进行有限元建模，槽形结构如图1所示，结构尺寸见表1。补强后模型由槽形型材及补强板两部分构成，材料同为A7N01S T5铝合金，其弹性模量69GPa，泊松比为0.3，屈服极限为245MPa。模型采用四节点的薄壳单元，单元尺寸为2mm。

假定在槽形结构上翼板中心边缘及腹板中心位置分别有20mm长的穿透裂纹，分别对其进行裂纹处理和结构补强，单侧补强时补强板加在结构内侧。菱形和梯形补强板结构尺寸以及补强板与裂纹位置分别如图2a和图2b。

图1槽型结构示意图

表1.模型结构参数

部位	腹板	翼板	母材板厚	单侧补强板厚	双侧补强板厚
尺寸	200mm×800mm	150mm×800mm	10mm	9mm	5mm

a菱形补强板b梯形补强板

图2 补强板结构示图

1.2 边界条件

建立3种典型加载工况：

纯拉伸载荷工况：在槽形母材一端（Z负方向端）端面处施加拉伸面力，合力为250KN，在另一端施加全约束；

纯弯曲载荷工况：在上翼板施加0.2MPa面力，均布在上翼板节点处（Y方向），在结构两端面（Z方向）施加约束；

纯扭转载荷工况：在结构Z方向端面施加全约束，在另一端面施加1500N·m扭转力矩。

2.仿真结果分析

2.1 上翼板裂纹补强仿真对比分析

在纯拉伸载荷作用下，上翼板有边缘裂纹的槽形结构采用不同补强方式的仿真结果如图3.图3a显示了结构补强前含裂纹槽形型材上翼板的应力分布状态，在裂纹尖端有明显应力集中。图3b和图3c是先将上翼板裂纹进行焊接修复后再分别进行单侧补强和双侧补强，补强后母材最大应力分别约为116MPa和65MPa，出现在补强板与母材焊接边角处。图3d和图3e则是先将上翼板有裂纹位置进行挖空处理，然后再分别采用单侧和双侧补强方式，补强后槽形结构的应力分布云图显示，除了补强板与母材焊接边角处位置有明显应力集中现象以外，在挖空位置拐角处也有应力集中，其最大应力值分别约为122MPa和54MPa。

在弯曲和扭转载荷工况下，上翼板裂纹采用不同裂纹处理和补强措施的应力分析结果显示，与纯拉伸载荷状态结果相类似，最大应力主要出现在母材与补强板边角焊接处及挖空位置边缘。

a未补强

b焊平裂纹单侧补强

c焊平裂纹双侧补强

d挖空裂纹单侧补强

e挖空裂纹双侧补强

图3 翼板边裂纹不同补强方式仿真结果

图4给出不同裂纹处理方式对补强效果的影响。图4a 显示挖空裂纹处理方式，在不同加载状态下，型材上翼板无裂纹、有裂纹、以及挖空裂纹后单侧和双侧补强措施后在补强区域内最大值应力对比分析。可以看出：相对于完好的槽形结构，上翼面有裂纹损伤，裂纹尖端应力水平急剧增加。采用补强措施后，在挖空位置拐角处仍有应力集中现象，其应力水平最大值相对完好结构略有上升，但是相对未补强前的裂纹尖端应力水平降低40%～80%。在拉伸和扭转载荷工况时，上翼板裂纹采用双侧补强的效果明显优于单侧补强效果，而对于弯曲载荷工况，在上翼板拉伸面一侧进行单侧补强的效果反而优于双侧补强效果。

图4b 显示焊平裂纹处理方式，在不同加载状态下补强区域内最大值应力对比分析。仿真结果显示，与挖空补强效果分析结论类似，拉伸和扭转载荷工况，双侧补强效果优于单侧补强效果，弯曲载荷工况，单侧补强的效果反而优于双侧补强效果。由数据显示采取补强措施后，补强区域的应力水平略低于完好结构，裂纹焊接打平后再补强比挖补方式效果更佳。但是应当注意：在文中裂纹焊接补平处理在有限元模型中并未考虑焊接残余应力的影响，因此，裂纹焊平处理后相当于消除了裂纹。工程实际中，由于焊接工艺以及操作水平不同，存在焊接缺陷的可能和焊接残余应力影响使焊接后结构具有较大的差异。

a挖空裂纹处理补强效果

b焊平裂纹处理补强效果

图4 不同裂纹处理方式型材补强区域应力最大值

裂纹处理方法对母材与补强板焊接处应力水平影响不大，图5给出焊缝处应力最大值，数据显示，对所有载荷工况来说，双侧补强时焊缝处应力最大值均低于单侧补强形式。在拉伸工况下差异最大，双侧补强后焊缝应力约为单侧补强的50%，在扭转工况下，双侧补强和单侧补强后焊缝应力相近，略高于原始应力水平。而对于弯曲工况，无论单侧补强还是双侧补强，其焊缝应力水平都远高于原始应力水平，单侧补强后应力几乎是原始应力水平的3倍。

图5 翼板补强前后型材与补强板焊接处应力值对比

2.2 腹板裂纹补强仿真对比分析

 纯拉伸载荷作用下，腹板裂纹焊平修复后单侧补强和双侧补强母材的最大应力分别约为117MPa和64MPa，出现在补强板与母材焊接边角处。裂纹挖空处理后再采用单侧和双侧补强，除了补强板与母材焊接边角处应力较高外，在挖空位置拐角处也有应力集中，最大应力值分别约为79.7MPa和68MPa。

对比腹板裂纹挖空处理后补强区域内应力云图得到：腹板裂纹对拉伸载荷工况比较敏感，应力集中使裂纹尖端应力水平大幅度上升，但是在弯曲和扭转载荷工况下，裂纹尖端的应力只增加了20%左右。对于所有载荷工况，腹板裂纹双侧补强的效果均优于单侧补强。然而，在扭转载荷工况下，单侧补强使补强区域最大应力上升，其原因是不对称的修复有裂纹厚板会使原结构弯曲，使裂纹在修复面和未修复面扩展不均匀，文献[4]在研究修复有裂纹的厚板和薄板的疲劳裂纹扩展中有类似结论。

对于腹板裂纹焊平处理后补强，拉伸和弯曲载荷工况下，单侧和双侧补强效果差别不大，双侧和单侧补强后型材补强区域应力均明显降低，而对于扭转载荷工况，单侧补强后母材应力却高出初始应力和含裂纹时应力，使结构劣化，双侧补强措施可以略降低补强区域的应力水平。

对比母材与补强板焊接处应力水平显示，在拉伸和弯曲载荷工况下，双侧补强优于单侧补强，在扭转工况下，双侧补强后焊缝应力略高于单侧补强。

3.补强方案选择原则

由上述分析可知，结构补强方案的选择与裂纹位置及损伤部位的受力状态有关。对于槽形型材结构，提出补强方案的选择原则如下：

(1) 对于槽形结构翼板裂纹，裂纹区域以拉伸和扭转载荷为主，建议优先选择双侧补强方案，如果裂纹区域以弯曲载荷为主，翼板裂纹单侧补强方案优于双侧补强。

(2) 对于槽形结构腹板裂纹，裂纹区域以拉伸和弯曲载荷为主，建议优先选择双侧补强方案，单侧补强效果略差，应该注意：如果裂纹区域以扭转载荷为主，应采用双侧补强方案，单侧补强反而使变形不均匀，造成结构裂化。

(3) 对裂纹处理方式，在保证焊接工艺质量前提下，可以采用裂纹焊实打平。

(4) 采用挖补裂纹处理方式，应考虑挖补边角的平滑，减小挖空部位拐角处应力集中。

4.结论

本文采用有限元方法，以车体中常用槽形型材为研究对象，分析三种典型加载工况下不同补强方式的补强效果，根据补强前后型材补强区域应力水平的对比分析来评价补强效果，仿真结果表明，补强方案的选择与裂纹位置以及结构受力状态相关，提出了补强方案选择原则，为工程中槽形结构的裂纹补强提供了理论依据。

参  考  文  献

[1]谢剑刚，纪卫.用有限元确定起重机裂纹补强板的参数[J].起重运输机械.2003;2：10-12.

[2]FekihSM,  AlbedahA, BenyahiaF, Belhouari

M, Bachir BouiadjraB, MiloudiA. Optimisation of the sizes of bonded composite repair in aircraft structures[J].Mater Des, 2012;41: 171–176.

[3]何云树，陈立军，杜洪增.止裂孔尺寸对止裂效果影响的研究[J].中国民航学院学报.2004;22:29-31.

[4]MallS,  ConleyDS.Modeling and validation of composite patch repair to cracked thick and thin metallic panels[J].Compos A Appl Sci Manuf2009;40: 1331–1339

[5]Bachir Bachir Bouiadjra，Faycal Benyahia . Composite between composite and metallic patches for repairing aircraft structures of aluminum alloy 7075 T6[J].International Journal of Fatigue. 2015;80:128-135.

[6]Duong CN,Verhoeven S,Guijt CB.Analatical and experimental study of load attractions and fatigue crack growths in two-sided bonded repairs[J].Composite Structures 2006;73:394-402.

[7]H.Hosseini-Toudeshky.Effects of composite patches on fatigue crack propagation of single-side repaired aluminumpanels[J]. Composite Structures. 2006; 76: 243-251.

[8]Dae-Cheol Seo,Jung-Ju Lee.Fatigue crack growth behavior of cracked aluminum plate repaired with composite patch[J].Composite Structures.2002;57:323-330.

[9]刘惠民.铁道车辆构造检修及装备[M]. 北京：中国铁道出版社.2000.

作者简介：赵硕，男，1991年出生，硕士。主要研究方向强度分析，概率损伤容限分析。

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张瑞金，女，1970年出生，博士，副教授，硕士研究生导师。主要研究方向强度分析、断裂力学、可靠性。

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