秦天宇 任鑫焱 胡飛飛 劉宇杰 奧 妮 闞前華 吳圣川 ,, 康國政

* (西南交通大學(xué)牽引動力國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,成都 610031)

? (西南交通大學(xué)力學(xué)與航空航天學(xué)院,成都 610031)

引言

鐵路跨區(qū)大載重運(yùn)輸是國民經(jīng)濟(jì)發(fā)展的重要命脈.隨著中國經(jīng)濟(jì)的快速發(fā)展,鐵路貨運(yùn)部門正大力推行重載高速機(jī)車來解決鐵路貨運(yùn)能力日益不足的瓶頸.但由此帶來的列車編組數(shù)量和軸重的迅速增加,使得貨車各關(guān)鍵部件服役工況日趨嚴(yán)苛,運(yùn)維頻率增加[1].鉤尾框作為傳遞列車縱向載荷的重要部件,其服役可靠性與鐵路運(yùn)輸安全直接相關(guān).在高頻縱向動載荷的作用下極易萌生疲勞裂紋進(jìn)而導(dǎo)致斷裂失效,嚴(yán)重威脅重載列車的運(yùn)行安全.眾所周知,TB/T 456.3-2018 標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定,針對鍛造鉤尾框的較小表面缺陷可進(jìn)行打磨清除,對于無法通過打磨清除的缺陷(如貫通裂紋)直接進(jìn)行報廢處理.但這往往會大幅度提高運(yùn)維成本,同時檢修不及時又易引發(fā)安全事故.因此,對鉤尾框進(jìn)行疲勞裂紋擴(kuò)展壽命估算,進(jìn)而準(zhǔn)確評估鉤尾框的服役狀態(tài),以此制定合理檢修周期變得尤為重要[2-7].

當(dāng)前,中國重載鐵路主要以大秦線開行的2 萬噸運(yùn)煤專線為典型代表,其所采用C80 型重載貨車的鉤尾框型號為16/17 型.現(xiàn)役鉤尾框的材料為鍛造E 級鋼,與傳統(tǒng)的鑄造鉤尾框相比內(nèi)部缺陷少,抗疲勞斷裂性能更為優(yōu)越.但長期暴露在雨水環(huán)境中產(chǎn)生的腐蝕坑將過早引起疲勞裂紋萌生和擴(kuò)展[8].此外,鍛造鉤尾框的表面粗糙度較高,應(yīng)力集中現(xiàn)象也比較嚴(yán)重,這也是導(dǎo)致表面萌生裂紋的重要因素之一,現(xiàn)場檢修結(jié)果也表明后部彎角處萌生疲勞裂紋是鉤尾框失效破壞的主要原因[3].長期以來,基于名義應(yīng)力法的經(jīng)典靜強(qiáng)度設(shè)計思想為鐵路結(jié)構(gòu)提供了一種偏于保守的設(shè)計建議.然而,隨著近些年來斷裂力學(xué)的發(fā)展,世界上鐵路發(fā)達(dá)國家和地區(qū),例如歐洲、日本和中國等,均引入基于斷裂力學(xué)的損傷容限來評估高速鐵路傷損車軸等部件的剩余強(qiáng)度和疲勞壽命.例如,歐洲學(xué)者Beretta 等[8-9]在斷裂力學(xué)框架下開展了高速鐵路車軸完整性研究,并對EA4T車軸的服役周期決策、腐蝕環(huán)境影響等問題提出了若干理論模型;德國鐵路公司采用斷裂力學(xué)計算方法確定鐵路車軸的檢修周期,并進(jìn)行了一定數(shù)量的全尺寸車軸測試驗(yàn)證計算結(jié)果[10];日本學(xué)者M(jìn)akino等[11]將斷裂力學(xué)引入新干線車軸完整性的研究中,對S38C 車軸的臨界安全位置、剩余壽命乃至服役周期的決策進(jìn)行了探討;北京交通大學(xué)謝基龍等[12-13]基于線路實(shí)測譜,采用經(jīng)典斷裂力學(xué)的解析公式對重載貨車鑄造車鉤部件(例如鉤舌、鉤尾框)進(jìn)行了剩余壽命計算;西南交通大學(xué)吳圣川等[1,14-15]提出了一種將傳統(tǒng)的名義應(yīng)力法(無限壽命)與先進(jìn)的損傷容限(有限壽命)相融合的階梯疲勞評估方法(time-domain stepwise fatigue assessment,TSFA),并成功用于高速鐵路車軸、轉(zhuǎn)向架構(gòu)架和磁懸浮列車懸浮架等鐵路結(jié)構(gòu),受到國內(nèi)外學(xué)者廣泛關(guān)注[16-18].

然而,迄今為止在斷裂力學(xué)框架下,特別是在基于實(shí)測載荷譜條件下,利用綜合考慮了疲勞裂紋擴(kuò)展三個階段(近門檻值區(qū)、穩(wěn)定擴(kuò)展區(qū)與快速擴(kuò)展區(qū))的含裂紋張開閉合效應(yīng)的剩余壽命評估模型對傷損鉤尾框進(jìn)行剩余壽命評估的研究還較少見.為此,本文以17 型重載鉤尾框?yàn)檠芯繉ο?對鉤尾框所使用的鍛造E 級鋼進(jìn)行力學(xué)性能和斷裂性能試驗(yàn),建立含不同形貌比的初始裂紋鉤尾框有限元模型,使用考慮裂紋擴(kuò)展近門檻值區(qū)、穩(wěn)定擴(kuò)展區(qū)與快速擴(kuò)展區(qū)的含張開裂紋閉合效應(yīng)的NASGRO 方程,基于實(shí)測載荷譜轉(zhuǎn)換后的分級載荷譜完成傷損鉤尾框剩余壽命計算.

1 材料與性能試驗(yàn)

1.1 軸向拉伸性能

軸向拉伸試驗(yàn)可為裂紋擴(kuò)展試驗(yàn)提供基本的力學(xué)性能參數(shù),也為斷裂力學(xué)仿真提供重要輸入?yún)?shù).拉伸試樣根據(jù)GB/T 228.1—2010 標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行設(shè)計,并根據(jù)鍛造鉤尾框受力狀態(tài)進(jìn)行取樣,取樣位置及尺寸如圖1 所示.為確保數(shù)據(jù)可靠性和代表性,取3 個試樣在MTS-809 材料試驗(yàn)機(jī)上執(zhí)行,采用634.31 F-25引伸計并控制拉伸位移速率0.01 mm/s.對3 個拉伸數(shù)據(jù)進(jìn)行平均處理,最終獲得如圖2 所示的鍛造E 級鋼的軸向拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線,相關(guān)力學(xué)性能參數(shù)見表1[3].

圖1 鑄造E 級鋼試樣的取樣位置及尺寸(單位:mm)Fig.1 Position and size of forged E-grade steel specimens (unit:mm)

從圖2 和表1 中可以看出,貨車車鉤鉤尾框用鍛造E 級鋼具有較高的屈服強(qiáng)度(ReL=848 MPa)和抗拉強(qiáng)度(Rm=940 MPa).根據(jù)TB/T 456.3—2018 標(biāo)準(zhǔn),對鉤尾框進(jìn)行靜強(qiáng)度校核,在施加最小極限載荷4005 kN 時,要求鉤尾框的彈性變形量不能超過6.4 mm.基于試驗(yàn)獲得鍛造E 級鋼的力學(xué)性能參數(shù),通過有限元仿真計算得到鉤尾框的最大彈性變形量為1.9 mm,僅為許用變形量的30%.由此可見,采用鍛造E 級鋼制造的貨車車鉤鉤尾框在服役過程中具有較大的安全裕度.

圖2 鍛造E 級鋼的單軸拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.2 Uniaxial tensile stress-strain curve of forged E-grade steel

表1 鉤尾框所用E 級鋼的力學(xué)性能Table 1 Mechanical properties of E-grade steel used for hook tail frames

1.2 斷裂性能試驗(yàn)

盡管如此,在實(shí)際異場服役工況和不當(dāng)維修中,鉤尾框仍會發(fā)生各種損傷或者缺陷.為了對含裂紋缺陷鉤尾框進(jìn)行準(zhǔn)確剩余壽命評估,需要通過試驗(yàn)獲得鍛造E 級鋼的裂紋擴(kuò)展速率da/dN,裂紋擴(kuò)展門檻值ΔKth和斷裂韌度值KIC.裂紋擴(kuò)展試樣參考GB/T 6398—2017 進(jìn)行設(shè)計,使用線切割在缺口處預(yù)制10 mm 初始裂紋,如圖1.使用MTS-809 試驗(yàn)機(jī)開展試驗(yàn),控制應(yīng)力比R=0.1,頻率為18 Hz.通過降K法進(jìn)行門檻值試驗(yàn),使用Paris 方程對擴(kuò)展速率在10-6～10-7mm/cycle 的數(shù)據(jù)點(diǎn)進(jìn)行線性擬合,10-7mm/cycle 截距所對應(yīng)的應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍ΔK即為ΔKth[3].

裂紋擴(kuò)展模型直接決定了剩余壽命預(yù)測的準(zhǔn)確性、可靠性與合理性.在鐵路結(jié)構(gòu)斷裂力學(xué)計算中,常使用經(jīng)典Paris 方程(式1)對裂紋擴(kuò)展數(shù)據(jù)進(jìn)行線性擬合,但該方程僅僅考慮了裂紋穩(wěn)定擴(kuò)展區(qū),并未考慮裂紋近門檻區(qū)與快速擴(kuò)展區(qū).因此,本文采用綜合考慮了裂紋擴(kuò)展近門檻值區(qū)、穩(wěn)定擴(kuò)展區(qū)與快速擴(kuò)展區(qū)的含裂紋閉合效應(yīng)的NASGRO 方程,對鉤尾框進(jìn)行剩余壽命評估[14,19]

式中,Kmax為最大應(yīng)力強(qiáng)度因子,C,m,p和q為材料常數(shù),ΔKeff為有效應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍,須注意公式中C1,C2,m1,m2表示不同的擬合數(shù)值.

鉤尾框雖不承受壓縮載荷,但由于裂紋張開應(yīng)力σop的存在,相應(yīng)會存在卸載應(yīng)力區(qū)域.鉤尾框表面裂紋在啟裂和擴(kuò)展的過程中,會在裂紋面附近產(chǎn)生循環(huán)塑性包跡,在卸載時包跡內(nèi)外的塑性變形不能協(xié)調(diào)地回復(fù),在拉應(yīng)力的作用下也會有裂紋面提前閉合現(xiàn)象發(fā)生,即裂紋閉合效應(yīng)[20-21].在實(shí)際工程問題中,認(rèn)為考慮了裂紋閉合效應(yīng)的有效應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍ΔKeff是影響裂紋擴(kuò)展更本質(zhì)的參量

式中,R為應(yīng)力比,f表示裂紋張開函數(shù),Kop為裂紋張開應(yīng)力強(qiáng)度因子,由鉤尾框受力特點(diǎn)引入平面應(yīng)變下的約束因子α=3.0,A0,A1,A2和A3是Newman 閉合函數(shù)系數(shù),由下列公式計算[21]

鍛造E 級鋼斷裂韌性試驗(yàn)依據(jù)GB/T 21143—2014 進(jìn)行設(shè)計,采用大量程范圍的632.02 F-30 引伸計,應(yīng)力比R=0.1,加載頻率為16 Hz.在實(shí)際工程應(yīng)用中,斷裂韌性一般采用J積分間接來進(jìn)行確定[22-23].完成試驗(yàn)后,使用NASGRO 公式對裂紋擴(kuò)展速率試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合.

綜合考慮了疲勞裂紋近門檻值區(qū)、穩(wěn)定擴(kuò)展區(qū)和快速擴(kuò)展區(qū)的基于NASGRO 方程的裂紋擴(kuò)展曲線如圖3 所示[3].同時,與僅考慮了穩(wěn)定擴(kuò)展壽命的經(jīng)典Paris 方程相比,NASGRO 方程估算壽命更加準(zhǔn)確,表2 給出了NASGRO 方程的擬合結(jié)果.利用降K法測試出的裂紋擴(kuò)展門檻值(ΔKth)和J積分法計算出的斷裂韌性值(KIC)如表3 所示.

圖3 應(yīng)力比R =0.1 時的鍛造E 級鋼疲勞裂紋擴(kuò)展速率實(shí)驗(yàn)和擬合曲線Fig.3 Experimental and fitting fatigue crack propagation rate curves of forged E-grade steel at R =0.1 stress ratio

表2 基于NASGRO 方程的疲勞斷裂參數(shù)Table 2 Fatigue fracture parameters based on the NASGRO equation

表3 鍛造E 級鋼的裂紋擴(kuò)展門檻值ΔKth 和斷裂韌性值KICTable 3 Fatigue crack growth threshold ΔKth and fracture toughness KIC of forged E-grade steel

2 鉤尾框計算模型

2.1 載荷及邊界條件

對車鉤緩沖裝置幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分,由于鉤尾框等部件表面形狀較為復(fù)雜,對非承載部位的小特征圓弧倒角進(jìn)行幾何光滑處理.綜合考慮計算精度和收斂性,鉤尾框關(guān)鍵部位使用六面體C3D8單元進(jìn)行網(wǎng)格剖分,最大單元尺寸為4 mm,最小單元尺寸為0.8 mm,非關(guān)鍵分析部位以及其他零件使用四面體C3D4 單元進(jìn)行過渡,整體模型共包含網(wǎng)格單元2 756 056 個,節(jié)點(diǎn)861 790 個.

將剖分好的有限單元網(wǎng)格模型導(dǎo)入ABAQUS軟件,根據(jù)前述力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果為計算模型賦予材料屬性.如圖4 中的鉤緩裝置,車輛實(shí)際服役過程中牽引力為對稱傳遞:1 位側(cè)車體牽引梁→從板→緩沖器→鉤尾框承載面→鉤尾銷→鉤體→鉤舌→鉤體→鉤尾銷→鉤尾框承載面→緩沖器→從板→2 位側(cè)車體牽引梁[24-27].為保證仿真過程最大限度與實(shí)際運(yùn)行保持一致,根據(jù)車鉤緩沖裝置在使用過程中各部分的相互作用原理,約束一側(cè)從板縱向x,橫向y,垂向z三個方向的自由度,另一側(cè)從板保留x向自由度進(jìn)行載荷施加.為便于計算收斂需約束整個裝配體零部件的y與z向自由度,并對鉤尾框尾部承載面與從板之間建立彈性Beam 桿連接器來模擬緩沖器,具體如圖4.最后分別設(shè)置鉤舌、鉤體、鉤尾框之間接觸屬性為法向“硬”接觸,來確保各零部件力的連續(xù)傳遞.

圖4 斷裂力學(xué)框架下鉤尾框剩余壽命評估過程Fig.4 Remaining life assessment process for the hook tail frame in the fracture mechanics framework

載荷譜的選擇直接影響最終的計算結(jié)果,薛海[28]將大秦線實(shí)測2 萬噸重載貨車車鉤載荷-時間歷程通過雨流計數(shù)法轉(zhuǎn)化為若干段循環(huán)載荷,然后利用Goodman 公式修正為考慮應(yīng)力比影響的脈動拉伸循環(huán),最后通過式(6)和式(7)所示的S-N曲線和Miner 累積損傷等效原則,獲得最終的等效5 級載荷譜.該載荷譜共包含載荷頻次1614 次,測試?yán)锍?5 000 km,如圖5 所示.

圖5 實(shí)測大秦線2 萬噸重載5 級載荷譜[28]Fig.5 The actual measurement of 20 000 tons of heavy load grade 5 load spectrum of the Daqin railway[28]

式中,D為損傷數(shù)值,n1和n2分別為在不同載荷水平下的循環(huán)次數(shù),N1和N2為對應(yīng)載荷水平下循環(huán)至破壞的循環(huán)壽命,m和C表示與材料自身有關(guān)的常數(shù).

2.2 初始裂紋預(yù)置

調(diào)研發(fā)現(xiàn),裂紋多萌生于如圖4 所示的鉤尾框后部內(nèi)側(cè)彎角處.同時,有限元靜力加載計算顯示承受縱向拉伸時該內(nèi)彎角部位應(yīng)力最大.因此,為保證結(jié)果的可靠性,將初始裂紋引入該部位.根據(jù)受載特點(diǎn)認(rèn)為該鉤尾框裂紋主要為I 型張開裂紋,而工程中往往將裂紋等效為半橢圓型進(jìn)行研究,通過a/c來描述裂紋的形貌特征,其中a和c分別表示裂紋的深度和半軸長度[29].本文將危險部位作為一個單獨(dú)模塊通過“tie”與主模型相連,使用C3D8 單元進(jìn)行模塊的網(wǎng)格剖分.為了研究不同形貌比裂紋對鉤尾框剩余壽命的影響規(guī)律,分別植入a/c=0.3,0.5,0.8 三種形貌比的初始裂紋,并統(tǒng)一設(shè)置初始裂紋深度為2 mm,后續(xù)裂紋擴(kuò)展深度分別為3,4,5,6,8,10,12,16,20 mm.最后,選取中間代表性0.5 形貌比的初始裂紋,減小其初始裂紋尺寸至0.5 mm,探究初始裂紋對剩余壽命計算結(jié)果的影響.

2.3 網(wǎng)格敏感性測試

裂紋前緣的網(wǎng)格尺寸在一定程度上會影響計算精度,為此將裂紋前緣細(xì)化為不同的尺寸進(jìn)行網(wǎng)格敏感性分析.定義裂紋前緣網(wǎng)格單元沿裂紋擴(kuò)展方向的邊長b與裂紋深度a的比值b/a為影響裂紋尖端應(yīng)力計算精度的變量,設(shè)置b/a=0.04,0.05,0.07,0.1,0.2.由于裂紋前緣具有應(yīng)力奇異性,采用基于節(jié)點(diǎn)應(yīng)力的外推法計算ΔK.利用ABAQUS 分析裂紋尖端的應(yīng)力場可以得到裂紋前緣節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力值和距離,計算得到如圖6 所示的應(yīng)力強(qiáng)度因子K,采用最小二乘法擬合數(shù)據(jù)點(diǎn)可得到數(shù)據(jù)對之間的線性關(guān)系,最后將擬合直線延伸至縱坐標(biāo)得到的截距即為ΔK的估計值[1].

圖6 裂紋前緣應(yīng)力分布和應(yīng)力強(qiáng)度因子示意圖Fig.6 Schematic diagram of stress distribution and stress intensity factor ahead of the crack tip

計算結(jié)果如圖7 所示,當(dāng)裂紋前緣加密層的網(wǎng)格尺寸小于裂紋深度的10%時,ΔK計算結(jié)果趨于一致,因此綜合考慮計算精度和計算效率后,采用b/a=0.05 進(jìn)行裂紋尖端網(wǎng)格劃分.

圖7 不同深度裂紋網(wǎng)格敏感性計算Fig.7 Crack mesh sensitivity calculation at different depths

3 結(jié)果與分析

3.1 基于實(shí)測載荷譜的剩余壽命預(yù)測

眾所周知,隨著裂紋深度和載荷水平的變化,很難得到連續(xù)的裂紋擴(kuò)展速率.因而在計算中通常假設(shè)裂紋在很小的擴(kuò)展增量Δa范圍內(nèi)da/dN保持不變.基于以上假設(shè)進(jìn)行裂紋擴(kuò)展壽命計算時,為盡可能得到精確的數(shù)值解,各階段的裂紋增量設(shè)置必須足夠小.但受限于工作量和計算能力,只能采用更加保守的方法進(jìn)行裂紋擴(kuò)展壽命計算,即采用裂紋擴(kuò)展各階段中裂紋深度上限所對應(yīng)的da/dN值進(jìn)行計算.例如,計算2～3 mm 裂紋擴(kuò)展剩余壽命時,使用的是3 mm 對應(yīng)的da/dN.為了定量化討論裂紋擴(kuò)展規(guī)律,圖8 和圖9 分別給出了形貌比a/c=0.5 時ΔK和da/dN隨裂紋深度的變化關(guān)系.

圖8 裂紋尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍隨裂紋深度變化趨勢Fig.8 Trend of crack tip stress intensity factor with crack depth

圖9 基于NASGRO 方程的裂紋擴(kuò)展速率Fig.9 Crack propagation rate based on NASGRO equation

由圖可知,計算的應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍ΔK與裂紋擴(kuò)展速率da/dN隨著裂紋擴(kuò)展尺寸的增大而不斷增大.當(dāng)裂紋擴(kuò)展至8 mm 時擴(kuò)展速率da/dN迅速上升,同時當(dāng)裂紋深度擴(kuò)展至20 mm 時在最大載荷1500 kN 的作用下,即使此時裂紋面積已經(jīng)超過鉤尾框截面積的1/2,ΔK仍未到達(dá)鍛造E 級鋼的斷裂韌性值.由此可見,現(xiàn)役鍛造鉤尾框具有較大的抗斷裂安全裕度.

由圖10 中的不同形貌比下傷損鉤尾框的剩余壽命曲線發(fā)現(xiàn):同樣裂紋深度下,裂紋形貌比越小,擴(kuò)展壽命也越低;裂紋從2 mm 擴(kuò)展至20 mm 時三種形貌比的剩余壽命分別為26,32,36 萬公里,均不足一個段修期(一個段修期2 年,一年運(yùn)行里程約20 萬公里).與形貌比0.5 的裂紋相比,0.3 形貌比的剩余壽命減少了6 萬公里,降低率約18.8%,而0.8 形貌比的剩余壽命相對增加了3.8 萬公里,增長率約11.9%.由此可見,在相同的使用條件下形貌比越小的裂紋擴(kuò)展速率越快,鉤尾框的剩余壽命越短,在實(shí)際運(yùn)維中必須重視長淺裂紋的危害.但不論何種形貌比當(dāng)裂紋擴(kuò)展至12 mm 后剩余壽命均急劇減少,分別僅占總擴(kuò)展壽命的2.2%,4.0%,4.7%,因此可將12 mm 作為損傷容限止裂尺寸.

圖10 初始裂紋深度為2 mm 時鉤尾框的剩余壽命曲線Fig.10 Remaining life curves of the hook tail frame with the initial crack depth of 2 mm

3.2 檢修周期建議

從上述討論中可以看出,當(dāng)以2 mm 作為初始裂紋深度時,即使在最小載荷下應(yīng)力強(qiáng)度因子范圍也遠(yuǎn)大于裂紋擴(kuò)展門檻值.因此為研究近門檻區(qū)對裂紋擴(kuò)展壽命的影響,在相同位置、相同載荷條件下對中間形貌比為0.5、深度0.5 mm (磁粉探傷所能檢測到最小裂紋尺寸)的初始裂紋開展剩余壽命計算,計算結(jié)果如圖11 所示.在最小載荷680 kN 的作用下0.5 mm 裂紋的ΔK為7.1 MPa·m1/2,此時裂紋處于近門檻區(qū)附近,該階段的da/dN較小,總可服役里程為156 萬公里.該計算結(jié)果跨越三個段修期,即使0.5 mm 小裂紋在段修時發(fā)生漏檢事故仍可在后面檢修中進(jìn)行處理,從而可滿足列車安全服役條件[30].

圖11 不同深度初始裂紋鉤尾框剩余壽命對比Fig.11 Comparison of remaining life of the hook tail frame with initial cracks at different depths

與之相反的是,三種形貌比下2 mm 初始裂紋的剩余壽命均不足一個段修期.因此,可認(rèn)為當(dāng)鉤尾框出現(xiàn)2 mm 深度裂紋時,不論是何種形貌比都已經(jīng)處于危險狀態(tài).已有研究表明[31],較高的表面粗糙度可視為一種表面缺陷,缺陷大小直接影響裂紋的萌生速度和初始裂紋尺寸.因此可采取打磨的方法對鉤尾框危險部位進(jìn)行處理來降低表面粗糙度,將在一定程度上提高其服役年限.

4 結(jié)論

本文以現(xiàn)役重載鐵路貨車車鉤的鉤尾框?yàn)閷ο?對鍛造E 級鋼開展材料力學(xué)和疲勞斷裂性能試驗(yàn),基于損傷容限思想估算了鉤尾框剩余壽命,得出如下結(jié)論.

(1)當(dāng)鉤尾框中存在2 mm 尺寸初始裂紋(或者缺陷)時,隨著裂紋形貌比的減小,傷損鉤尾框的剩余壽命逐漸減小;0.8,0.5,0.3 三種形貌比裂紋的鉤尾框剩余壽命分別為36,32,26 萬公里,均不足一個段修期,可見2 mm 初始裂紋下車鉤有安全風(fēng)險.

(2)三種形貌比的裂紋擴(kuò)展至12 mm 后剩余壽命均急劇下降,分別僅占總擴(kuò)展壽命的4.7%,4.0%,2.2%,因此將12 mm 作為鉤尾框損傷容限止裂尺寸較為合理.

(3)在裂紋形貌比0.5 的基礎(chǔ)上減小其初始深度至0.5 mm,疲勞裂紋將處于近門檻區(qū)附近,剩余壽命約156 萬公里,為2 mm 深度初始裂紋擴(kuò)展壽命的4.9 倍.基于此結(jié)果可通過對危險部位進(jìn)行打磨處理來降低表面粗糙度和消除微缺陷,進(jìn)而顯著增加服役壽命.另一方面,目前段修中對鐵路貨車鉤尾框0.5 mm 深度裂紋的探傷極限要求可基本滿足貨運(yùn)列車的服役安全條件.

必須指出的是,雖然通過斷裂力學(xué)仿真計算得到的0.5 mm 初始裂紋的剩余壽命跨越了三個段修期,但在實(shí)際運(yùn)行中情況較為復(fù)雜(材料批次、鍛壓工藝、裝配誤差、牽引功率、剎車制動、環(huán)境條件、線路條件、探傷水平等)、影響疲勞短裂紋萌生和擴(kuò)展的因素眾多,往往難以進(jìn)行準(zhǔn)確預(yù)測和探傷控制.如何在考慮尺寸效應(yīng)的影響下,將小尺寸試樣的基本力學(xué)和疲勞斷裂參數(shù)修正至全尺寸構(gòu)件并盡可能地準(zhǔn)確給出安全系數(shù)將是一個重要研究課題;或者說,僅通過數(shù)值仿真方法來確定無損探傷周期并不科學(xué),后續(xù)工作中還需要在進(jìn)行大量材料試驗(yàn)的基礎(chǔ)上結(jié)合基于真實(shí)服役構(gòu)件的臺架試驗(yàn)和運(yùn)行數(shù)據(jù)來進(jìn)行系統(tǒng)、全面地研究[32-33].此外,結(jié)構(gòu)缺陷處應(yīng)力狀態(tài)與實(shí)際運(yùn)行工況的差異也是影響鐵路結(jié)構(gòu)損傷容限設(shè)計的關(guān)鍵因素,本文僅考慮了鉤尾框在運(yùn)行中受到的拉伸載荷,在后續(xù)的工作中還應(yīng)考慮由于兩側(cè)車鉤中心線連掛的高度差和過曲線時產(chǎn)生的彎矩作用[3].