地鐵車輛輪緣潤滑裝置吊架斷裂機理和試驗研究

張 明 智鵬鵬 霍文彪 李志永

1.中車唐山機車車輛有限公司技術研究中心，唐山，0630352.電子科技大學長三角研究院(湖州)，湖州，313001 3.電子科技大學機械與電氣工程學院，成都，611731

0 引言

輪緣潤滑裝置作為地鐵車輛的主要部件，用于改善輪緣與軌道之間的接觸狀態(tài)，起到延長輪對及鋼軌使用壽命、降低輪軌噪聲的作用。然而，由于地鐵車輛在服役運行期間受高維時變簡諧載荷和隨機載荷作用，加之環(huán)境的復雜性和不確定性，使輪緣潤滑裝置極易出現結構裂紋或斷裂等現象，致使車輛正常線路運行存在較大的安全隱患，嚴重影響車輛運行品質和可靠性。因此，為了減少輪緣潤滑裝置因裂紋、斷裂等引發(fā)的車輛故障，有必要對其產生機理進行全面剖析，以期為結構改進和可靠性提高提供參考。

掌握裂紋或斷裂現象分析的手段和方法是探明其失效機理的前提和基礎。對于軌道車輛結構因疲勞引發(fā)的故障機理分析，部分設計人員及學者開展了相關研究，耿幸福等[1]通過有限元仿真分析了轉向架構架的補強效果和疲勞裂紋現象，提出了優(yōu)化補強和焊縫處理的改進方案；廖愛華等[2]建立了基于固定界面模態(tài)綜合法的地鐵車輛剛柔耦合多體動力學模型，通過分析構架的振動特性，明確其局部裂紋產生的原因；沈豪[3]針對地鐵轉向架構架的開裂問題，從材料學角度進行宏微觀形貌、化學成分、拉伸和疲勞性能分析，確定失效的主要成因；徐貴寶[4-5]從宏觀特征、微觀組織等方面，對地鐵轉向架用關鍵薄壁鑄鋼件斷裂原因進行剖析，提出了工藝優(yōu)化方案；李廣全等[6]基于線路測試數據研究輪箱體的自由模態(tài)，探明了引發(fā)齒輪箱疲勞裂紋的主要機理。上述研究雖然揭示了結構裂紋或斷裂產生的部分原因，但研究方法過于單一，對其機理的研究不夠深入。為此，林勤等[7]提出了靜強度分析和線路振動測試相結合的電纜支架裂紋原因分析方法；許喆等[8]提出了疲勞強度仿真和動應力試驗相結合的地鐵轉向架排障器斷裂原因分析方法；諶亮等[9]提出了斷口分析、靜強度分析和動應力測試相結合的制動橫梁裂紋故障分析方法。盡管這些方法提高了結構裂紋或斷裂機理分析的準確性，但仍需要在分析角度和深度方面進行更加系統的研究。

本文以地鐵車輛輪緣潤滑裝置吊架為研究對象，綜合分析了其服役過程中的斷裂問題，并給出了結構改進方案。從材料學的角度進行吊架斷口的宏觀形貌、微觀斷口、組織結構等組織性能分析；從線路試驗角度進行吊架焊縫的動應力測試；從理論角度進行吊架焊縫的靜強度和疲勞強度仿真分析；三種方法相互佐證確定吊架斷裂的主要成因。在此基礎上，提出相應的結構改進方案，并利用仿真分析和線路試驗對其合理性進行驗證。該方法彌補了傳統斷裂機理分析的不完整性，為有效提高結構的安全性提供了一定參考。

1 輪緣潤滑裝置吊架斷裂的組織性能分析

1.1 斷口形貌分析

在對某地鐵車輛運行33萬公里進行例行檢修時，發(fā)現部分車輛的輪緣潤滑裝置吊架存在較大裂紋，輕微錘擊后出現斷裂現象。為了探究吊架斷裂的主要機理，以3號車斷裂吊架為對象，對其斷口形貌進行測量與分析。

經現場測量，吊架斷口的厚度約為12.4 mm，螺栓安裝處板材厚度為10.7 mm，滿足圖紙T0000110081中板材厚度的最小尺寸要求，測量結果如圖1所示。

對斷口外觀形貌進行標記，如圖2所示，可知，斷裂發(fā)生在加強筋焊接的角焊縫所在的截面位置，開裂截面為吊架有效面積的最小處，斷口無明顯的塑性變形，斷口表面被輪緣潤滑塊摩擦下來的碳粉及空氣中的灰塵覆蓋，呈黑灰色。在斷口加強筋右側可見一處明顯的疲勞弧線，初步判定斷裂是由疲勞引起的。

(a)瞬斷區(qū)交匯

在吊座斷口附近取焊縫試樣進行標記，如圖3所示，可知，加強筋兩側焊縫熔合深度不對稱，在斷口左側焊縫位置發(fā)現了焊接未熔合缺陷。

(a)焊縫熔合深度不對稱

為了進一步分析斷裂原因，利用掃描電鏡對圖3中的斷口進行觀察，裂紋源位置及其微觀形貌如圖4所示。由圖4可知，裂紋源位于加強筋端面左、右兩角焊縫位置，由角焊縫中焊接未熔合缺陷處起源；左側裂紋源位置被磨損，右側疲勞擴展區(qū)可見明顯的疲勞弧線，疲勞弧線細密，疲勞擴展區(qū)占斷口90%以上，說明吊座承受高頻交變小載荷作用；兩裂紋源擴展過程在中間交匯，并在兩源中間位置形成一條交匯臺階，交匯后繼續(xù)擴展直至完全斷裂。

(a)斷口裂紋源位置

通過對斷口焊縫裂紋源的微觀組織觀察可知，在加強筋兩側的角焊縫端頭位置有焊接氧化皮及焊瘤缺陷存在，該位置可能為焊接引弧或收弧位置，且在疲勞擴展區(qū)內出現多條二次裂紋，如圖5所示。

(a)裂紋源a處焊瘤

1.2 組織分析

對吊架斷口進行金相組織分析，得到其組織結構如圖6所示，可知，吊架斷口處的晶粒度為9級，金相組織為鐵素體和珠光體，組織未見異常，帶狀組織方向與斷口平行。

(a)吊架斷口金相組織

綜合上述組織性能分析可知，吊架斷口處焊縫內部存在焊接未熔合缺陷，以及焊接熔深不對稱問題。在運行過程中，焊接缺陷位置的載荷達到材料疲勞極限時，疲勞裂紋產生，且擴展區(qū)占斷口的90%以上，為典型的低應力疲勞。在疲勞擴展區(qū)中可清晰地觀察到疲勞裂紋，且間距較小，為典型的高周疲勞，斷口中心偏安裝面一側形成的疲勞交匯臺階，說明存在與軌道方向平行的反復彎曲應力，并在列車構架等各種振動循環(huán)載荷作用下不斷擴展，最終開裂。在吊架縱截面中心部位存在帶狀組織，且延伸方向與斷面平行，說明該組織抑制疲勞裂紋擴展的能力較差。可見，從材料學的角度可得，焊接未熔合缺陷是導致吊架疲勞斷裂的主要原因。

2 輪緣潤滑裝置吊架線路試驗分析

為了驗證現有結構設計的抗疲勞性能，依據吊架出現裂紋或斷裂故障的區(qū)域，進行列車運行時的應力狀態(tài)測試。以出現裂紋故障列車的4車3軸的兩個輪緣潤滑裝置支架為對象，共布置12個測點，具體位置及方向如圖7所示。

(a)左側測點 (b)右側測點

列車在正常線路運行時，可通過動應力測試系統監(jiān)測各個測點應變與時間的變化關系，獲得相應的時域圖，其中測點L03的時域圖見圖8。由圖8可知，在整個測試時間段內，應變呈現大幅度振蕩，說明列車運行過程傳遞給吊架的振動使加強筋焊縫處出現較強的周期性循環(huán)載荷。

(a)測點L03-A的時域圖

采用雨流計數法對動應力試驗中所采集的應力-時間歷程進行處理，并基于Miner線性疲勞累計損傷法則和IIW標準推薦的材料S-N曲線進行損傷計算，其表達式為[10]

(1)

式中，L1為試驗測試走行公里數；L為壽命周期內運行總里程；m、C為材料常數；σ-1ai、ni分別為第i級應力和對應的循環(huán)次數。

根據地鐵車輛運行360萬公里的服役壽命要求，將單次運行里程及線路測試獲得的數據代入式(1)，進行各個測點損傷計算，各測點的累計損傷值見表1。

表1 吊架各測點損傷值

由表1可知，在吊架加強筋焊接的角焊縫處布置的12個測點中，有10個測點損傷值大于1，且其中8個測點嚴重超標，說明該位置的疲勞性能極差，結構設計不滿足線路運行要求，從線路試驗角度證明了吊架斷裂的主要原因并非僅是焊接未熔合缺陷，該吊架從結構設計上也存在一定的缺陷。但線路測試的測點有限，影響因素較多，測試結果有必要與理論計算結果進行對比，以驗證其準確性。

3 輪緣潤滑裝置吊架結構性能仿真分析

3.1 靜強度分析

為了保證吊架建模的精度，結構整體采用Solid187單元，連接螺栓采用Beam188單元，潤滑裝置的重心采用Mass21單元，采用剛性元CERIG模擬各螺栓間的連接，有限元模型如圖9所示。根據EN1374: 2011和UIC615-4標準規(guī)定，對吊架施加超常載荷工況，主要包含X、Y和Z方向的各種加速度，以及X、Y、Z、XOY、YOZ、ZOX方向的全約束，靜強度分析計算工況見表2，其中g=9.81 m/s2，“+”為加速度的正向，“-”為加速度的反向。

圖9 吊架有限元模型

表2 靜強度載荷工況

地鐵車輛計算結構靜強度時，以當量應力為基準，其標準為：在超常載荷工況下，母材當量應力應小于相應材料S=1時的許用應力，焊縫當量應力應小于相應材料S=1.1時的許用應力。本文所采用的當量應力計算式為

(2)

式中，σe為當量應力；σi為主應力(i=1,2,3)。

根據圖9和表2，計算吊架在超常載荷工況下的靜強度，應力云圖見圖10。

(a)工況1 (b)工況2

由圖10可知，工況3、4、5、6下的最大應力主要發(fā)生在母材上，且應力較小，安全系數較高；而工況1、2、7、8的最大應力主要發(fā)生在加強筋角焊縫處，且數值較大，最大值為294 MPa，超出所用材料的屈服強度值275 MPa，說明在靜態(tài)載荷作用下吊架在加強筋角焊縫處的靜強度不滿足設計要求。

3.2 疲勞強度分析

吊架的疲勞強度仿真是從理論角度評估其疲勞性能是否滿足標準要求的主要方法，能夠更為全面地對結構進行評估。對焊縫區(qū)域的材料利用率進行計算分析，可以初步獲得疲勞強度薄弱部位。為此，根據標準規(guī)定利用表3中提供的疲勞組合工況對吊架進行加載，約束為X、Y、Z、XOY、YOZ、ZOX方向的全約束，通過編制相應程序實現材料利用率的計算。

表3 疲勞強度載荷工況

根據材料利用率的定義，其表達式為

ρ1=Sn/S-1

(3)

式中，ρ1為材料利用率；Sn為計算應力幅值，S-1為材料許用應力幅值。

由式(3)可知，材料利用率值越大，吊架越容易產生疲勞破壞，反之，吊架越容易滿足疲勞強度要求。當材料利用率超過1時，吊架結構一定不滿足疲勞強度要求。

吊架的材質為非合金結構鋼材質，其材料的抗疲勞性能取值應依據疲勞極限圖(MKJ圖)，如圖11所示。該圖為2.0×106次循環(huán)、99.5%幸存概率所對應的疲勞極限。

圖11 疲勞極限圖

依據MKJ圖，對8組工況進行組合，計算吊架焊縫處的材料利用率，分析結果如圖12所示。由圖12可知，藍色云圖為吊架焊縫區(qū)域材料利用率小于1的位置，而加強筋焊縫頂端的材料利用率為1.161，不滿足吊架疲勞強度的標準要求。綜合有限元分析結果可知，吊架在加強筋焊縫處的靜強度、疲勞強度均不滿足標準要求，且其超標位置與斷裂位置一致，說明在設計時該位置存在疲勞斷裂風險。

圖12 吊架焊縫材料利用率

綜上所述，通過從材料組織性能、結構線路試驗和理論仿真分析三個方面對地鐵車輛輪緣潤滑裝置吊架斷裂的分析可知，吊架斷裂的主要原因為低應力高周疲勞引發(fā)的疲勞斷裂，由加強筋角焊縫中未熔合缺陷引起，并在列車構架等各種振動循環(huán)載荷作用下不斷擴展。線路試驗和有限元仿真結果也同時證明，在吊架加強筋角焊縫處存在因設計不合理導致的疲勞性能不滿足標準和線路運行要求的問題，這是導致吊架斷裂的首要原因。三種方法相結合，實現了吊架斷裂機理的系統分析。

4 輪緣潤滑裝置吊架結構改進及驗證

通過對原始結構的有限元仿真和實際線路測試可知，原始結構在中間變窄部位與筋板根部焊接位置在一條水平線上，存在應力集中現象，導致運行過程中極易出現裂紋。因此，提出將中間變窄的角度放緩，筋板加長至焊接板邊緣的結構改進方案。同時，為提高焊接質量，避免焊接未熔合現象，材料替換為S355J2W，更改后的結構如圖13所示。

圖13 吊架結構改進方案

根據第3節(jié)給出的靜強度和疲勞強度仿真分析工況，對新型輪緣潤滑裝置吊架進行仿真分析，8個工況下的計算結果對比見表4，新型吊架結構焊縫處的材料利用率如圖14所示。

表4 吊架結構改進前后應力對比

圖14 新型吊架焊縫材料利用率

由表4可知，新型吊架結構在工況1、2、7、8的最大應力均有所降低，遠小于結構所用材質S355J2W的屈服強度355 MPa；雖然工況3、4、5、6下的最大應力均有所增大，但仍遠小于材料的屈服強度，說明新型吊架的靜強度滿足標準要求。由圖14可知，在疲勞載荷作用下，新型吊架結構的材料最大利用率為0.544，小于所允許的材料利用率1，說明新型吊架的疲勞強度也滿足標準要求。通過對新型吊架結構的焊縫進行探傷，未發(fā)現焊接缺陷，說明焊接質量滿足要求。

根據仿真分析結果及舊結構出現的裂紋區(qū)域，進行新型結構的測點布置。選取筋板根部及根部兩側，結構中間變窄位置，共布置7個測點，如圖15所示。通過正常線路運行測試，得到各個測點的時域圖，并基于式(1)計算各測點的損傷值，其中部分測點的時域圖見圖16，各測點的損傷值見表5。

圖15 新型吊架測點布置圖

(a)測點N01時域圖

表5 新型吊架各測點損傷值

由圖16可知，新型吊架測點微應變在相同線路運行時間內的波動幅值明顯小于舊結構，說明在相同外界激擾條件下新型吊架的振動較小，從而使加強筋板附近的應變片變化較小。由表5可知，各測點的損傷值均遠小于1，說明新型吊架的疲勞性能滿足線路運行的要求，且與有限元分析結果一致，驗證了理論分析的正確性。

5 結論

(1)針對地鐵車輛輪緣潤滑裝置吊架斷裂問題，從材料、試驗和理論角度提出組織性能分析、線路測試和有限元仿真相結合的機理分析方法，彌補了傳統機理研究方法單一、分析不全面的不足。

(2)吊架斷口的組織性能分析表明，吊架加強筋角焊縫內部存在未熔合缺陷，并在外界各種振動循環(huán)載荷作用下不斷擴展，最終產生低應力高周疲勞斷裂。此外，吊架原材料內部帶狀組織抗疲勞能力較差，在裂紋擴展期間有促進作用。

(3)線路試驗表明，吊架疲勞斷裂主要在于運行過程中受到較強的交變載荷作用，與材料分析中的低應力高周疲勞相吻合；在12個測點中，10個測點的損傷值超標，最大值為43.2，表明吊架結構在設計方面存在嚴重缺陷，不滿足線路運行要求。

(4)有限元分析表明，吊架靜強度的最大值為294.0 MPa，不滿足標準要求，應力集中點在加強筋角焊縫處；疲勞強度結果顯示的焊縫材料最大利用率為1.161，超標焊縫為加強筋角焊縫。兩種分析結果均與吊架斷口位置吻合。

(5)改進加強筋結構、材料及焊接質量后，有限元分析和線路試驗結果均滿足標準要求，且具有較大的安全余量，可顯著增長吊架的服役壽命。