既有铁路平车NX70A车体结构疲劳损伤

徐宁; 牛依伦; 杨超; 李强; 周义昌; 杨广雪

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2504154

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (19) :8368-3876 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2504154

交通运输

既有铁路平车NX70A车体结构疲劳损伤

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Fatigue Damage to the Body Structure of Existing Railway Flat Wagon NX70A

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摘要

为评估70 t级铁路平车NX70A车体在长期服役中的结构疲劳可靠性,通过对比分析AAR-1001标准载荷折算谱与既有线路实测载荷谱的差异,调研统计主要梁件腐蚀情况,并依据AAR(American Association of Railroads)标准焊接结构疲劳寿命计算方法,结合不同载荷谱和腐蚀状态,分析单位里程疲劳损伤、计算安全服役寿命、探究不同载荷类型对关键点累积损伤贡献的方法研究NX70A平车车体的疲劳损伤规律。结果表明:车体主要梁件年均腐蚀量在0.037~0.055 mm,且上翼面和上盖板等靠上位置腐蚀更为严重;垂向载荷对多数疲劳关注点的损伤贡献较大,而纵向载荷对大多数关键位置的损伤贡献小于10%;基于AAR标准载荷折算谱进行货车车体疲劳可靠性评估不够保守。可见,准确评估该类货车车体疲劳寿命需考虑实际线路载荷谱及结构腐蚀状态的影响。

Abstract

In order to evaluate the structural fatigue reliability of the 70 t railway flatcar NX70A carbody during long-term service, a comparative analysis between the AAR-1001 standard equivalent load spectrum and the measured load spectrum from existing lines was conducted, the corrosion conditions of the main structural beams were investigated and statistically analyzed, and the fatigue damage per unit mileage, safe service life, and the contribution of different load types to cumulative damage at critical points were evaluated based on the AAR standard fatigue life calculation method for welded structures, considering various load spectra and corrosion states, to investigate the fatigue damage characteristics of the NX70A flatcar carbody.The results show that the average annual corrosion depth of the primary beams ranges from 0.037 mm to 0.055 mm, with more severe corrosion observed at upper positions such as the top flange and upper cover plate; vertical loads contribute predominantly to the fatigue damage at most fatigue-critical points, whereas the contribution of longitudinal loads to damage at most key locations is less than 10%; and fatigue reliability assessment of freight car bodies based on the AAR standard equivalent load spectrum is insufficiently conservative.It is concluded that an accurate evaluation of the fatigue life of this type of freight car carbody must account for the effects of actual in-service load spectra and structural corrosion conditions.

Graphical abstract

关键词

铁路平车 / 车体结构 / 载荷谱 / 腐蚀 / 结构疲劳

Key words

railway flat cars / car body structure / load spectrum / corrosion / structural fatigue

引用本文

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徐宁, 牛依伦, 杨超, 李强, 周义昌, 杨广雪. 既有铁路平车NX70A车体结构疲劳损伤[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(19): 8368-3876 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2504154

XU Ning, NIU Yi-lun, YANG Chao, LI Qiang, ZHOU Yi-chang, YANG Guang-xue. Fatigue Damage to the Body Structure of Existing Railway Flat Wagon NX70A[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(19): 8368-3876 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2504154

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通用铁路货车具有大载重能力、多功能运输、适应不同铁路网络等诸多优点,常年服务于中国货物运输的第一线。随着运用里程和使用年限的增加,其服役疲劳可靠性越来越受到关注。铁路既有通用货车由于使用环境、运用工况的不同,车体、摇枕、侧架等主要承载结构的疲劳损伤状态存在明显的分散性。开展既有典型货车服役疲劳可靠性能研究工作,能更好地服务于服役铁道车辆修程修制改革^[1],保障铁路货车运行安全,助力提质增效。

国内外科研人员围绕铁路货车车体结构疲劳可靠性问题进行了一系列理论和试验研究^[2-3]。普遍认为货车车体动载荷特征是其产生疲劳破坏的根源。经长期实践总结,形成了诸如UIC577^[4]和EN12663^[5]等轨道车辆车体结构的疲劳强度评估标准,并长期应用于铁路车辆的疲劳强度评估。中国铁路车辆强度常用设计标准《机车车辆强度设计及试验鉴定规范》TB/T 3550.2—2019^[6]的提出和改进也一定程度上参考国际铁路联盟和欧盟的疲劳评估方法。上述标准均基于特定量值的运营载荷,结合无限疲劳寿命评估方法进行车体疲劳可靠性的定性校核,无法对货车车体结构的累积损伤和剩余寿命进行估计。

根据对敞车、铰接式平车、无盖漏斗车和罐车等几种车型的长期线路跟踪测试,逐步形成了货车车体疲劳载荷谱和疲劳评估技术规范AAR M-1001^[7]。结合该标准和Miner线性累积损伤理论可对铁路货车承载结构的疲劳寿命进行评估。

李志华^[8]基于有限元分析模型,建立AAR(Association of American Railroads)标准中车钩力载荷谱与车钩腕面应力之间载荷-应力关系,结合E级钢试样的概率-疲劳应力-寿命(P-S-N)曲线,对车钩进行疲劳寿命分析。王文^[9]提出综合多种标准进行评估可以有效降低经验误差,从而提高评估的准确性和可靠度。金希红等^[10]对某货运专线进行了货车车体的重车和空车线路测试,获取疲劳关键位置的应力谱,结合Miner线性累积损伤理论,评估了各测点累积损伤和剩余寿命。邬平波等^[11]通过构建多自由度车辆动力学模型,模拟服役过程中载荷响应,统计出计算载荷谱和动应力特征,结合Miner线性累积损伤理论得出转K2侧架的疲劳寿命。

近年来,随着计算方法和试验技术的进步,铁路货车疲劳评估方法不断丰富。邵文东等^[12]针对铁路货车车体焊接结构的低周疲劳问题,推导了理想弹塑性结构应变计算理论,开发了计算程序,并通过试验验证了其有效性,为低周疲劳寿命预测提供了新途径。王羽轩等^[13]对比了AAR标准名义应力法和ASME(American Society of Mechanical Engineers)标准主寿命-应力(S-N)曲线法在重载货车车体焊缝疲劳寿命评估中的应用,发现主S-N曲线法更贴近工程实际,并通过结构优化提升了焊缝寿命。李伟平等^[14]针对半挂牵引车车架,结合动态载荷仿真与粒子群多目标优化方法,实现了在保证强度前提下的轻量化与疲劳寿命提升。Miao等^[15]提出了基于多学科设计优化的轻量化车体疲劳评估方法,集成多体动力学和有限元分析,考虑了耦合振动和共振效应,提高了疲劳寿命预测的准确性。Zhang等^[16]基于实测载荷,发展了货车车体疲劳试验加载方法,通过载荷分解和等效转换,生成台架驱动信号,实现了与线路测试结果接近的疲劳损伤再现。张文东等^[17]基于Paris模型提出了预测裂纹扩展寿命的估算方法,验证了通过放大载荷谱特征可显著缩短疲劳试验时间,为全尺寸结构的加速耐久性验证提供了有效手段。

AAR M-1001中所规定的各种疲劳载荷谱确能准确反映美国货车部件结构在运用过程中的损伤状态。在没有实测部件载荷谱的情况下,可用作货车部件疲劳评估的折算载荷,但不免与各国服役货运车辆结构受载仍有一定差别。因此,中国铁路研究人员在车辆部件的载荷谱编制方面也做了许多工作。陈晟^[18]对C70通用货车载荷谱测试进行了探讨,实测并编制了北京—哈尔滨、北京—成都和北京—广州等三条通用线路的货车车体载荷谱。白立国等^[19]在线路测试数据的基础上,得到摇枕载荷-时间历程,结合雨流计数法和损伤等效原则,编制损伤一致简化载荷谱。郑小艳等^[20]对5 000 t重载列车进行动应力测试,编制了车体测点应力谱、心盘载荷谱、纵向载荷谱以及侧滚载荷谱。冉堃^[21]对大秦线上服役的C80型敞车车体主要载荷和关键部位动应力进行测试,验证了通过分力谱计算疲劳损伤的可行性。薛海等^[22]获取重载列车在牵引、下坡、制动、过曲线等不同工况下的车钩力载荷,研究了1万 t重载组合列车的车钩力特性,统计出不同可靠度下的车钩力载荷分布情况,并与美国铁路协会(AAR)的标准中车钩力载荷特征进行比较。

对于铁路货车车体结构,影响其服役寿命的因素较多,但以载荷特征和腐蚀程度的影响能力最为显著,其中载荷谱影响单位里程内车辆结构的动应力循环的幅值和次数,而腐蚀程度则影响车体结构的承载尺寸的变化。许良等^[23]的研究表明,在评估存在应力集中和材料腐蚀的结构可靠性时,需充分考虑材料的腐蚀对转向架等承载结构剩余寿命的影响。

既有研究中鲜有涉及不同实测载荷谱作用下货车车体疲劳损伤和安全服役里程的对比分析,也较少涉及车辆腐蚀条件对于货车车体疲劳损伤演化的影响分析。鉴于此,现以70 t级通用平车NX70A车体结构为研究对象,依据中国实测通用平车载荷谱和AAR标准中测试载荷折算谱,分析不同载荷谱作用对通用平车服役寿命的影响,结合平车实际腐蚀情况的统计结果,获得不同服役年限情况下车体疲劳关键位置单位里程下损伤的差异。对比不同载荷类型对于平车车体疲劳关键位置累积损伤的贡献情况。研究结果将有助于准确评估服役平车的使用寿命,为保障较长服役年限的铁路平车运用安全提供一定的理论和数据支撑。

1 AAR M-1001标准中部件结构疲劳评估流程

载荷谱-应力谱的转换基于载荷-应力线性关系假设,可首先施加一定量值的垂向﹑纵向和扭转载荷,获得对应该载荷下的结构大载荷应力点的应力值,计算出二者间比例关系。并结合标准载荷谱和实测载荷谱中各级载荷计算出车体各疲劳关键位置在载荷谱作用下各级应力谱,具体公式为

(1)$\frac{{\mathit{\sigma }}_{\mathrm{s}}}{{\mathit{P}}_{\mathrm{s}}}$=$\frac{{\mathit{\sigma }}_{\mathit{i}}}{{\mathit{P}}_{\mathit{i}}}$

式(1)中:σ_s为按照一定载荷P_s加载下结构疲劳关键位置的应力值;σ_i为按某一级载荷谱P_i加载下结构疲劳关键位置的应力值。

依据BS 7608—1993标准中焊接接头S-N特性曲线(图1),折线对应斜率m值及折点对应的对称循环应力范围值S_e均列于表1,本文中考虑焊缝等级为F2级。当应力幅范围为S_i的循环应力循环次数为n_i,N_i为材料达到疲劳破坏时的总循环次数,则该级应力谱对应累积损伤D_i^[24]为

(2)D_i=$\frac{{\mathit{n}}_{\mathit{i}}}{{\mathit{N}}_{\mathit{i}}}$=$\left\{\begin{array}{ll}\frac{{\mathit{n}}_{\mathit{i}}}{{10}^{7}}{\left(\frac{{\mathit{S}}_{\mathit{i}}}{{\mathit{S}}_{\mathrm{e}}}\right)}^{\mathit{m}},& \frac{{\mathit{S}}_{\mathit{i}}}{{\mathit{S}}_{\mathrm{e}}}>1\\ \frac{{\mathit{n}}_{\mathit{i}}}{{10}^{7}}{\left(\frac{{\mathit{S}}_{\mathit{i}}}{{\mathit{S}}_{\mathrm{e}}}\right)}^{\mathit{m}+2},& \frac{{\mathit{S}}_{\mathit{i}}}{{\mathit{S}}_{\mathrm{e}}}<1\end{array}\right.$

可依据Miner线性累积损伤理论,计算出评估部位达到损坏对应的安全运行里程。计算公式为

(3)L₁=$\frac{\mathrm{L}}{\stackrel{\mathit{M}}{\sum _{\mathit{i}=1}}\left(\frac{{\mathit{n}}_{\mathit{i}}}{{\mathit{N}}_{\mathit{i}}}\right)}$

式(3)中:L为实测载荷谱或应力谱对应的测试里程;L₁为该部件预期安全服役里程。

2 平车车体有限元模型及疲劳载荷换算

2.1 平车车体有限元模型说明

根据NX70A车体的三维几何结构,结合Hypermesh前处理工具,选择Shell63板壳元对平车车体主体结构进行离散,车体网格模型如图2所示,在心盘和旁承等约束施加位置,采用Combine14单元建立弹性约束。经统计,NX70A车体包含Shell63单元44 295个,最小单元尺寸为7.5 mm,Combine14单元850 个,模型节点总数为44 864。定义所用材料的弹性模量E=210 GPa、泊松比μ=0.3。

2.2 平车车体计算载荷工况说明

通过加载一定量值的某种载荷,可获得结构疲劳关注位置(一般为应力水平较大的焊缝位置)的应力。平车车体所受主要载荷包括纵向拉伸和压缩载荷、垂向载荷、扭转载荷等。

(1)纵向载荷包括纵向拉伸载荷和纵向压缩载荷两种。拉伸工况下,考虑纵向加50 t拉伸载荷,载荷作用位置为前从板座铆钉连接处。压缩工况下,考虑纵向加50 t压缩载荷,载荷作用位置为后从板座铆钉连接处。

(2)取垂向载荷为车体载重(对于NX70A为70 t),并将其均匀分配到各车体底架上。

(3)一般考虑车体的扭矩载荷M=40 kN·m,并将扭矩转换成旁承力,可在两组对角旁承上施加垂直方向上相反的力。

上述各载荷工况中,均要在心盘位置设置弹性约束,心盘弹性约束的垂向总刚度为1×10⁸ N/m,纵向和横向总刚度均为2×10⁷ N/m^[25]。

2.3 实测载荷谱及其换算方式说明

由于AAR标准载荷谱对应的测试车辆并不70 t级货车,其载荷特征也无法直接用于评估70 t级车辆的疲劳可靠性。这里考虑将90.7 t高边敞车和90.7 t漏斗车的重车和空车载荷谱换算成各载重级下平车的重车和空车载荷谱,各车辆重量参数如表2所示。

重车状态下,AAR标准中车体载荷转化为载重70 t级平车的载荷换算系数α_h为

(4)α_h=$\frac{{\mathit{W}}_{\mathrm{a}\_\mathrm{e}\mathrm{n}\mathrm{d}}}{{\mathit{W}}_{\mathrm{a}\_\mathrm{s}\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{r}\mathrm{t}}}$=$\frac{23}{29.5}$=0.78

空车状态下,AAR标准中车体载荷转化为载重70 t级平车的载荷换算系数α_e为

(5)α_e=$\frac{{\mathit{W}}_{\mathrm{d}\_\mathrm{e}\mathrm{n}\mathrm{d}}}{{\mathit{W}}_{\mathrm{d}\_\mathrm{s}\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{r}\mathrm{t}}}$=$\frac{23.8}{28}$=0.85

式中:W_{a_end}和W_{a_start}分别为经转换后和转换前两车的轴重,W_{d_end}和W_{d_start}分别为经转换后和转换前两车的自重。

根据文献[26]中满载工况下70 t级通用平车车体的垂向、纵向和扭转等实测载荷特征,经换算,可得到如图3所示的重车状态下70 t级通用平车车体各载荷最大值-最小值-循环次数二维谱。如图4所示为重车状态下AAR实测载荷折算后10万 km各载荷最大值-最小值-循环次数二维谱。由图3和图4可看出,无论是平车测试谱还是AAR折算谱,垂向载荷循环次数比纵向载荷循环次数和扭转载荷循环次数大1或2个量级。对于垂向载荷,通用平车测试谱分布更集中在均值±300 kN的范围内,小于300 kN和大于1 000 kN的载荷几乎为零,大的载荷循环数相对较少,小幅值载荷循环次数几倍于AAR折算谱,而AAR折算谱垂向载荷分布范围则更广,小于300 kN和大于1 000 kN的循环数均达到几十到几百次。对于纵向载荷,AAR折算谱的分布更为集中,主要在-800~800 kN,而通用平车纵向载荷谱分布范围更广,较大幅值的载荷循环明显多于AAR折算谱。对于扭转载荷,AAR折算谱的分布更为集中,主要在-40 ~35 kN·m,而通用平车测试扭转载荷谱分布范围更广,主要在-100~30 kN·m,但大幅值载荷循环的数目一般小于10次。综合图3和图4能发现,两载荷谱分布特征差异较大,对于主要受纵向和扭转载荷影响的位置,若依据AAR折算谱进行寿命评估计算,其疲劳损伤估计值会相对偏小。

3 平车车体结构腐蚀情况调研结果

NX70A平车车体腐蚀厚度检测数据有149辆份,如表3中所示为平车车体的平均腐蚀总厚度。对平车车体腐蚀厚度数据进行分析发现:运用仅10年左右的70 t级NX70A,由于时间较短及车体钢材质性能更优等因素,车体运用状态良好,车体各部位的腐蚀明显较轻,主要梁件的平均腐蚀厚度基本小于0.5 mm。NX70A各主梁不同位置中,上翼面和上盖板等靠上位置处的腐蚀更为严重,腹板、下翼面和下盖板等靠下位置处腐蚀相对较轻。端梁的腐蚀程度要高于中梁、侧梁和枕梁等部位。

如图5所示为NX70A车体主要梁结构年均腐蚀量。可以看出,NX70A车体各主要梁结构的年均腐蚀量在0.037~0.055 mm。与文献[27]中各敞车车体的年均腐蚀量相比,70 t级平车的年均腐蚀量明显小于C70E敞车车体。

将不同服役年限对应的板梁厚度变化量作为NX70A车体有限元网格模型中的厚度减小量,并依据2.2节中各载荷工况,进而得到不同服役阶段的车体结构单位服役里程下的疲劳损伤。

4 平车车体结构疲劳损伤计算及分析

如图6和图7所示为新制造和考虑20年腐蚀情况下,平车车体结构在垂向载荷、纵向拉伸载荷、纵向压缩载荷以及扭转载荷作用下,车体Von Mises应力分布图。综合图6和图7可以看出,考虑20年腐蚀影响后,车体结构各部分均出现一定的削弱,导致结构在相同受载下,最大变形量均一定程度增大,各载荷下车体最大应力也均出现一定水平的增加。其中在垂向载荷下,车体结构的Von Mises应力最大值约由194 MPa增加到225 MPa,增幅最为明显,纵向拉伸和压缩载荷次之。扭转载荷下,车体结构的Von Mises应力最大值仅由57.5 MPa增加到57.8 MPa,增幅最小。

造成平车车体疲劳失效的主要原因是关键焊缝位置的损伤和断裂,鉴于多数车体结构焊缝的破坏形式为张开型裂纹的扩展。这里考虑建立垂直于焊缝方向的应力与各类载荷间的载荷-应力传递系数。如图8所示为各载荷作用下载荷-应力传递系数相对较大的焊缝部位。由图8可看出,垂向载荷对多数疲劳关注点具有较大的载荷-应力传递系数,而纵向载荷、扭转载荷往往仅对某一(或几个)关键点的载荷-应力传递系数有影响。部分疲劳关键位置的载荷-应力传递系数随服役年限增加而增大,部分疲劳关键位置的载荷-应力传递系数受服役年限增加的影响较小。

结合图8中载荷-应力传递系数以及2.3节提到的AAR标准载荷折算谱以及中国货车车体实测载荷谱,可得到如图9所示的不同载荷谱作用下NX70A车体结构疲劳关注位置单位里程下疲劳损伤。由图9可看出,相同载荷下,各疲劳关键位置中以小纵梁与枕梁腹板连接焊缝处的单位里程损伤最大,车体服役安全里程评估应以该位置为基础。AAR空车折算载荷谱下,各疲劳关键位置的损伤均非常小,约为AAR重车折算载荷下的5%~10%。而国内实测重车载荷谱下各疲劳关键位置的单位里程损伤为AAR重车折算载荷下的0.5~0.9倍。

考虑到腐蚀是慢变过程,可基于年均腐蚀量计算车辆在服役n年情况下的,由各服役年限下各疲劳关键位置的单位里程损伤,并计算单位里程损伤的算术平均值,结合式(3)可计算出车辆安全服役里程。结果表明,施加70 t级平车实测载荷谱,NX70A车体疲劳关键位置中服役寿命最小值为922万公里,而施加AAR标准载荷折算谱,NX70A车体疲劳关键位置中服役寿命最小值为1 719×10⁴ km。因此,依据AAR标准载荷折算谱进行NX70A车体疲劳可靠性评估不够保守。

为探究实测载荷谱内不同形式载荷对疲劳关注点损伤贡献,图10给出了中国实测载荷谱中各形式载荷对各疲劳关注点的累积损伤贡献占比r_i,其表达式为

(6)r_i=$\frac{{\mathit{D}}_{\mathit{i}}}{\sum _{\mathit{i}}{\mathit{D}}_{\mathit{i}}}$

式(6)中:D_i为某一载荷形式i对于疲劳关键位置的累积损伤值。

由图10可看出,垂向载荷对多数疲劳关注点损伤贡献均较大,其中枕内横梁与下盖板连接位置处疲劳损伤几乎全部来自垂向载荷。纵向载荷对大多数疲劳关键位置的损伤贡献均小于10%,这主要是由于除启动、制动和坡道情况外,均不会出现较大的纵向拉伸和压缩作用,较大的纵向载荷循环次数过少,对车辆的疲劳损伤累积贡献小。枕梁腹板与上下盖板连接焊缝位置除受垂向载荷影响外,受扭转载荷的影响同样较大。

5 结论

对典型通用平车NX70A车体的腐蚀情况进行调研,获得车体主要梁件的腐蚀统计值。基于车体有限元模型,获得疲劳关键位置载荷-应力传递系数,结合国外标准载荷折算谱和中国货车实测载荷谱,研究NX70A车体结构单位里程下的疲劳损伤和安全服役里程。得到以下结论。

(1)NX70A车体各主要梁结构的年均腐蚀量在0.037~0.055 mm,以上翼面和上盖板等靠上位置处的腐蚀更为严重,腹板、下翼面和下盖板等靠下位置处腐蚀相对较轻。端梁的腐蚀程度要高于中梁、侧梁和枕梁等部位。考虑腐蚀影响后,在相同受载下,车体结构各部分最大变形量均增大,各载荷下车体最大应力也均出现一定水平的增加。

(2)垂向载荷对多数疲劳关注点具有较大的载荷-应力传递系数,而纵向载荷和扭转载荷仅对某一(或几个)关键点的载荷-应力传递系数不为零。部分疲劳关键位置的载荷-应力传递系数随服役年限增加而增大,其他疲劳关键位置的载荷-应力传递系数受服役年限增加的影响较小。

(3)AAR载荷折算谱和中国70 t级平车实测载荷谱分布特征差异较大。施加国内实测载荷谱下,NX70A车体疲劳关键位置中服役寿命最小值为922×10⁴ km,而施加AAR标准载荷折算谱下,NX70A车体疲劳关键位置中服役寿命最小值为1 719×10⁴ km,基于AAR标准载荷折算谱进行货车车体疲劳可靠性评估不够保守。

(4)垂向载荷对多数疲劳关注点损伤均贡献较大,其中枕内横梁与下盖板连接位置处疲劳损伤几乎全部来自垂向载荷。纵向载荷对大多数疲劳关键位置的损伤均小于10%。

参考文献

原文顺序 | 出版日期 | 本文引用

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