地铁车辆一系钢弹簧断裂研究

赵 勇，吕子雷

（云南京建轨道交通投资建设有限公司，云南昆明 650032）

1 引言

昆明地铁车辆转向架采用一系悬挂与二系悬挂两级减振技术，一系悬挂装置采用转臂式定位偏置式螺旋钢弹簧结构（含内簧与外簧）[1]，二级悬挂采用空气弹簧。每台转向架均配有4 组一系悬挂装置，位于转向架构架侧梁端部下方，如图1 所示。一系钢弹簧通过轴箱和轮对将车体与转向架的重量（垂向载荷）传递至轨道上，配合一系垂向减振器，用于衰减轮对的垂向冲击力，并确保轮对平行。该型车辆自2020 年上线载客运营以来，已发生36 起一系钢弹簧断裂故障，其中外簧断裂14 起，内簧断裂22 起，断裂的一系钢弹簧最小服役里程为13 万km，远未达到设计使用寿命 180 万km[1]。一系悬挂是高频振动的主要过滤部件，一系钢弹簧的断裂势必会加剧轮轨作用，并对转向架、车体造成较大程度影响，导致部件疲劳性断裂加速，且一系钢弹簧断裂失效往往发生在一瞬间，而车辆高速运行过程中，无法立即检测并停车检查，更无法及时对一系钢弹簧进行更换[2]，危及列车运行安全。文章从一系钢弹簧断口分析、动力学试验、疲劳强度校核等方面入手，得出昆明地铁车辆一系钢弹簧断裂原因，以及提出相应优化改善措施。

图1 一系悬挂装置位置示意图

2 一系钢弹簧断口分析

一系钢弹簧断裂位置分布在上部或下部1.1～1.5圈位置，即第一有效圈断裂，断裂面与一系钢弹簧轴线呈约45°夹角，如图2 所示。从整个断口面积可知，疲劳裂纹扩展区较小，未到整个断口的 1/4，而瞬时断裂区较大，说明一系钢弹簧在运行中承受较大应力[3]。

图2 断裂位置

2.1 宏观检查

断面大部分区域呈深灰色瓷状，无金属光泽，断口周边无塑性变形，断口有明显裂纹源、扩展区、瞬断区，扩展区贝纹线特征明显，且观察到有明显疲劳台阶，最后瞬断区呈纤维状，整个断面属于典型疲劳断裂特征，如图3 所示。

图3 断面图

2.2 微观检查

将断口经超声波清洗后，置于扫描电镜中观察，在裂纹起始位置未发现明显的冶金缺陷，扩展区为疲劳辉纹形貌，最后瞬断区的微观组织均为韧窝+解理形貌，如图4 所示，属硬度较高材料的正常断裂形貌。

图4 断面电镜图

2.3 硬度检测

采用HR150-A 洛氏硬度计对断簧试样进行洛氏硬度检测，结果如表1 所示。由检测结果可知，断簧硬度值符合技术要求。

3 动力学分析

文献[4]分析一系钢弹簧模态特性，建立车轨耦合垂向振动模型，获得钢轨波磨和车轮多边形激励频率，结合一系钢弹簧的一阶模态频率，可知因共振加速了一系钢弹簧的疲劳性断裂。文献[5]对线路进行轨道不平顺测试与一系钢弹簧振动响应测试，测试结果表明轨道不平顺通过频率与一系钢弹簧固有频率相吻合是影响一系钢弹簧寿命的原因[6]。为分析昆明地铁车辆一系钢弹簧疲劳断裂原因，结合正线工况开展大量现场测试，包括径跳值采集、车轮不圆度测试、动应力测试、轮对镟修影响测试等。

3.1 轮对径跳值

一系钢弹簧断裂的时间与轮对镟修呈现一定关联性，2021 年8 月— 2022 年3 月发生22 起一系钢弹簧断裂，2022 年2 月— 8 月所有列车开始整车镟轮，从2022年3 月— 12 月未再出现断簧，直至2023 年1 月— 3 月发生14 起钢弹簧断裂。2023 年2 月所有列车开始第二轮整车镟轮，断簧情况又逐步缓解，所有发生断簧轮对距上次镟轮已运营超过10 万km，测量断簧侧轮对径跳值平均值为0.52 mm。

3.2 不圆度测试

按照国内地铁运维经验，车辆运行10 万km 后，车轮径跳值大部分在0.5 mm 以内，15 万km 左右基本达到或超过0.5 mm，因此镟修周期一般控制在一年或10～15 万km 范围内[6]。选取距离上次镟轮10 万km 的列车进行不圆度测试，结果如图5、图6 所示。对列车镟修后进行再次测试，测试数据如图7、图8 所示。

图6 镟修前A1 车3 轴不圆度、粗糙度测试数据

图7 镟修后A1 车2 轴不圆度、粗糙度测试数据

图8 镟修后A1 车3 轴不圆度、粗糙度测试数据

由图5～图8 及表2 所示，车辆运行10 万km 后，车轮不圆度主要集中在低阶，车轮最大径跳值已达到0.93 mm，根据镟床测量数据统计，径跳不小于0.5 mm 的车轮超过30%，车轮不圆度的发展速率相比于国内其他地铁车辆较快。

表2 镟修前后不圆度对比

3.3 应力响应测试

选择A1 动车和B1 拖车转向架，更换新制一系钢弹簧进行应力测试。动应力测点分别布置在内簧和外簧上部1.2 圈、中间圈和下部1.2 圈内侧，测点照片如图9 所示。

图9 测点布置图

3.3.1 动载系数

车辆分别在轮对镟修前与镟修后上线运行，采集一系钢弹簧动应力数据，发现列车动载系数在镟轮前最高达到5.61，而列车镟修后动载系数显著下降[6]，如图10～图13 所示。

图10 A1 车左侧轮对动载系数

图11 A1 车右侧轮对动载系数

图12 B1 车左侧轮对动载系数

图13 B1 车右侧轮对动载系数

3.3.2 强度校核

按照BS EN 13906-1-2013《圆形金属丝和棒材制柱形螺旋弹簧 计算和设计 压缩弹簧》[7]，对一系钢弹簧静、动态应力进行疲劳强度校核。

（1）静应力计算。一系钢弹簧参数如表3 所示，一系钢弹簧外簧及内簧剪切应力计算公式如下：

表3 钢弹簧参数

式（1）中，D为一系钢弹簧中径；d为一系钢弹簧料径；F为静载荷。满载外簧剪切应力τAW3外计算结果为368 MPa；空载外簧剪切应力τAW0外计算结果为220 MPa；满载内簧剪切应力τAW3内计算结果为418 MPa；空载内簧剪切应力τAW0内计算结果为256 MPa。根据BS EN 13906-1-2013《圆形金属丝和棒材制柱形螺旋弹簧 计算和设计 压缩弹簧》，当d=31.2 mm 时，一系钢弹簧的许用剪切应力τ为789 N/mm2，当d=21.6 mm 时，一系钢弹簧的许用剪切应力τ为831 N/mm2。因此钢弹簧的静强度满足要求。

（2）动应力计算。外簧、内簧弹簧指数W计算公式如下：

式（2）中，W外计算结果为6.66；W内计算结果为6.17。外簧、内簧应力纠正系数K计算公式如下：

式（3）中，K外计算结果为1.21；K内计算结果为1.23。当动载系数为50%时，外弹簧最大动态垂向载荷、最小动态垂向载荷计算公式如下：

式（4）、式（5）中，Fmax外计算结果为31 655 N；Fmin外计算结果为18 583 N。外弹簧的最大动态应力、最小动态应力计算公式如下：

式（6）中，τmax计算结果为668 MPa；τmin计算结果为 392 MPa。根据BS EN 13906-1-2013《圆形金属丝和棒材制柱形螺旋弹簧 计算和设计 压缩弹簧》Goodman曲线，当最小动态应力为392 MPa 时，外弹簧允许的最大剪切应力为710 MPa，因此外弹簧最大动态剪切应力小于 Goodman 曲线中规定的数值，弹簧疲劳强度满足要求。继续增大动载系数进行推算，当动载系数为70%时，计算得到最大动态剪切应力757 MPa，大于Goodman 曲线中允许最大动态剪应力755 MPa。同理推算当内簧动载系数为0.6 时，计算得到的最大动态剪切应力大于Goodman 曲线中允许的最大动态剪应力。从测试数据分析，镟修前动载系数已基本超过校核值，虽然轮对镟修后钢弹簧动载系数下降显著，但是仍有局部位置动载系数超出弹簧整体校核值，特别是内簧上部和下部1.2 圈，这2 处也是断簧次数最多的位置。

3.3.3 时频分析

通过力锤敲击试验模拟冲击信号得到安装状态下一系钢弹簧固有频率，如图14 所示。一系钢弹簧安装状态的内外簧一阶固有频率约为 60 Hz，外簧二阶固有频率约为85 Hz，内簧二阶固有频率约为80 Hz。根据测试时频数据，镟轮前内簧和外簧的上部1.2 圈和下部1.2圈频率范围很宽，覆盖了40～85 Hz 范围；镟轮后频率范围变窄，基本在60～80 Hz 之间，从全线测试数据可知未呈现明显的共振特征。

图14 钢弹簧固有频率

4 改善措施

偏置式一系螺旋钢弹簧结构在100 km/h、120 km/h速度等级的转向架上较为常见，一系钢弹簧断裂也逐渐成为转向架系统较为常见的问题，而断裂的原因也因车辆条件、线路条件、轮轨关系等因素各有不同，但改善的措施主要为2 个方向：①优化轮轨关系，降低外部激励能量，改善一系减振部件的振动环境，典型措施就是打磨钢轨波磨、钢轨接头或者镟修轮对；②提升钢弹簧自身的抗疲劳能力，如将端部制扁改为不制扁结构、改变弹簧悬挂阻尼、改变钢弹簧底座橡胶垫刚度、改变钢弹簧固有频率等方式。从应用的情况可知，优化轮轨关系，降低振动能量是应用最普遍，也是最直接有效的方式[8]。第二种方式在广州地铁、武汉地铁等部分线路列车上曾有应用，虽有些措施取得了一定效果，但是各线路列车运行条件不一致，并不完全具备推广性，具体问题仍需要具体分析。

5 结论

文章针对昆明地铁某型车一系钢弹簧断裂故障，通过断口理化分析、轮对状态调查、振动测试以及强度校核，得出以下结论。

（1）理化分析结果表明，断裂一系钢弹簧的硬度、化学成分以及表面脱碳层均满足标准要求，通过断口的疲劳辉纹、扩展及瞬断特征可以判断一系钢弹簧为疲劳断裂[9]。

（2）通过轮对状态调查发现轮对径跳值发展较快，且轮对镟修与一系钢弹簧断裂存在较强关联。通过振动测试发现轮对镟修前一系钢弹簧动应力，无法满足BS EN 13906-1-2013《圆形金属丝和棒材制柱形螺旋弹簧 计算和设计 压缩弹簧》疲劳强度要求。镟修后一系钢弹簧动载系数显著下降，振动情况得到大幅改善，轮对镟修后一系钢弹簧断裂次数也大幅下降。

（3）从时频数据分析，未发现由于轨道不平顺或轮对多边形产生某一激励频率从而导致一系钢弹簧共振的特征。

（4）通过日常检修密切观察轮对径跳值发展情况，控制镟修间隔在10 万km 以内，能够明显提高一系钢弹簧使用寿命。但是镟修次数过多会影响轮对的正常使用寿命，为保证轮对使用寿命，对于控制轮对不圆度发展速率问题，后续仍要积累数据进一步研究。

（5）从行业经验分析，通过采用轨道综合整治、钢轨打磨、轮对镟修等措施，虽能使断簧情况出现好转，但治理成本高[10]。因此在设计选型时应进一步提高一系钢弹簧的疲劳强度，尽量取大安全系数，优化设计结构提高一系钢弹簧自振频率。这才是解决一系钢弹簧断裂问题的根本措施。