全俊奎，賈洪洋

（廣州地鐵集團(tuán)有限公司運(yùn)營事業(yè)總部，廣州 510310）

0 引言

廣州地鐵L型車（直線電機(jī)車型）轉(zhuǎn)向架主要分為兩種，一種是由龐巴迪公司研究開發(fā)、設(shè)計(jì)制造的BM3000-LIM型直線電機(jī)轉(zhuǎn)向架，如圖1所示；另外一種是由中車青島四方機(jī)車車輛股份有限公司研究開發(fā)的新型城市軌道車輛轉(zhuǎn)向架（SDB-LIM型轉(zhuǎn)向架）。這兩種轉(zhuǎn)向架上的電機(jī)懸掛組件及高度調(diào)整裝置分別采用調(diào)節(jié)套筒和彈簧套筒的組合式和通過加調(diào)整墊片來調(diào)節(jié)電機(jī)高度，如圖2和圖3所示。在直線電機(jī)車輛中，為保證最佳的牽引力，直線電機(jī)的高度有嚴(yán)格的限制［1］。為了防止直線電機(jī)運(yùn)行過程中撞擊感應(yīng)板，電機(jī)高度嚴(yán)格控制在26.3～26.8 mm。目前在廣州地鐵L型車中，BM3000柔性轉(zhuǎn)向架存在直線電機(jī)懸掛裝置發(fā)生多次沉降的現(xiàn)象，對(duì)于列車運(yùn)營的安全帶來了較大的影響。電機(jī)下沉不僅會(huì)刮傷損壞直線電機(jī)的表面，也會(huì)刮傷電機(jī)感應(yīng)板［2］。該問題近幾年已經(jīng)出現(xiàn)多次，亟需找出故障發(fā)生的原因。本文主要針對(duì)懸掛梁各組件失效原因進(jìn)行分析，得出導(dǎo)致直線電機(jī)懸掛梁組件整體失效的過程及根本原因，從而對(duì)懸掛梁組件結(jié)構(gòu)提出改進(jìn)建議，并能為后續(xù)實(shí)際檢修維護(hù)提供指導(dǎo)建議，降低因懸掛梁組件失效而導(dǎo)致電機(jī)下沉的風(fēng)險(xiǎn)。

圖2 BM3000型轉(zhuǎn)向架電機(jī)調(diào)整裝置

圖1 BM3000柔性轉(zhuǎn)向架

圖3 SDB-LIM型轉(zhuǎn)向架的電機(jī)調(diào)整裝置

1 問題描述

廣州地鐵L型車相比于傳統(tǒng)車型，對(duì)直線電機(jī)的承載部件和高度調(diào)節(jié)裝置都有較高的要求。近年來，在廣州地鐵L型車中，多次出現(xiàn)直線電機(jī)下沉的現(xiàn)象。表1所示為2017年以來懸掛梁組件失效導(dǎo)致直線電機(jī)下沉的幾起故障及其表現(xiàn)，且發(fā)生懸掛梁組件失效的均為BM3000柔性轉(zhuǎn)向架電機(jī)懸掛組件。

表1 懸掛梁組件失效歷史故障表現(xiàn)

圖4所示為懸掛梁組件中高度調(diào)整裝置彈簧套筒相對(duì)調(diào)節(jié)套筒異常下沉，引起該點(diǎn)電機(jī)位置下沉，其表現(xiàn)為彈簧套筒下滑至調(diào)節(jié)套筒座。而當(dāng)電機(jī)高度正常時(shí)的電機(jī)高度調(diào)整裝置彈簧套筒相對(duì)于調(diào)節(jié)套筒的位置如圖5所示。

圖4 彈簧套筒相對(duì)調(diào)節(jié)套筒下沉

圖5 彈簧套筒相對(duì)調(diào)節(jié)套筒正常

2 問題分析

為分析BM3000柔性轉(zhuǎn)向架懸掛梁組件出現(xiàn)失效的原因，對(duì)其各組件出現(xiàn)的失效表現(xiàn)、材質(zhì)檢測分析、承載結(jié)構(gòu)強(qiáng)度等方面進(jìn)行探討。根據(jù)前面對(duì)歷史故障的統(tǒng)計(jì)，其組件中主要失效的零部件為M10雙頭螺柱發(fā)生斷裂，調(diào)節(jié)套筒和彈簧套筒螺紋結(jié)構(gòu)出現(xiàn)失效滑牙。

圖6所示為BM3000柔性轉(zhuǎn)向架懸掛梁組件安裝爆炸圖。

圖6 懸掛梁組件高度調(diào)整裝置

2.1 M10雙頭螺柱斷裂分析

圖7 所示為M10正常螺栓和斷裂螺栓的外觀，可以發(fā)現(xiàn)斷裂螺栓表面銹蝕嚴(yán)重。通過宏觀觀察螺栓斷裂口處，發(fā)現(xiàn)螺柱斷面有較多的銹蝕，斷口呈現(xiàn)放射狀，初步判斷裂紋起源于螺柱外表面并向內(nèi)擴(kuò)展。

圖7 M10雙頭螺柱外觀圖及斷口宏觀形貌

為判斷M10雙頭螺柱斷裂原因是否由加工制造工藝參數(shù)不合格的問題導(dǎo)致，通過測量失效螺柱的成分參數(shù)及觀察表面形貌，發(fā)現(xiàn)其與新的雙頭螺柱的參數(shù)及形貌一致。另外通過對(duì)螺栓材料進(jìn)行檢測發(fā)現(xiàn)螺栓中C含量偏低而Gr的含量偏高（其中C含量檢測為0.330%，標(biāo)準(zhǔn)要求為0.42%～0.50%；Gr含量檢測為0.961%，標(biāo)準(zhǔn)要求為小于0.25%）。由于該M10螺柱的C含量偏低，降低了原本設(shè)計(jì)所需的力學(xué)性能。Gr元素的成分超標(biāo)顯著，增加了材料的硬脆性以及在材料中形成雜質(zhì)的可能性，這與圖8所示SEM微觀觀察中所發(fā)現(xiàn)的雜質(zhì)現(xiàn)象較符合。因此，元素含量超標(biāo)是M10雙頭螺柱斷裂的原因之一。

通過從宏觀層面對(duì)M10雙頭螺柱的失效斷裂原因的分析發(fā)現(xiàn)，無法從根本上準(zhǔn)確判斷M10雙頭螺柱斷裂的原因。因此，通過對(duì)斷口的微觀形貌觀察判斷斷裂的形式是分析失效部件受力的一種常見方式。

如圖9所示，通過SEM分析觀察，在M10螺柱斷口處存在較多的韌窩現(xiàn)象。通過進(jìn)一步觀察裂紋斷口和擴(kuò)展尾端，在裂紋擴(kuò)展尾端發(fā)現(xiàn)較大的韌窩，并伴隨有穿晶和沿晶斷裂。根據(jù)Derek Hull等［3］的研究，當(dāng)在裂紋擴(kuò)展尾端出現(xiàn)韌窩及穿晶和沿晶斷裂時(shí)，材料的斷裂往往是在較大的沖擊載荷下發(fā)生斷裂。因此可以判斷出M10雙頭螺栓的失效原因?yàn)榱熊囘\(yùn)行時(shí)，鎖緊墊片或者止動(dòng)擋板對(duì)M10雙頭螺柱的不斷剪切沖擊振動(dòng)，最終導(dǎo)致M10雙頭螺柱發(fā)生斷裂。

圖8 SEM微觀觀察發(fā)現(xiàn)端口中含雜質(zhì)

圖9 斷口處裂紋形貌

2.2 調(diào)節(jié)套筒和彈簧套筒螺紋失效分析

已知調(diào)節(jié)套筒和彈簧套筒的材料均為35CrMo。通過對(duì)調(diào)節(jié)套筒和彈簧套筒的材料組分進(jìn)行檢測發(fā)現(xiàn)：調(diào)節(jié)套筒的成分合格，而彈簧套筒的成分中Mo元素的成分百分?jǐn)?shù)為0.141%，略低于標(biāo)準(zhǔn)要求（0.15%～0.25%）。通過查閱相關(guān)資料［4］，可知Gr－Mo材料中，Mo元素的主要作用是提高材料強(qiáng)度和耐熱性。因此，彈簧套筒中Mo元素成分不足可能導(dǎo)致彈簧套筒因強(qiáng)度不足而出現(xiàn)螺紋失效。

同時(shí)從圖10～11的螺紋形貌比較可以看出，調(diào)節(jié)套筒和彈簧套筒的螺紋牙出現(xiàn)傾斜，初步判斷為螺紋的抗彎強(qiáng)度不足導(dǎo)致。

圖10 調(diào)節(jié)套筒牙型比較

圖11 彈簧套筒牙型比較

另外，如圖12所示，可觀察到在螺紋連接的根部出現(xiàn)明顯的螺紋損壞現(xiàn)象。綜合分析可知，失效彈簧套筒和調(diào)節(jié)套筒的螺紋處承受較大的軸向載荷，在軸向載荷的不斷沖擊下螺紋牙磨損導(dǎo)致調(diào)節(jié)套筒與彈簧套筒松動(dòng)。

圖12 失效調(diào)節(jié)套筒、彈簧套筒螺紋損壞處

3 結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析

調(diào)節(jié)套筒和彈簧套筒是通過螺紋連接的方式安裝的，其全部的承載力都是靠螺紋的配合面支撐。在列車運(yùn)行時(shí)，承受高頻的軸向載荷，因此，在螺紋牙斜面也會(huì)承受載荷力［5－6］。從調(diào)節(jié)套筒和彈簧套筒組件失效的情況可知，兩者的主要失效方式是螺紋磨損滑牙。因此，該結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度分析主要是分析螺紋配合面的強(qiáng)度。

已知調(diào)節(jié)套筒和彈簧套筒的材料為35 GrMo，其材料屬性參數(shù)如表2所示。

表2 35GrMo材料屬性

從懸掛梁組件的安裝及結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)可知，懸掛梁組件承受著直線電機(jī)、垂向吊桿（5根）以及懸掛梁（2根）的質(zhì)量。根據(jù)維修手冊數(shù)據(jù)，各部件的質(zhì)量如表3所示。

表3 懸掛梁承載各部件質(zhì)量

圖13所示為普通螺紋的基本形狀，其中p為螺距，H為螺紋原始三角形高度，H＝0.866p。

圖13 螺紋的基本形狀

螺紋連接的強(qiáng)度校核主要包含螺紋的抗剪切強(qiáng)度計(jì)算、螺紋的抗彎強(qiáng)度計(jì)算以及螺紋面的抗擠壓強(qiáng)度計(jì)算。其在靜態(tài)載荷下的具體計(jì)算公式［7］如下。

（1）螺紋的抗剪切強(qiáng)度校驗(yàn)：式中：F為承載力；Kz為螺紋各牙載荷不均勻系數(shù)，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)值約為0.96；d1為螺紋小徑；b為螺紋根部寬度，b＝0.75p；h為螺紋牙的工作高度，取值為h＝0.625H；z為承載螺紋旋合圈數(shù)。

已知調(diào)節(jié)套筒和彈簧套筒螺紋連接的旋合長度為28 mm，螺距p＝2 mm，可得其承載螺紋旋合圈數(shù)z＝14。

根據(jù)調(diào)節(jié)套筒和彈簧套筒的材料屬性參數(shù)可知，調(diào)節(jié)套筒和彈簧套筒為塑性材料，其屈服強(qiáng)度σs＝835 MPa。由于35GrMo材料的伸長率δ＞12%，其為塑性材料，其安全系數(shù)取值范圍為1.5～2.0，這里取最大安全系數(shù)值n＝2.0，則相應(yīng)的許用應(yīng)力為：

另外，車輛運(yùn)行時(shí)，承受著來自輪對(duì)及軌道的沖擊載荷力，承受的載荷并非靜載荷。因此，在螺紋強(qiáng)度計(jì)算過程中，考慮動(dòng)載荷因數(shù)是必要的。根據(jù)朱萍和唐衛(wèi)清［8］的研究，螺紋連接的動(dòng)載荷系數(shù)可以取值為Kd＝2.0。

另外，螺紋根部存在應(yīng)力集中現(xiàn)象，在計(jì)算過程中，需要充分考慮載荷作用下的應(yīng)力集中系數(shù)。根據(jù)杜興運(yùn)等［9］關(guān)于螺栓桿應(yīng)力集中系數(shù)的研究可知，螺紋應(yīng)力集中系數(shù)可取值為Kα＝5.0。

根據(jù)調(diào)節(jié)套筒和彈簧套筒組件承載重量，可以計(jì)算出單套螺紋組件的靜態(tài)承載力為：

另外，調(diào)節(jié)套筒和彈簧套筒組件承受M42螺母350 N·m的扭緊力矩，則根據(jù)扭矩的計(jì)算公式：T=K×F0×d，可得：

式中：K為擰緊力矩系數(shù)（無量綱），由于M42鎖緊螺母接觸表面為鍍鋅層，其系數(shù)范圍為0.18～0.22，此處取值0.2；F0為預(yù)緊力大??；d為螺紋的公稱直徑。

因此，懸掛梁組件總的承載力為：

根據(jù)螺紋連接動(dòng)載荷與靜載荷之間的關(guān)系以及考慮螺紋根部應(yīng)力集中的影響，則螺紋最大的抗剪切強(qiáng)度為：

因此，從上面的強(qiáng)度計(jì)算分析可知，調(diào)節(jié)套筒和彈簧套筒螺紋組件的抗剪切強(qiáng)度和抗擠壓強(qiáng)度符合強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求，但是螺紋的抗彎強(qiáng)度設(shè)計(jì)非常接近設(shè)計(jì)的許用強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求。另外由于彈簧套筒的材料成分中Mo含量偏低，增大了其強(qiáng)度不足失效的風(fēng)險(xiǎn)。在長期的振動(dòng)載荷下，螺紋面易出現(xiàn)因抗彎強(qiáng)度不足而出現(xiàn)螺紋傾斜現(xiàn)象，這與試驗(yàn)中觀察得到的螺紋失效面情況一致。因此，可以確認(rèn)為該螺紋組件的失效行為是由螺紋設(shè)計(jì)中的抗彎強(qiáng)度不足導(dǎo)致的。在長期的振動(dòng)載荷作用下，出現(xiàn)螺紋傾斜而導(dǎo)致滑牙，進(jìn)一步加劇懸掛梁組件的振動(dòng)。

4 結(jié)束語

本文主要分析了L型車BM3000柔性轉(zhuǎn)向架懸掛梁組件失效的原因，得出懸掛梁組件失效的主要原因是調(diào)節(jié)套筒和彈簧套螺紋面由于抗彎強(qiáng)度不足，在列車運(yùn)行時(shí)的振動(dòng)沖擊力作用下導(dǎo)致失效滑牙。當(dāng)彈簧套筒與彈簧套筒螺紋配合面失效后兩者發(fā)生相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，將導(dǎo)致組件中M42鎖緊螺母和止動(dòng)擋板松動(dòng)。在止動(dòng)擋板的不斷剪切沖擊下，螺栓M10在應(yīng)力集中處發(fā)生剪切斷裂。為了解決調(diào)節(jié)套筒和彈簧套筒螺紋配合面強(qiáng)度不足導(dǎo)致失效的問題，可根據(jù)結(jié)構(gòu)安排適當(dāng)增大螺紋螺距或者增大調(diào)節(jié)套筒和彈簧套筒的直徑，增加螺紋結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度來提高調(diào)節(jié)套筒和彈簧套筒的配合強(qiáng)度，從而降低直線電機(jī)懸掛梁組件失效風(fēng)險(xiǎn)。