地铁车辆一系钢弹簧断裂研究.pdf

76MODERN URBAN TRANSIT 1/2024 现代城市轨道交通设备检修设备检修第一作者：赵勇,男,工程师引用格式：赵勇,吕子雷.地铁车辆一系钢弹簧断裂研究J.现代城市轨道交通,2024(01):76-82.ZHAO Yong,LV Zilei.A study on the fracture of primary steel springs for metro vehiclesJ.Modern Urban Transit,2024(01):76-82.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 km1。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。摘 要：针对昆明地铁车辆转向架频发一系钢弹簧断裂问题，对一系钢弹簧断口进行宏观与微观检查，并测量一系钢弹簧硬度，同时开展轮对径跳值测量以及不圆度测试。为进一步发现一系钢弹簧各应力之间关系，在一系钢弹簧上安装振动传感器及应力片，于正线开展振动测试，根据测试数据进行强度校核，结果显示镟修前一系钢弹簧动应力无法满足疲劳强度要求，而镟修后动载荷系数改善明显，一系钢弹簧断裂次数显著下降。基于分析结果，提出严格控制镟修间隔，降低一系钢弹簧动应力水平，延长一系钢弹簧使用寿命。最后，总结地铁车辆偏置式一系钢弹簧断裂的主要原因与改善措施，并建议在设计选型阶段需提高一系钢弹簧疲劳强度与固有振动频率，以减少断裂情况发生。关键词：地铁车辆；一系钢弹簧；断裂；测试中图分类号：U231地铁车辆一系钢弹簧断裂研究图 1 一系悬挂装置位置示意图11112 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DOI:10.20151/.cnki.1672-7533.2024.01.01277 现代城市轨道交通 1/2024 MODERN URBAN TRANSIT设备检修地铁车辆一系钢弹簧断裂研究劳裂纹扩展区较小，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。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。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。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。图 2 断裂位置图 3 断面图图 4 断面电镜图表 1 硬度检测对比 HRC试样编号检测值平均值技术要求0421-128948.549.55049.345 510436-151849.548.549490424-143248.749.449.549.23 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 月所有列车开始第二78MODERN URBAN TRANSIT 1/2024 现代城市轨道交通设备检修轮整车镟轮，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1015万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。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。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。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。3.3.2 强度校核按照 BS EN 13906-1-2013圆形金属丝和棒材制柱图 5 镟修前 A1 车 2 轴不圆度、粗糙度测试数据0.80.640.480.320.160车轮粗糙度幅值/mm阶次4 8 12 16 20 24 28 32c A1 车 2 轴左侧车轮粗糙度120150180210240300330300600.40.0-0.4-0.8-0.40.00.4不圆度幅值/mma A1 车 2 轴左侧车轮不圆度 0.80.640.480.320.160车轮粗糙度幅值/mm阶次4 8 12 16 20 24 28 32d A1 车 2 轴右侧车轮粗糙度120150180210240300330300600.40.0-0.4-0.8-0.40.00.4不圆度幅值/mmb A1 车 2 轴右侧车轮不圆度 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：图 6 镟修前 A1 车 3 轴不圆度、粗糙度测试数据0.80.640.480.320.160车轮粗糙度幅值/mm阶次4 8 12 16 20 24 28 32c A1 车 3 轴左侧车轮粗糙度120150180210240300330300600.40.0-0.4-0.8-0.40.00.4不圆度幅值/mma A1 车 3 轴左侧车轮不圆度 0.80.640.480.320.160车轮粗糙度幅值/mm阶次4 8 12 16 20 24 28 32d A1 车 3 轴右侧车轮粗糙度120150180210240300330300600.40.0-0.4-0.8-0.40.00.4不圆度幅值/mmb A1 车 3 轴右侧车轮不圆度地铁车辆一系钢弹簧断裂研究79 现代城市轨道交通 1/2024 MODERN URBAN TRANSIT设备检修为 368 MPa；空载外簧剪切应力 AW0外计算结果为 220 MPa；满 载 内 簧 剪 切 应 力 AW3内计算 结 果 为 418 MPa；空 载 内簧剪切应力 AW0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 为789 N/mm2，当 d=21.6 mm 时，一系钢弹簧的许用剪切应力 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：W=Dd（2）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：K=W+0.5W-0.75（3）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：Fmax 外=F（1+50%）（4）Fmin 外=F（1+50%）（5）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：=8 DF d 3K（6）式（6）中，max计算结果为 668 MPa；min计算结果为 392 MPa。根据 BS EN 13906-1-2013圆形金属丝和图 7 镟修后 A1 车 2 轴不圆度、粗糙度测试数据0.20.160.120.080.040车轮粗糙度幅值/mm阶次4 8 12 16 20 24 28 32c A1 车 2 轴左侧车轮粗糙度120150180210240300330300600.30.0-0.3-0.6-0.30.00.3不圆度幅值/mma A1 车 2 轴左侧车轮不圆度 0.20.160.120.080.040车轮粗糙度幅值/mm阶次4 8 12 16 20 24 28 32d A1 车 2 轴右侧车轮粗糙度120150180210240300330300600.30.0-0.3-0.6-0.30.00.3不圆度幅值/mmb A1 车 2 轴右侧车轮不圆度 图 8 镟修后 A1 车 3 轴不圆度、粗糙度测试数据0.20.160.120.080.040车轮粗糙度幅值/mm阶次4 8 12 16 20 24 28 32c A1 车 3 轴左侧车轮粗糙度120150180210240300330300600.30.0-0.3-0.6-0.30.00.3不圆度幅值/mma A1 车 3 轴左侧车轮不圆度 0.20.160.120.080.040车轮粗糙度幅值/mm阶次4 8 12 16 20 24 28 32d A1 车 3 轴右侧车轮粗糙度120150180210240300330300600.30.0-0.3-0.6-0.30.00.3不圆度幅值/mmb A1 车 3 轴右侧车轮不圆度AW=8 DF d 3（1）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 AW3外计算结果地铁车辆一系钢弹簧断裂研究80MODERN URBAN TRANSIT 1/2024 现代城市轨道交通设备检修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表 2 镟修前后不圆度对比轮位低阶低阶水平/dB m-1高阶高阶水平/dB m-1径跳值mm备注A1-2L 140.91225.60.45镟修前A1-2R 139.3524.20.51A1-3L 147.610300.93A1-3R 14412290.63A1-2L 132.4519.10.15镟修后A1-2R 124.3108.30.08A1-3L 120.6615.10.12A1-3R 117.2148.30.07图 9 测点布置图图 10 A1 车左侧轮对动载系数外簧上部1.2 圈外簧中部外簧下部1.2 圈内簧上部1.2 圈内簧上部内簧下部1.2 圈43.532.521.510.50动载系数1.970.530.850.922.683.640.850.270.321.110.480.88镟修前 A1 车左侧轮对镟修后 A1 车左侧轮对图 11 A1 车右侧轮对动载系数外簧上部1.2 圈外簧中部外簧下部1.2 圈内簧上部1.2 圈内簧上部内簧下部1.2 圈3.532.521.510.50动载系数1.180.690.870.722.962.280.390.290.380.830.260.95镟修前 A1 车右侧轮对镟修后 A1 车右侧轮对图 12 B1 车左侧轮对动载系数外簧上部1.2 圈外簧中部外簧下部1.2 圈内簧上部1.2 圈内簧上部内簧下部1.2 圈32.521.510.50动载系数0.830.610.641.182.741.730.670.740.240.890.680.96镟修前 B1 车左侧轮对镟修后 B1 车左侧轮对图 13 B1 车右侧轮对动载系数外簧上部1.2 圈外簧中部外簧下部1.2 圈内簧上部1.2 圈内簧上部内簧下部1.2 圈6543210动载系数1.041.040.661.785.612.590.470.450.281.120.562镟修前 B1 车右侧轮对镟修后 B1 车右侧轮对表 3 钢弹簧参数类别中径 D/mm料径 d/mmAW3 静载荷F/NAW0 静载荷F/N外簧207.831.221 10312 644内簧133.321.612 3897 584地铁车辆一系钢弹簧断裂研究81 现代城市轨道交通 1/2024 MODERN URBAN TRANSIT设备检修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。参考文献1 聂显鹏,于春洋,李春来,等.钢弹簧故障对地铁转向架的性能影响分析 J.山东工业技术,2022(03):35-41.图 14 钢弹簧固有频率频率/Hz0.120.100.080.060.040.020.00频响函数/ms-2 N-1 构架垂向 轴箱垂向20 40 60 80 100b 小弹簧垂向响应频率/Hz0.120.100.080.060.040.020.00频响函数/ms-2 N-1 构架垂向 轴箱垂向20 40 60 80 100a 大弹簧垂向响应系钢弹簧固有频率，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。地铁车辆一系钢弹簧断裂研究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：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；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82MODERN URBAN TRANSIT 1/2024 现代城市轨道交通设备检修 NIE Xianpeng,YU Chunyang,LI Chunlai,et al.The effect analysis of the steel spring fracture on performance of metro bogieJ.Journal of Shandong Industrial Technology,2022(03):35-41.2 张顺,江超,孙业聪.地铁车辆钢弹簧断裂后的扭曲轨道通过安全性研究 J.机械科学与技术,2023,42(07):1050-1054.ZHANG Shun,JIANG Chao,SUN Yecong.Safety analysis of passing through twisted track after steel spring fracture of metro vehicleJ.Mechanical Science and Technology for Aerospace Engineering,2023,42(07):1050-1054.3 方配丰,熊晨彩,陈智江,等.地铁车辆一系簧断裂问题的试验研究 J.中国新技术新产品,2018(18):53-55.FANG Peifeng,XIONG Chencai,CHEN Zhijiang,et al.Experimental research on the problem of primary spring fracture in subway vehiclesJ.New Technology&New Products of China,2018(18):53-55.4 王衡禹.轨道不平顺对地铁车辆一系钢弹簧寿命的影响 J.电力机车与城轨车辆,2023,46(01):77-82.WANG Hengyu.Influence of track irregularity on the life of primary steel spring of metro vehicleJ.Electric Locomotives&Mass Transit Vehicles,2023,46(01):77-82.5 宗志祥.地铁车辆一系钢弹簧断裂问题研究 J.电力机车与城轨车辆,2022,45(06):121-127.ZONG Zhixiang.Study on fracture problem of primary steel spring of metro trainJ.Electric Locomotives&Mass Transit Vehicles,2022,45(06):121-127.6 熊晨彩.昆明市轨道交通某项目车辆振动试验报告R.湖南株洲:中车株洲电力机车有限公司,2022.7 EN 13906-1-2013 Cylindrical helical springs made from round wire and bar-Calculation and design Part1:Compression springsS.2013.8 袁浩智.广州地铁三号线北延段列车一系钢弹簧断裂原因分析及处理 J.轨道交通装备与技术,2015(01):32-34.YUAN Haozhi.Analysis and treatment of the cause of the fi rst series steel spring fracture in the north extension section of Guangzhou metro line 3 J.Rail Transportation Equipment and Technology,2015(01):32-34.9 崔利通,杨集友,曾一鸣,等.城际轨道交通动车组一系钢弹簧断裂故障问题研究 J.城市轨道交通研究,2021,24(02):38-43.CUI Litong,YANG Jiyou,ZENG Yiming,et al.Study on intercity rail transit emu primary steel spring fracture problemJ.Urban Mass Transit,2021,24(02):38-43.10 曾成,陈忠明.广州地铁某型车辆一系螺旋钢弹簧断裂问题分析 J.城市轨道交通研究,2018,21(09):145-147.ZENG Cheng,CHEN Zhongming.Fracture problem analysis of series 1 suspension helical spring on a certain type vehicle in Guangzhou metro J.Urban Mass Transit,2018,21(09):145-147.收稿日期 2023-07-28责任编辑 司玉林A study on the fracture of primary steel springs for metro vehiclesZHAO Yong,LV Zilei(Yunnan Jingjian rail transit investment and Construction Co.,Ltd.,Kunming Yunnan 650032,China)Abstract:In response to the frequent occurrence of primary steel spring fractures in the bogies of Kunming metro vehicles,macroscopic and microscopic inspections were conducted on the fracture surface of those primary steel springs.Furthermore,the hardness of the steel springs was also measured.Meanwhile,wheelset radial run-out measurements and out-of-roundness testing were carried out.To further elucidate the relationship between the stresses of primary steel springs,vibration sensors and strain gauges were installed on the primary steel springs,and vibration tests were conducted on the main line.Based on the acquired test data,strength verification tests were carried out.The results showed that the dynamic stress of the primary steel springs before wheelset lathing could not satisfy the fatigue strength requirements.In addition,the dynamic load improved signifi cantly after wheelset lathing,and the number of fractures of the primary steel springs signifi cantly decreased.Based on the analyzed results,it is suggested to strictly control the wheelset-lathing interval,reduce the dynamic stress level of the primary steel springs and extend the service life of the primary steel spring.At the same time,after summarizing the main factors and improvement measures for the fracture of offset primary steel springs in metro vehicles,it is suggested that the fatigue strength and natural frequency of primary steel springs should be increased in the design and type selection stage to reduce the occurrence of fractures.Keywords:metro vehicle,primary steel spring,fracture,test地铁车辆一系钢弹簧断裂研究