高速動(dòng)車(chē)組制動(dòng)橫梁裂紋故障分析及改進(jìn)措施

諶 亮，楊廣雪，李秋澤，韓 宣，徐志龍，王顯亮

(1. 中車(chē)長(zhǎng)春軌道客車(chē)股份有限公司，吉林 長(zhǎng)春 130062；2. 北京交通大學(xué) 機(jī)械與電子控制工程學(xué)院，北京 100044)

隨著列車(chē)運(yùn)行速度的不斷提高，制動(dòng)系統(tǒng)的可靠性成為保障列車(chē)安全運(yùn)行的一項(xiàng)重要指標(biāo)[1-6]?；A(chǔ)制動(dòng)裝置是制動(dòng)系統(tǒng)的關(guān)鍵組成部分，現(xiàn)多采用制動(dòng)夾鉗的結(jié)構(gòu)形式[7]。傳統(tǒng)的焊接在構(gòu)架側(cè)梁或橫梁上的制動(dòng)夾鉗安裝空間緊湊，在列車(chē)運(yùn)行過(guò)程中易發(fā)生閘片與制動(dòng)盤(pán)偏磨的問(wèn)題。因此，現(xiàn)有的基礎(chǔ)制動(dòng)裝置多采用獨(dú)立的制動(dòng)橫梁結(jié)構(gòu)，將制動(dòng)夾鉗座焊接在制動(dòng)橫梁上[7-8]。

制動(dòng)梁作為獨(dú)立承載結(jié)構(gòu)，受制動(dòng)載荷的作用效果影響十分明顯，其結(jié)構(gòu)強(qiáng)度性能一直是被關(guān)注的重點(diǎn)[9]。文獻(xiàn)[10]基于等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力法對(duì)外轉(zhuǎn)39型轉(zhuǎn)向架焊接制動(dòng)梁的疲勞壽命進(jìn)行預(yù)測(cè)，并對(duì)其進(jìn)行了靜載荷試驗(yàn)和疲勞試驗(yàn)。文獻(xiàn)[11]分析了209HS型轉(zhuǎn)向架構(gòu)架橫梁與制動(dòng)吊座連接區(qū)域出現(xiàn)裂紋的原因，通過(guò)制定合適的焊接參數(shù)，對(duì)構(gòu)架橫梁與制動(dòng)吊座連接區(qū)域裂紋進(jìn)行焊修與補(bǔ)強(qiáng)。文獻(xiàn)[12]采用熱彈塑性有限元方法，研究不同的焊接順序?qū)RH380動(dòng)車(chē)組轉(zhuǎn)向架構(gòu)架制動(dòng)橫梁焊接變形及殘余應(yīng)力的影響，并制定制動(dòng)橫梁最優(yōu)的焊接順序方案，以提升結(jié)構(gòu)的疲勞性能。

本文針對(duì)某高速動(dòng)車(chē)組發(fā)生的制動(dòng)橫梁裂紋故障，采用斷口形貌分析、有限元仿真計(jì)算和動(dòng)應(yīng)力測(cè)試的方法，對(duì)制動(dòng)橫梁的失效原因進(jìn)行分析并提出了改進(jìn)措施。對(duì)改進(jìn)結(jié)構(gòu)進(jìn)行線(xiàn)路實(shí)測(cè)試驗(yàn)，表明其滿(mǎn)足運(yùn)用要求。該研究對(duì)高速動(dòng)車(chē)組轉(zhuǎn)向架制動(dòng)橫梁結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)具有重要的指導(dǎo)意義。

1 制動(dòng)橫梁結(jié)構(gòu)及裂紋故障描述

高速動(dòng)車(chē)組轉(zhuǎn)向架制動(dòng)橫梁是安裝單元制動(dòng)缸及夾鉗的部件，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。制動(dòng)橫梁與轉(zhuǎn)向架構(gòu)架側(cè)梁用銷(xiāo)連接，通過(guò)制動(dòng)梁支撐座與轉(zhuǎn)向架構(gòu)架橫梁連接。制動(dòng)橫梁通過(guò)關(guān)節(jié)軸承、水平擺桿與構(gòu)架組成四桿機(jī)構(gòu)，在施加制動(dòng)力時(shí)能夠自動(dòng)調(diào)整對(duì)中，可避免閘片偏磨的發(fā)生。

圖1 原方案制動(dòng)橫梁主體結(jié)構(gòu)圖

原方案制動(dòng)橫梁結(jié)構(gòu)在最下端的管卡孔處均發(fā)生開(kāi)裂，裂紋出現(xiàn)在兩個(gè)變截面工字形支撐座外側(cè)板材上(即后翼板)，并沿著變截面工字形中間的筋板開(kāi)裂到其筋板上的大圓孔處，如圖2所示。

圖2 原方案制動(dòng)橫梁裂紋部位

2 制動(dòng)橫梁斷口分析及裂紋統(tǒng)計(jì)

2.1 斷口分析

將支撐座的裂紋打開(kāi)后，其斷口形貌如圖3所示，可見(jiàn)其斷口面間有相互磨損光亮痕跡，無(wú)明顯塑性變形。視頻顯微觀(guān)察孔邊緣處及無(wú)孔一側(cè)的斷口可見(jiàn)，斷口具有應(yīng)力導(dǎo)致的疲勞斷裂性質(zhì)，且孔邊緣裂紋起源位置的疲勞條帶較細(xì)，由此判斷孔邊緣為最先開(kāi)裂位置，并向無(wú)孔一側(cè)進(jìn)行擴(kuò)展，如圖4所示。

圖3 支撐座斷口宏觀(guān)形貌

圖4 支撐座斷口微觀(guān)形貌

2.2 裂紋統(tǒng)計(jì)

對(duì)在線(xiàn)運(yùn)營(yíng)的某型動(dòng)車(chē)組1 664根制動(dòng)梁進(jìn)行了全面普查，共發(fā)現(xiàn)389根制動(dòng)梁的支撐座出現(xiàn)裂紋，故障率為23%。其中，發(fā)生貫通性裂紋有67根，在石太線(xiàn)運(yùn)營(yíng)的動(dòng)車(chē)組上有65根；在京哈線(xiàn)運(yùn)營(yíng)的動(dòng)車(chē)組上有2根。運(yùn)營(yíng)里程最短的只有22.8萬(wàn)km，發(fā)生在石太線(xiàn)；運(yùn)營(yíng)里程最長(zhǎng)的120萬(wàn)km，統(tǒng)計(jì)結(jié)果如圖5所示。分析統(tǒng)計(jì)結(jié)果可知，制動(dòng)橫梁出現(xiàn)裂紋與線(xiàn)路條件緊密相關(guān)。

圖5 裂紋故障統(tǒng)計(jì)

3 制動(dòng)載荷識(shí)別及強(qiáng)度仿真計(jì)算

3.1 制動(dòng)載荷識(shí)別

為真實(shí)反映制動(dòng)橫梁在實(shí)際線(xiàn)路的受力情況，針對(duì)原制動(dòng)橫梁結(jié)構(gòu)，以工況更為惡劣的石太線(xiàn)實(shí)際測(cè)試數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，進(jìn)行制動(dòng)載荷識(shí)別。制動(dòng)橫梁材料機(jī)械性能參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 制動(dòng)橫梁材料機(jī)械性能 MPa

采用有限元仿真方法確定載荷識(shí)別點(diǎn)位置。對(duì)制動(dòng)橫梁整體結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元分析，采用實(shí)體單元Solid 45進(jìn)行離散，單元離散尺寸為10 mm。整個(gè)結(jié)構(gòu)共離散為208 056個(gè)單元，61 462個(gè)節(jié)點(diǎn)，離散模型如圖6所示。在制動(dòng)梁與構(gòu)架側(cè)梁連接孔處采用Rigid單元模擬銷(xiāo)連接，以制動(dòng)缸上吊座和下吊座之間的夾鉗支點(diǎn)為力的施加點(diǎn)，與上下吊座通過(guò)Rigid單元連接。對(duì)制動(dòng)橫梁分別施加10、20、30 kN的載荷，選擇應(yīng)力值和應(yīng)力梯度較大的位置作為制動(dòng)載荷的識(shí)別點(diǎn)，并記錄相應(yīng)的載荷識(shí)別系數(shù)。同時(shí)，在故障位置及制動(dòng)吊座布置動(dòng)應(yīng)力測(cè)點(diǎn)，各測(cè)點(diǎn)位置如圖7所示。

圖6 制動(dòng)橫梁有限元模型

圖7 原方案制動(dòng)橫梁測(cè)點(diǎn)位置

根據(jù)線(xiàn)路實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，制動(dòng)載荷識(shí)別結(jié)果見(jiàn)表2。由表2數(shù)據(jù)可知，各載荷識(shí)別點(diǎn)的結(jié)果一致，每制動(dòng)單元的平均載荷為10.1 kN。

表2 制動(dòng)載荷識(shí)別結(jié)果

3.2 有限元強(qiáng)度計(jì)算

制動(dòng)橫梁作為獨(dú)立承載結(jié)構(gòu)，構(gòu)架的大部分載荷對(duì)制動(dòng)梁受力影響有限，而制動(dòng)載荷的作用效果明顯。利用載荷識(shí)別結(jié)果，在各制動(dòng)單元的力施加點(diǎn)處加載10.1 kN的制動(dòng)載荷。仿真計(jì)算結(jié)果如圖8所示，管卡孔邊緣處存在應(yīng)力集中，這與端口分析中裂紋起始位置一致。管卡孔處最大應(yīng)力為284.2 MPa，高于制動(dòng)橫梁材料母材的疲勞極限170 MPa。結(jié)構(gòu)在交變載荷下，極易產(chǎn)生疲勞裂紋。

圖8 制動(dòng)橫梁靜強(qiáng)度應(yīng)力云圖(單位：MPa)

由以上分析可知，失效結(jié)構(gòu)制動(dòng)梁支撐座設(shè)計(jì)強(qiáng)度不足是導(dǎo)致制動(dòng)橫梁支撐座裂紋故障的主要原因，特別是3個(gè)管卡孔處存在應(yīng)力集中現(xiàn)象，過(guò)高的應(yīng)力狀態(tài)造成該孔邊緣處萌生裂紋，在運(yùn)用過(guò)程中裂紋不斷擴(kuò)展，導(dǎo)致出現(xiàn)貫穿裂紋。

4 制動(dòng)橫梁改進(jìn)方案及試驗(yàn)驗(yàn)證

4.1 制動(dòng)橫梁改進(jìn)方案

根據(jù)有限元計(jì)算結(jié)果提出制動(dòng)橫梁的優(yōu)化改進(jìn)方案：支撐座改為鋼板焊接結(jié)構(gòu)，外形與原結(jié)構(gòu)相似，為降低與橫梁焊接應(yīng)力，腹板采用鋼板加工，將工藝孔改為1個(gè)；增加前后翼板厚度，取消3個(gè)直徑為φ9 mm的管卡安裝孔，消除了由其引起的應(yīng)力集中；增加翼板最大寬度，與制動(dòng)管梁焊接采用過(guò)渡弧板，增大支撐座垂向和橫向剛度。制動(dòng)管梁的尺寸及規(guī)格與原結(jié)構(gòu)一致。同時(shí)，制動(dòng)缸吊座為薄弱環(huán)節(jié)，故制動(dòng)缸吊座改為整體鍛造加工以提高強(qiáng)度，改進(jìn)方案如圖9所示。

圖9 制動(dòng)橫梁改進(jìn)結(jié)構(gòu)示意圖

4.2 改進(jìn)方案計(jì)算結(jié)果及分析

對(duì)改進(jìn)結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元強(qiáng)度計(jì)算，如圖10所示。計(jì)算結(jié)果表明，改進(jìn)方案對(duì)應(yīng)原制動(dòng)梁支撐座翼板裂紋發(fā)生位置的應(yīng)力有較大幅度的降低，最大應(yīng)力位置在翼板弧邊處，為72.5 MPa。依據(jù)板材的疲勞極限(170 MPa)，可以得到支撐座改進(jìn)方案可滿(mǎn)足安全運(yùn)用要求。同時(shí)，制動(dòng)缸吊座薄弱位置處應(yīng)力水平滿(mǎn)足設(shè)計(jì)要求。

圖10 制動(dòng)橫梁改進(jìn)結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖(單位：MPa)

4.3 線(xiàn)路動(dòng)應(yīng)力測(cè)試

為了驗(yàn)證制動(dòng)橫梁改進(jìn)方案的可靠性，在石太線(xiàn)開(kāi)展了改進(jìn)結(jié)構(gòu)制動(dòng)橫梁線(xiàn)路動(dòng)應(yīng)力測(cè)試，如圖11所示。動(dòng)應(yīng)力測(cè)試采用120 Ω箔式應(yīng)變片，采用安捷倫數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)和EDS-400A超小型數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)進(jìn)行動(dòng)應(yīng)力的數(shù)據(jù)采集。各個(gè)測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變信號(hào)采樣頻率為500 Hz。動(dòng)應(yīng)力測(cè)點(diǎn)布置位置與原結(jié)構(gòu)位置一致。

圖11 改進(jìn)制動(dòng)橫梁結(jié)構(gòu)動(dòng)應(yīng)力測(cè)試

圖12 減速階段動(dòng)應(yīng)力幅值變化趨勢(shì)

將某減速區(qū)間速度信號(hào)按照動(dòng)應(yīng)力測(cè)點(diǎn)1和測(cè)點(diǎn)3的應(yīng)力峰值出現(xiàn)點(diǎn)和消失點(diǎn)進(jìn)行劃分，共分為7個(gè)平穩(wěn)減速區(qū)間和6個(gè)制動(dòng)力施加區(qū)間，并按照拐點(diǎn)處速度值和區(qū)間長(zhǎng)度求得各區(qū)間加速度值。圖12所示為列車(chē)減速階段制動(dòng)橫梁測(cè)點(diǎn)1和測(cè)點(diǎn)3動(dòng)應(yīng)力變化趨勢(shì)和列車(chē)加速度，可見(jiàn)兩處測(cè)點(diǎn)動(dòng)應(yīng)力幅值變化趨勢(shì)相同，測(cè)點(diǎn)1處動(dòng)應(yīng)力幅值大于測(cè)點(diǎn)3，這與制動(dòng)橫梁失效位置相一致。當(dāng)列車(chē)未施加制動(dòng)力平穩(wěn)減速過(guò)程中，兩處測(cè)點(diǎn)動(dòng)應(yīng)力幅值較小，最大應(yīng)力幅值為30 MPa。在列車(chē)施加制動(dòng)力過(guò)程中，列車(chē)減速度增大，兩處測(cè)點(diǎn)動(dòng)應(yīng)力幅值急劇增大，出現(xiàn)動(dòng)應(yīng)力尖峰，測(cè)點(diǎn)1處動(dòng)應(yīng)力幅值可達(dá)150 MPa。由此可見(jiàn)，兩處測(cè)點(diǎn)動(dòng)應(yīng)力幅值受列車(chē)制動(dòng)作用明顯。

對(duì)于變幅應(yīng)力的疲勞評(píng)估，采用Miner線(xiàn)性疲勞累計(jì)損傷法則計(jì)算等效應(yīng)力幅。采用這一方法可使各級(jí)應(yīng)力水平產(chǎn)生的損傷均得到合理的考慮，并使評(píng)估結(jié)果略偏保守[13]。等效應(yīng)力幅σaeq為

( 1 )

式中：L為轉(zhuǎn)向架在規(guī)定使用年限內(nèi)的總運(yùn)營(yíng)里程，本文取1 200萬(wàn)km；L1為實(shí)測(cè)動(dòng)應(yīng)力時(shí)的運(yùn)營(yíng)里程,石太線(xiàn)1 000 km；ni為與各級(jí)應(yīng)力水平對(duì)應(yīng)的應(yīng)力循環(huán)次數(shù)，即各測(cè)點(diǎn)應(yīng)力譜中各級(jí)應(yīng)力的出現(xiàn)次數(shù)；σai為各級(jí)應(yīng)力水平的幅值；m為各個(gè)大應(yīng)力測(cè)點(diǎn)所在部位的S-N曲線(xiàn)方程的指數(shù)，焊接接頭取3.5，母材取5；N為與結(jié)構(gòu)或材料的疲勞極限所對(duì)應(yīng)的循環(huán)次數(shù)，焊接接頭取200萬(wàn)次，母材取1 000萬(wàn)次。

制動(dòng)橫梁改進(jìn)方案與原方案各測(cè)點(diǎn)等效應(yīng)力變化趨勢(shì)如圖13所示。由圖13可見(jiàn)，改進(jìn)方案支撐座去除管卡安裝孔后，消除了應(yīng)力集中現(xiàn)象，裂紋發(fā)生的相同位置處翼板弧邊的等效應(yīng)力大幅降低。同時(shí)，對(duì)于制動(dòng)吊座薄弱位置，應(yīng)力水平明顯下降，可以滿(mǎn)足高速動(dòng)車(chē)組安全運(yùn)行1 200萬(wàn)km的要求。

圖13 改進(jìn)方案與原方案測(cè)點(diǎn)等效應(yīng)力對(duì)比

5 結(jié)論

本文針對(duì)某型高速動(dòng)車(chē)組制動(dòng)橫梁裂紋失效問(wèn)題，采用斷口特征分析、有限元仿真計(jì)算和線(xiàn)路動(dòng)應(yīng)力測(cè)試的方法，分析結(jié)構(gòu)失效的原因并提出改進(jìn)方案。對(duì)改進(jìn)方案進(jìn)行了有限元計(jì)算及線(xiàn)路實(shí)測(cè)驗(yàn)證，表明結(jié)構(gòu)滿(mǎn)足設(shè)計(jì)要求。

(1)對(duì)失效結(jié)構(gòu)制動(dòng)橫梁斷口進(jìn)行了宏觀(guān)和微觀(guān)分析，其斷口具有明顯的疲勞斷裂特征。通過(guò)對(duì)故障統(tǒng)計(jì)發(fā)現(xiàn)，故障發(fā)生與線(xiàn)路條件密切相關(guān)，其中石太線(xiàn)故障率最高。

(2)對(duì)原方案制動(dòng)橫梁進(jìn)行載荷識(shí)別并應(yīng)用于有限元仿真計(jì)算，結(jié)合斷口分析結(jié)果，可以判定制動(dòng)梁支撐座設(shè)計(jì)強(qiáng)度不足是造成制動(dòng)橫梁失效的主要原因。特別是3個(gè)管卡孔處出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，極易造成在該孔邊緣處出現(xiàn)裂紋萌生，在運(yùn)用過(guò)程中裂紋不斷擴(kuò)展，導(dǎo)致出現(xiàn)貫穿裂紋。

(3)根據(jù)原方案強(qiáng)度分析結(jié)果，提出了制動(dòng)橫梁優(yōu)化改進(jìn)方案。改進(jìn)方案強(qiáng)度仿真計(jì)算分析和線(xiàn)路動(dòng)應(yīng)力測(cè)試數(shù)據(jù)表明，改進(jìn)方案對(duì)應(yīng)原制動(dòng)梁支撐座翼板裂紋發(fā)生位置的應(yīng)力有較大幅度的降低，可以滿(mǎn)足高速動(dòng)車(chē)組安全運(yùn)營(yíng)1 200萬(wàn)km的要求。