地鐵車輛一系鋼彈簧斷裂研究

趙 勇，呂子雷

（云南京建軌道交通投資建設有限公司，云南昆明 650032）

1 引言

昆明地鐵車輛轉向架采用一系懸掛與二系懸掛兩級減振技術，一系懸掛裝置采用轉臂式定位偏置式螺旋鋼彈簧結構（含內簧與外簧）[1]，二級懸掛采用空氣彈簧。每臺轉向架均配有4 組一系懸掛裝置，位于轉向架構架側梁端部下方，如圖1 所示。一系鋼彈簧通過軸箱和輪對將車體與轉向架的重量（垂向載荷）傳遞至軌道上，配合一系垂向減振器，用于衰減輪對的垂向沖擊力，并確保輪對平行。該型車輛自2020 年上線載客運營以來，已發生36 起一系鋼彈簧斷裂故障，其中外簧斷裂14 起，內簧斷裂22 起，斷裂的一系鋼彈簧最小服役里程為13 萬km，遠未達到設計使用壽命 180 萬km[1]。一系懸掛是高頻振動的主要過濾部件，一系鋼彈簧的斷裂勢必會加劇輪軌作用，并對轉向架、車體造成較大程度影響，導致部件疲勞性斷裂加速，且一系鋼彈簧斷裂失效往往發生在一瞬間，而車輛高速運行過程中，無法立即檢測并停車檢查，更無法及時對一系鋼彈簧進行更換[2]，危及列車運行安全。文章從一系鋼彈簧斷口分析、動力學試驗、疲勞強度校核等方面入手，得出昆明地鐵車輛一系鋼彈簧斷裂原因，以及提出相應優化改善措施。

圖1 一系懸掛裝置位置示意圖

2 一系鋼彈簧斷口分析

一系鋼彈簧斷裂位置分布在上部或下部1.1～1.5圈位置，即第一有效圈斷裂，斷裂面與一系鋼彈簧軸線呈約45°夾角，如圖2 所示。從整個斷口面積可知，疲勞裂紋擴展區較小，未到整個斷口的 1/4，而瞬時斷裂區較大，說明一系鋼彈簧在運行中承受較大應力[3]。

圖2 斷裂位置

2.1 宏觀檢查

斷面大部分區域呈深灰色瓷狀，無金屬光澤，斷口周邊無塑性變形，斷口有明顯裂紋源、擴展區、瞬斷區，擴展區貝紋線特征明顯，且觀察到有明顯疲勞臺階，最后瞬斷區呈纖維狀，整個斷面屬于典型疲勞斷裂特征，如圖3 所示。

圖3 斷面圖

2.2 微觀檢查

將斷口經超聲波清洗后，置于掃描電鏡中觀察，在裂紋起始位置未發現明顯的冶金缺陷，擴展區為疲勞輝紋形貌，最后瞬斷區的微觀組織均為韌窩+解理形貌，如圖4 所示，屬硬度較高材料的正常斷裂形貌。

圖4 斷面電鏡圖

2.3 硬度檢測

采用HR150-A 洛氏硬度計對斷簧試樣進行洛氏硬度檢測，結果如表1 所示。由檢測結果可知，斷簧硬度值符合技術要求。

3 動力學分析

文獻[4]分析一系鋼彈簧模態特性，建立車軌耦合垂向振動模型，獲得鋼軌波磨和車輪多邊形激勵頻率，結合一系鋼彈簧的一階模態頻率，可知因共振加速了一系鋼彈簧的疲勞性斷裂。文獻[5]對線路進行軌道不平順測試與一系鋼彈簧振動響應測試，測試結果表明軌道不平順通過頻率與一系鋼彈簧固有頻率相吻合是影響一系鋼彈簧壽命的原因[6]。為分析昆明地鐵車輛一系鋼彈簧疲勞斷裂原因，結合正線工況開展大量現場測試，包括徑跳值采集、車輪不圓度測試、動應力測試、輪對鏇修影響測試等。

3.1 輪對徑跳值

一系鋼彈簧斷裂的時間與輪對鏇修呈現一定關聯性，2021 年8 月— 2022 年3 月發生22 起一系鋼彈簧斷裂，2022 年2 月— 8 月所有列車開始整車鏇輪，從2022年3 月— 12 月未再出現斷簧，直至2023 年1 月— 3 月發生14 起鋼彈簧斷裂。2023 年2 月所有列車開始第二輪整車鏇輪，斷簧情況又逐步緩解，所有發生斷簧輪對距上次鏇輪已運營超過10 萬km，測量斷簧側輪對徑跳值平均值為0.52 mm。

3.2 不圓度測試

按照國內地鐵運維經驗，車輛運行10 萬km 后，車輪徑跳值大部分在0.5 mm 以內，15 萬km 左右基本達到或超過0.5 mm，因此鏇修周期一般控制在一年或10～15 萬km 范圍內[6]。選取距離上次鏇輪10 萬km 的列車進行不圓度測試，結果如圖5、圖6 所示。對列車鏇修后進行再次測試，測試數據如圖7、圖8 所示。

圖6 鏇修前A1 車3 軸不圓度、粗糙度測試數據

圖7 鏇修后A1 車2 軸不圓度、粗糙度測試數據

圖8 鏇修后A1 車3 軸不圓度、粗糙度測試數據

由圖5～圖8 及表2 所示，車輛運行10 萬km 后，車輪不圓度主要集中在低階，車輪最大徑跳值已達到0.93 mm，根據鏇床測量數據統計，徑跳不小于0.5 mm 的車輪超過30%，車輪不圓度的發展速率相比于國內其他地鐵車輛較快。

表2 鏇修前后不圓度對比

3.3 應力響應測試

選擇A1 動車和B1 拖車轉向架，更換新制一系鋼彈簧進行應力測試。動應力測點分別布置在內簧和外簧上部1.2 圈、中間圈和下部1.2 圈內側，測點照片如圖9 所示。

圖9 測點布置圖

3.3.1 動載系數

車輛分別在輪對鏇修前與鏇修后上線運行，采集一系鋼彈簧動應力數據，發現列車動載系數在鏇輪前最高達到5.61，而列車鏇修后動載系數顯著下降[6]，如圖10～圖13 所示。

圖10 A1 車左側輪對動載系數

圖11 A1 車右側輪對動載系數

圖12 B1 車左側輪對動載系數

圖13 B1 車右側輪對動載系數

3.3.2 強度校核

按照BS EN 13906-1-2013《圓形金屬絲和棒材制柱形螺旋彈簧 計算和設計 壓縮彈簧》[7]，對一系鋼彈簧靜、動態應力進行疲勞強度校核。

（1）靜應力計算。一系鋼彈簧參數如表3 所示，一系鋼彈簧外簧及內簧剪切應力計算公式如下：

表3 鋼彈簧參數

式（1）中，D為一系鋼彈簧中徑；d為一系鋼彈簧料徑；F為靜載荷。滿載外簧剪切應力τAW3外計算結果為368 MPa；空載外簧剪切應力τAW0外計算結果為220 MPa；滿載內簧剪切應力τAW3內計算結果為418 MPa；空載內簧剪切應力τAW0內計算結果為256 MPa。根據BS EN 13906-1-2013《圓形金屬絲和棒材制柱形螺旋彈簧 計算和設計 壓縮彈簧》，當d=31.2 mm 時，一系鋼彈簧的許用剪切應力τ為789 N/mm2，當d=21.6 mm 時，一系鋼彈簧的許用剪切應力τ為831 N/mm2。因此鋼彈簧的靜強度滿足要求。

（2）動應力計算。外簧、內簧彈簧指數W計算公式如下：

式（2）中，W外計算結果為6.66；W內計算結果為6.17。外簧、內簧應力糾正系數K計算公式如下：

式（3）中，K外計算結果為1.21；K內計算結果為1.23。當動載系數為50%時，外彈簧最大動態垂向載荷、最小動態垂向載荷計算公式如下：

式（4）、式（5）中，Fmax外計算結果為31 655 N；Fmin外計算結果為18 583 N。外彈簧的最大動態應力、最小動態應力計算公式如下：

式（6）中，τmax計算結果為668 MPa；τmin計算結果為 392 MPa。根據BS EN 13906-1-2013《圓形金屬絲和棒材制柱形螺旋彈簧 計算和設計 壓縮彈簧》Goodman曲線，當最小動態應力為392 MPa 時，外彈簧允許的最大剪切應力為710 MPa，因此外彈簧最大動態剪切應力小于 Goodman 曲線中規定的數值，彈簧疲勞強度滿足要求。繼續增大動載系數進行推算，當動載系數為70%時，計算得到最大動態剪切應力757 MPa，大于Goodman 曲線中允許最大動態剪應力755 MPa。同理推算當內簧動載系數為0.6 時，計算得到的最大動態剪切應力大于Goodman 曲線中允許的最大動態剪應力。從測試數據分析，鏇修前動載系數已基本超過校核值，雖然輪對鏇修后鋼彈簧動載系數下降顯著，但是仍有局部位置動載系數超出彈簧整體校核值，特別是內簧上部和下部1.2 圈，這2 處也是斷簧次數最多的位置。

3.3.3 時頻分析

通過力錘敲擊試驗模擬沖擊信號得到安裝狀態下一系鋼彈簧固有頻率，如圖14 所示。一系鋼彈簧安裝狀態的內外簧一階固有頻率約為 60 Hz，外簧二階固有頻率約為85 Hz，內簧二階固有頻率約為80 Hz。根據測試時頻數據，鏇輪前內簧和外簧的上部1.2 圈和下部1.2圈頻率范圍很寬，覆蓋了40～85 Hz 范圍；鏇輪后頻率范圍變窄，基本在60～80 Hz 之間，從全線測試數據可知未呈現明顯的共振特征。

圖14 鋼彈簧固有頻率

4 改善措施

偏置式一系螺旋鋼彈簧結構在100 km/h、120 km/h速度等級的轉向架上較為常見，一系鋼彈簧斷裂也逐漸成為轉向架系統較為常見的問題，而斷裂的原因也因車輛條件、線路條件、輪軌關系等因素各有不同，但改善的措施主要為2 個方向：①優化輪軌關系，降低外部激勵能量，改善一系減振部件的振動環境，典型措施就是打磨鋼軌波磨、鋼軌接頭或者鏇修輪對；②提升鋼彈簧自身的抗疲勞能力，如將端部制扁改為不制扁結構、改變彈簧懸掛阻尼、改變鋼彈簧底座橡膠墊剛度、改變鋼彈簧固有頻率等方式。從應用的情況可知，優化輪軌關系，降低振動能量是應用最普遍，也是最直接有效的方式[8]。第二種方式在廣州地鐵、武漢地鐵等部分線路列車上曾有應用，雖有些措施取得了一定效果，但是各線路列車運行條件不一致，并不完全具備推廣性，具體問題仍需要具體分析。

5 結論

文章針對昆明地鐵某型車一系鋼彈簧斷裂故障，通過斷口理化分析、輪對狀態調查、振動測試以及強度校核，得出以下結論。

（1）理化分析結果表明，斷裂一系鋼彈簧的硬度、化學成分以及表面脫碳層均滿足標準要求，通過斷口的疲勞輝紋、擴展及瞬斷特征可以判斷一系鋼彈簧為疲勞斷裂[9]。

（2）通過輪對狀態調查發現輪對徑跳值發展較快，且輪對鏇修與一系鋼彈簧斷裂存在較強關聯。通過振動測試發現輪對鏇修前一系鋼彈簧動應力，無法滿足BS EN 13906-1-2013《圓形金屬絲和棒材制柱形螺旋彈簧 計算和設計 壓縮彈簧》疲勞強度要求。鏇修后一系鋼彈簧動載系數顯著下降，振動情況得到大幅改善，輪對鏇修后一系鋼彈簧斷裂次數也大幅下降。

（3）從時頻數據分析，未發現由于軌道不平順或輪對多邊形產生某一激勵頻率從而導致一系鋼彈簧共振的特征。

（4）通過日常檢修密切觀察輪對徑跳值發展情況，控制鏇修間隔在10 萬km 以內，能夠明顯提高一系鋼彈簧使用壽命。但是鏇修次數過多會影響輪對的正常使用壽命，為保證輪對使用壽命，對于控制輪對不圓度發展速率問題，后續仍要積累數據進一步研究。

（5）從行業經驗分析，通過采用軌道綜合整治、鋼軌打磨、輪對鏇修等措施，雖能使斷簧情況出現好轉，但治理成本高[10]。因此在設計選型時應進一步提高一系鋼彈簧的疲勞強度，盡量取大安全系數，優化設計結構提高一系鋼彈簧自振頻率。這才是解決一系鋼彈簧斷裂問題的根本措施。