曾 成 陳忠明

(廣州地鐵集團(tuán)有限公司運營事業(yè)總部,510030，廣州//工程師)

金屬螺旋鋼彈簧廣泛應(yīng)用于地鐵車輛減振元件，在減振降噪方面扮演著重要的角色，對車輛舒適性和安全性也起著重要的作用[1]。

廣州地鐵某型車輛一系懸掛采用螺旋鋼彈簧組結(jié)構(gòu)，在運用過程中出現(xiàn)了鋼彈簧頻繁斷裂問題。月斷簧數(shù)量最高達(dá)25起。其中，95%發(fā)生在內(nèi)簧。對此，廣州地鐵運營單位建立了鋼彈簧斷裂數(shù)據(jù)庫，對大量的斷簧特征進(jìn)行了記錄統(tǒng)計，并多次組織對一系懸掛進(jìn)行動態(tài)測試。

觀察斷裂鋼彈簧斷口可明顯發(fā)現(xiàn)：斷裂源、貝紋線及剪切唇等特征。這是典型的疲勞斷裂。運營單位曾數(shù)次將斷裂鋼彈簧送第三方機(jī)構(gòu)檢測，但均未找到明確斷裂原因。經(jīng)檢測，斷裂鋼彈簧的材質(zhì)及機(jī)械性能也均符合相關(guān)要求。故推測鋼彈簧在服役過程中出現(xiàn)了超過材料疲勞極限的工況。

目前，關(guān)于地鐵車輛一系螺旋鋼彈簧斷裂失效的研究多圍繞材質(zhì)及彈簧制扁工藝展開討論。以低頻振動下的理想彈簧模型對靜強(qiáng)度及疲勞校核進(jìn)行計算[2]。在車輛動力學(xué)方面，文獻(xiàn)[3-4]對彈簧動態(tài)響應(yīng)及彈簧彈性波動展開了討論。2013年廣州地鐵運營單位組織測試一系螺旋鋼彈簧1.2圈位置的應(yīng)變，發(fā)現(xiàn)有明顯的40～80 Hz頻率作用痕跡。本文在分析統(tǒng)計現(xiàn)場斷裂鋼彈簧特征規(guī)律的基礎(chǔ)上，結(jié)合一系鋼彈簧在不同頻率位移激勵下的動態(tài)仿真結(jié)果，分析了鋼彈簧發(fā)生疲勞斷裂的原因，并提出了改善措施。

1 一系鋼彈簧的失效統(tǒng)計

統(tǒng)計時間為自2016年7月至2018年1月間。統(tǒng)計內(nèi)容為廣州地鐵某型車輛的斷簧情況。統(tǒng)計記錄包括斷裂一系鋼彈簧斷口類型、斷口位置、制扁部與有效圈間距等要素。

1.1 斷口類型

鋼彈簧的斷裂均屬于疲勞斷裂。根據(jù)斷裂源位置，將斷口分為并圈接觸線斷裂源斷口、簧絲內(nèi)側(cè)斷裂源斷口、多斷裂源斷口等3類。其中，在所有斷口中，并圈接觸線斷裂源斷口占57.1%，簧絲內(nèi)側(cè)斷裂源斷口占40.7%，多斷裂源斷口占2.2%。

1.2 斷裂位置

根據(jù)統(tǒng)計結(jié)果，斷簧頻次與轉(zhuǎn)向架是否帶動力無關(guān)，與車輛是動車、拖車無關(guān)，與斷簧是上端彈簧還是下端彈簧也無關(guān)。對鋼彈簧從制扁部端部開始記圈數(shù)，統(tǒng)計得到不同斷裂位置的占比(見表1)。由表1可見，斷口位置主要集中在1.0～1.6圈，即主要在第一有效圈斷裂。統(tǒng)計結(jié)果顯示，在這個位置的斷簧占總斷簧數(shù)的96.7%。

表1 不同斷裂位置的占比

1.3 部分有效圈并圈現(xiàn)象

在分析調(diào)研中，還發(fā)現(xiàn)了一種的現(xiàn)象：部分一系簧出現(xiàn)了第一有效圈與第二有效圈并圈磨損的現(xiàn)象，并留下了明顯的磨損掉漆現(xiàn)象。但在靜態(tài)或低頻振動下，即便AW3(重載)工況下也遠(yuǎn)未達(dá)到彈簧壓并載荷要求。可見，這點非常反常，是在分析斷簧原因中需著重關(guān)注的現(xiàn)象。

2 鋼彈簧強(qiáng)度校核及仿真

從斷簧特征可判斷：鋼彈簧斷裂時，其端圈與第一有效圈的接觸會造成應(yīng)力集中，從而出現(xiàn)裂紋源；同時，也有大量斷簧的斷裂源在簧絲內(nèi)側(cè)或者外側(cè)。這種情況并不能簡單地歸結(jié)為端圈接觸線處理及制造工藝的問題。由統(tǒng)計結(jié)果可知，斷裂位置絕大部分位于1.0～1.6圈，還沒有出現(xiàn)過超過2.0圈的情況。這說明第一有效圈是整個鋼彈簧運用過程中疲勞累計損傷最嚴(yán)重的位置。

對列車運行過程中的軸箱垂向位移進(jìn)行測試。測試結(jié)果見圖1。由圖1可見，一系懸掛的軸箱垂向位移值主要為0～7 mm，幾乎未出現(xiàn)大于10 mm垂向位移；更未發(fā)現(xiàn)有超出彈簧設(shè)計動載荷的情況出現(xiàn)。

為進(jìn)一步找到各圈疲勞累計損傷不一致的原因，本研究采用有限元軟件對靜態(tài)及動態(tài)應(yīng)力進(jìn)行仿真分析。

圖1 一系懸掛軸箱的垂向位移

2.1 靜態(tài)應(yīng)力仿真計算

對一系鋼彈簧及橡膠座進(jìn)行有限元仿真。一系鋼彈簧(內(nèi)簧)主要參數(shù)見表2。

表2 一系鋼彈簧(內(nèi)簧)主要參數(shù)

對靜態(tài)AW0(空載)工況下一系鋼彈簧(內(nèi)簧)切應(yīng)力進(jìn)行計算。計算結(jié)果顯示，鋼彈簧最大切應(yīng)力出現(xiàn)在簧絲內(nèi)側(cè)，而彈簧各圈內(nèi)側(cè)位置的應(yīng)力水平大體相當(dāng)(見圖2)。靜態(tài)下端部第一有效圈并未出現(xiàn)應(yīng)力明顯比其它圈更惡劣的情況。

圖2 靜態(tài)AW0工況下彈簧各圈內(nèi)側(cè)切應(yīng)力值

2.2 動態(tài)應(yīng)力仿真計算

在鋼彈簧的使用過程中，隨著位移激勵頻率增加，鋼彈簧軸向波動效應(yīng)將會越發(fā)明顯，其應(yīng)力及位移的傳播并不能再認(rèn)為是瞬間完成的。在某些頻率激勵下，甚至?xí)霈F(xiàn)明顯的節(jié)距不均勻現(xiàn)象。彈性波動在螺旋鋼彈簧中的傳遞速度為[5]：

(1)

式中：

c——鋼彈簧彈性波動傳遞速度；

α——螺旋鋼彈簧的升角。

根據(jù)式(1)計算可得，c約為36.7 m/s，且彈性波動在彈簧內(nèi)部軸向傳播時間t=0.007 9 s。

考慮到鋼彈簧橡膠座對200 Hz以上的頻率有較好的吸收作用，且彈簧應(yīng)變實測中發(fā)現(xiàn)明顯的40-80 Hz頻率成分。因此，仿真試驗對鋼彈簧橡膠座底部分別施加了相同幅值的10 Hz和45 Hz正弦位移激勵。圖3～4為鋼彈簧兩端第一有效圈和中間圈(4.5圈位置)內(nèi)側(cè)應(yīng)力-時間歷程的仿真計算結(jié)果。

圖3 10 Hz正弦位移激勵(1.5 mm)下應(yīng)力-時間曲線

圖4 45 Hz正弦位移激勵(1.5 mm)下應(yīng)力-時間曲線

如圖4所示，加載45Hz激勵時約為0.008 3s，與前述的理論計算基本一致，驗證了仿真正確性。同時45Hz激勵導(dǎo)致彈簧出現(xiàn)明顯軸向彈性波動，鋼彈簧各圈節(jié)距出現(xiàn)不均勻現(xiàn)象，第一、第二有效圈有并圈現(xiàn)象出現(xiàn)。同時，由于彈簧端部約束，波動傳遞到端部時，端部有效圈應(yīng)力幅比中間圈更大，特別是端部的第一有效圈，其應(yīng)力幅最大、最早出現(xiàn)疲勞失效。

根據(jù)螺旋彈簧疲勞強(qiáng)度驗算公式[6]，安全系數(shù)S為：

(2)

式中：

τ0——彈簧在循環(huán)載荷下的剪切疲勞強(qiáng)度，此處取0.3倍抗拉強(qiáng)度；

τmin——簧絲最大剪切應(yīng)力；

τmax——簧絲最小剪切應(yīng)力。

參照文獻(xiàn)[6]計算可得：當(dāng)激勵頻率為10 Hz時，彈簧最大應(yīng)力幅值為10 MPa，S=2.1；當(dāng)激勵頻率為45 Hz時，彈簧最大應(yīng)力幅值為90 MPa，S=1.6。可見，45 Hz激勵下彈簧疲勞安全系數(shù)明顯下降。

2.3 仿真結(jié)果分析

目前，螺旋鋼彈簧設(shè)計主要參照EN13906標(biāo)準(zhǔn)。在疲勞計算時，最大應(yīng)力的計算是依據(jù)彈簧軸、橫向位移量或軸、橫向載荷計算得出，未考慮彈簧在一定的頻率激勵下的波動效應(yīng)。若在實際運用中不可避免的出現(xiàn)高頻激勵，則易造成彈簧設(shè)計余量過小或者不足。

3 結(jié)論

廣州地鐵某型車一系螺旋鋼彈簧頻繁地出現(xiàn)了斷裂問題，經(jīng)檢測，未發(fā)現(xiàn)材質(zhì)問題及表面缺陷，推斷為在彈簧服役過程中出現(xiàn)了超過材料疲勞極限的工況所致。

在一系螺旋鋼彈簧的應(yīng)變測試中發(fā)現(xiàn)了40～80 Hz頻率作用痕跡。通過仿真分析，發(fā)現(xiàn)40～80 Hz頻激勵將導(dǎo)致明顯的彈簧波動和節(jié)距不均勻甚至并圈，使端部第一有效圈應(yīng)力幅明顯大于中間圈，使端部第一有效圈疲勞失效更早。這與現(xiàn)場情況吻合。目前的鋼彈簧設(shè)計未考慮頻率激勵下的波動效應(yīng)，故在高頻激勵下易出現(xiàn)疲勞斷裂。

采用軌道綜合整治和鋼軌打磨措施，雖能使斷簧情況出現(xiàn)好轉(zhuǎn)，但治理成本大。在設(shè)計選型時應(yīng)進(jìn)一步提高螺旋鋼彈簧的疲勞強(qiáng)度，盡量取大安全系數(shù)，并適當(dāng)提高彈簧自振頻率。這才是解決彈簧斷裂問題的根本措施。