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機(jī)車轉(zhuǎn)向架構(gòu)架基本沿用了早期機(jī)車構(gòu)架的主體結(jié)構(gòu)，隨著近年來機(jī)車提速、牽引噸位的增加，在運(yùn)用過程中個(gè)別機(jī)務(wù)段中修反映SS3B型機(jī)車構(gòu)架中間橫梁一、中間橫梁二與左右側(cè)梁對(duì)接處橫梁和側(cè)梁下蓋板存在著裂紋現(xiàn)象。構(gòu)架是轉(zhuǎn)向架其它零部件的安裝基礎(chǔ)，是機(jī)車安全運(yùn)行的一個(gè)關(guān)鍵部件，為此公司迅速組織進(jìn)行了構(gòu)架裂紋原因分析，并啟動(dòng)了SS3B型機(jī)車構(gòu)架強(qiáng)度有限元分析與設(shè)計(jì)改進(jìn)項(xiàng)目。
經(jīng)赴段現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研，發(fā)現(xiàn)橫梁一下蓋板翼緣處表面粗糙，橫梁二與側(cè)梁對(duì)接處原橫梁下蓋板和側(cè)梁下蓋板對(duì)接焊縫焊趾未進(jìn)行圓滑處理且焊縫質(zhì)量較差。對(duì)照原構(gòu)架設(shè)計(jì)圖紙和現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研結(jié)果，初步分析橫梁一下蓋板翼緣處發(fā)生裂紋的可能原因?yàn)槟覆娜毕莼蚣庸ご植冢粰M梁二與側(cè)梁對(duì)接處側(cè)梁下蓋板裂紋，可能原因?yàn)楹改_疲勞開裂導(dǎo)致裂紋逐步向母材內(nèi)部延伸形成。
為進(jìn)一步分析裂紋原因，對(duì)老構(gòu)架進(jìn)行了有限元分析。同時(shí)在現(xiàn)場(chǎng)處理方案基礎(chǔ)上，考慮構(gòu)架結(jié)構(gòu)空間要求對(duì)構(gòu)架進(jìn)行一定的結(jié)構(gòu)改進(jìn)：在橫梁一與側(cè)梁對(duì)接處增加梯形槽鋼，將橫梁一的下蓋板與側(cè)梁體的底板連接起來；將橫梁二的下蓋板翼板加寬。并對(duì)改進(jìn)后的構(gòu)架使用ANSYS軟件進(jìn)行了有限元分析，通過改進(jìn)前后構(gòu)架的強(qiáng)度對(duì)比計(jì)算驗(yàn)證設(shè)計(jì)改進(jìn)的合理性。以下將改進(jìn)設(shè)計(jì)構(gòu)架簡(jiǎn)稱為新構(gòu)架。
構(gòu)架強(qiáng)度分析主要包括靜強(qiáng)度和疲勞強(qiáng)度的分析，計(jì)算載荷和載荷工況按UIC615-4和TB/T2368標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定實(shí)施。按構(gòu)架設(shè)計(jì)圖紙建立有限元模型，將構(gòu)架主要板件離散成三維殼單元SHELL63；構(gòu)架上結(jié)構(gòu)復(fù)雜的拉桿座、圓彈簧拉桿座、牽引座、電機(jī)懸掛座、減振器上座等均按實(shí)體結(jié)構(gòu)建模，離散成三維實(shí)體單元SOLID45；一系簧座、拉桿座、圓彈簧拉桿座處根據(jù)構(gòu)架實(shí)際受力狀況分別建立縱向、橫向及垂向彈簧單元COMBIN14，以便較好地模擬實(shí)際支撐情況。
構(gòu)架主體材料Q235A的屈服強(qiáng)度σs=235MPa，抗拉強(qiáng)度σb=439MPa，彈性模量E=2.12×105MPa，密度ρ=7.86t/m3，泊松比μ=0.288。
按UIC615-4和TB/T2368標(biāo)準(zhǔn)分別計(jì)算出新構(gòu)架與老構(gòu)架的超常載荷、主要運(yùn)營(yíng)載荷以及特殊運(yùn)營(yíng)載荷。構(gòu)架結(jié)構(gòu)改進(jìn)后質(zhì)量增加113kg，新老構(gòu)架超常載荷、主要運(yùn)營(yíng)載荷以及特殊運(yùn)營(yíng)載荷差別較小，但由于構(gòu)架質(zhì)量的增加，新構(gòu)架承受的轉(zhuǎn)向架3g沖擊載荷比老構(gòu)架有所增大。
根據(jù)基本載荷對(duì)構(gòu)架的計(jì)算工況進(jìn)行組合，形成計(jì)算工況表。為了全面分析構(gòu)架受力情況，計(jì)算工況表綜合了UIC615-4和TB/T2368標(biāo)準(zhǔn)的要求，并將縱向載荷和電機(jī)作用于懸掛點(diǎn)的載荷考慮在內(nèi)，同時(shí)增加了工況14和工況15。其中工況荷作用，工況15考慮構(gòu)架承受轉(zhuǎn)向架3g沖擊載荷。實(shí)際加載時(shí)在工況2～工況14中均疊加考慮了制動(dòng)力和減振器作用力，工況14縱向載荷Fxmax中疊加了由搖頭運(yùn)動(dòng)以及小半徑曲線通過時(shí)引起的縱向力。因此本文考慮的計(jì)算載荷比UIC615-4和TB/T2368標(biāo)準(zhǔn)更嚴(yán)格。
計(jì)算中垂向載荷、橫向載荷均以節(jié)點(diǎn)力形式施加于二系簧旁承座處；縱向載荷以節(jié)點(diǎn)力形式施加于牽引座處；垂向、橫向、縱向約束均以彈簧約束形式施加于一系簧座、拉桿座以及圓彈簧拉桿座處；電機(jī)載荷以節(jié)點(diǎn)力形式施加于電機(jī)懸掛座處；軌道扭曲載荷以位移方式施加于左側(cè)梁一系簧座處；制動(dòng)器載荷以節(jié)點(diǎn)力形式施加于制動(dòng)器安裝座處。計(jì)算模型的載荷及約束邊界條件簡(jiǎn)圖見圖。
Top面的VonMises應(yīng)力分布，如圖所示。圖中最大應(yīng)力為84.834MPa，出現(xiàn)在中間橫梁一與右側(cè)梁對(duì)接時(shí)橫梁一下蓋板翼緣處；圖中最大應(yīng)力為57.977MPa，出現(xiàn)在左側(cè)梁旁承定位座二系簧加載處，改進(jìn)后下蓋板翼緣處應(yīng)力為40.549MPa，應(yīng)力顯著降低，側(cè)梁其它相同位置改進(jìn)前后應(yīng)力變化較小。圖中最大應(yīng)力分別為99.335MPa和104.077MPa，均出現(xiàn)在電機(jī)懸掛座座體上，橫梁下蓋板與側(cè)梁下蓋板對(duì)接處應(yīng)力由20.879MPa降到15.713MPa，應(yīng)力有小幅降低，但焊縫位置已避開了梯形槽鋼與下蓋板焊接的焊縫影響區(qū)。上述對(duì)比計(jì)算結(jié)果表明：新構(gòu)架在對(duì)中間橫梁一、中間橫梁二處的結(jié)構(gòu)改進(jìn)是非常有效的。
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