空氣彈簧失效對地鐵車輛動力學性能的影響

李朝曦，傅茂海，鄒紀操，胡靜濤

(西南交通大學 機械工程學院，四川 成都 610031)

0 引言

現有文獻多是研究空氣彈簧自身性能或其正常狀態時對車輛性能的影響，而針對空氣彈簧失效時對車輛的動力學性能影響研究較少。本文基于多體動力學理論，以某地鐵列車為研究對象，在SIMPACK軟件平臺上建立整車的動力學性能仿真模型，分別計算了空氣彈簧在正常情況和失效情況下的動力學性能，進一步對比動力學性能指標，探究空氣彈簧失效對地鐵車輛轉向架動力學性能的影響。

1 動力學仿真計算模型

本文研究的地鐵車輛最高運營速度為80 km/h，最高試驗速度為88 km/h，適用于軌距為1 676 mm的寬軌軌道。轉向架主要由H型整體式焊接構架、一系懸掛裝置、二系懸掛裝置、驅動及牽引裝置以及基礎制動裝置等部件組成。其中一系懸掛裝置采用圓錐橡膠彈簧，二系懸掛裝置采用空氣彈簧，并配有垂向及橫向油壓減振器、橫向彈性止擋、抗側滾扭桿裝置等。在動力學性能計算模型中將輪對、軸箱、轉向架構架、車體視為剛體，根據真實情況輸入了彈性止擋的特性曲線，設定減振器和牽引拉桿的橡膠關節剛度值，并且考慮了輪軌非線性接觸幾何關系、輪軌非線性蠕滑以及懸掛系統的非線性，進而保證了仿真過程的真實、可靠性。在多體動力學軟件SIMPACK環境中建立的地鐵車輛系統動力學計算模型如圖1所示，車體及轉向架主要參數如表1所示。

圖1 地鐵車輛動力學計算模型

2 空氣彈簧正常情況下動力學性能分析

本文考慮了空車、重車兩種工況，分別計算地鐵車輛的直線運行平穩性以及曲線通過性能，并根據相關標準進行評估。

表1 車體及轉向架主要參數

2.1 直線運行平穩性計算結果

在進行直線運行平穩性分析中，將同時考慮車輛在橫向和垂向兩個方向的運動，因此，車輛運行過程的數學模型可描述為:

(1)

激擾力是由于軌道不平順引起的，通過輸入時域內的軌道不平順參數，用逐步積分法求解非線性系統的響應性，計算中的軌道不平順參數采用美國Ⅴ級線路譜輸入，利用四階龍格—庫塔數值積分法求解式(1)，得到車輛的位移、速度和加速度響應。根據車體的振動加速度隨時間的變化過程，利用快速傅立葉變換(FFT)求出不同頻率下的橫向和垂向振動加速度Ay、Az，并且根據Sperling平穩性指標法求出車體的橫向及垂向平穩性指標Wzy、Wzz。根據設計要求，該轉向架的動力學性能應符合GB/T 5599—1985、UIC518等標準和技術條件要求。GB/T 5599—1985規定：客車運行平穩性采用車體上心盤(轉向架中心)偏離橫向1 000 mm處地板面上的最大橫向及垂向加速度、橫向及垂向平穩性指標來表示。UIC518規定：客車最大橫向和垂向加速度均不能超過2.5 m/s2，平穩性指標應滿足表2中的良好級，即橫向和垂向平穩性指標均應小于2.75。

表2 GB/T 5599—1985規定的客車平穩性等級

通過計算，該地鐵車輛在88 km/h速度范圍內的橫向及垂向振動加速度Ay、Az和橫向及垂向平穩性指標Wzy、Wzz如圖2、圖3所示。

由圖2、圖3可以看出：在88 km/h的速度范圍內，隨著運行速度的提高，車輛的振動加速度和平穩性指標基本上呈上升的趨勢，且空車的平穩性較重車差；該地鐵車輛的橫向及垂向最大加速度均小于2.5 m/s2，小于UIC518規定的限度值，其橫向及垂向平穩性指標均小于2.5，達到GB/T 5599—1985規定的優級標準。

圖2空氣彈簧正常情況下橫向及垂向加速度圖3空氣彈簧正常情況下橫向及垂向平穩性指標

2.2 曲線通過性能計算結果

線路曲線是由一段超高和曲率不斷變化的緩和曲線以及一段超高和曲率都固定的圓曲線組成的，車輛通過曲線時的非線性運動微分方程可表示為:

(2)

利用四階龍格—庫塔積分法求解式(2)，從車輛第一輪對進入曲線起點時開始積分。由于輪軌間的垂向力與輪軌間的蠕滑力相互影響，因此在積分收斂前需要反復迭代以保持計算精度。根據線路條件及技術要求，線路設置如表3所示。在計算中輸出車輛通過曲線時的輪軸橫向力Hmax、脫軌系數及輪重減載率的最大值，計算結果應當符合GB/T 5599—1985所規定的限值，其中輪軸橫向力Hmax、脫軌系數、輪重減載率的具體限值如表4所示。曲線通過性能計算結果如圖4所示。

表3 線路條件設置

表4 GB/T 5599—1985規定的曲線通過性能指標限值

從圖4可以看出：該車輛以75 mm的欠超高通過半徑為200 m、300 m、400 m和500 m的圓曲線時，其在空、重車工況下的輪軸橫向力、脫軌系數和輪重減載率均小于GB/T 5599—1985所規定的限度值，其曲線通過安全性能滿足要求。

3 空氣彈簧失效對動力學性能的影響

通常空氣彈簧本體由上蓋板、橡膠囊、下蓋板以及應急彈簧組成，車體或者搖枕的空氣彈簧座與上蓋板相連，應急彈簧與構架的空氣彈簧座相連。此外，在上蓋板和應急彈簧接觸面上設有磨耗板，當空氣彈簧失效后，上蓋板磨耗板與應急彈簧磨耗板接觸后，縱向和橫向會粘著或相對滑動[9]。本文研究的轉向架所使用的應急彈簧為錐形橡膠彈簧，在垂向受到壓、剪復合力的影響，由試驗得到的應急彈簧在空、重車條件下的垂向以及徑向剛度如表5所示。因此在對空氣彈簧失效情況進行仿真時，考慮了空氣彈簧剛度的變化量、空氣彈簧失效所造成的車體下沉量以及車體與應急彈簧之間的摩擦作用，其中摩擦因數為0.08。

圖4 空氣彈簧正常情況下車輛的曲線通過性能指標

參數數值應急彈簧垂向剛度(空車/重車)(MN/m)2.3/3.9應急彈簧徑向剛度(空車/重車)(MN/m)10.5/14

3.1 對直線運行平穩性的影響

對空氣彈簧失效時車輛的直線運行平穩性進行計算，其線路、速度以及軌道激勵設置與正常工況下相一致，分別計算后位轉向架空氣彈簧失效和空氣彈簧全部失效時的橫向及垂向振動加速度Ay、Az和橫向及垂向平穩性指標Wzy、Wzz。計算結果如圖5～圖8所示。

圖5后位轉向架空氣彈簧失效時的振動加速度圖6后位轉向架空氣彈簧失效時的平穩性指標圖7空氣彈簧全部失效時的振動加速度圖8空氣彈簧全部失效時的平穩性指標

由圖5～圖8可以看出：當轉向架空氣彈簧失效時，車輛的運行平穩性變差，而且空氣彈簧全部失效相較于僅后位轉向架空氣彈簧失效的情況對車輛的平穩性影響更為明顯;當后位轉向架空氣彈簧失效時，在88 km/h的速度范圍內，車體的振動加速度均在限定值2.5 m/s2以下;橫向平穩性指標在速度超過80 km/h時無法滿足GB/T 5599—1985規定的優級標準，但都能達到良好標準，而垂向平穩性指標在超過65 km/h時無法達到優級標準，并在速度超過80 km/h時空車工況不能滿足良好標準，但是在合格標準的范圍內;當空氣彈簧全部失效時，橫向振動加速度均在限定值2.5 m/s2以下，而垂向加速度在運行速度達到78 km/h左右時超過UIC標準規定的2.5 m/s2;橫向平穩性指標在運行速度不超過65 km/h時能夠滿足GB/T 5599—1985的優級標準，當速度約為85 km/h時，橫向平穩性指標不能滿足GB/T 5599—1985的良好標準，但是在合格標準的范圍內;當運行速度低于63 km/h時，垂向平穩性指標滿足GB/T 5599—1985的優級標準，而當速度超過77 km/h時，該指標不能滿足GB/T 5599—1985的良好標準，但是在合格范圍以內。

3.2 對曲線通過性能的影響

當后位轉向架空氣彈簧失效和空氣彈簧全部失效時，空車和重車工況下車輛通過不同曲線時的輪軸橫向力、脫軌系數和輪重減載率如圖9所示。

由圖9可以看出：當空氣彈簧失效時，車輛通過曲線時的各項動力學性能指標的值大幅度提高，曲線通過能力變差；通過對比分析，相較于部分空氣彈簧失效時的動力學性能指標，當空氣彈簧全部失效時通過曲線更加危險；而在部分曲線線路上，車輛的輪軸橫向力、脫軌系數、輪重減載率超過了GB/T 5599—1985規定的安全限值，需要限速通過曲線。

4 結束語

本文基于多體動力學理論，研究了空氣彈簧失效對地鐵車輛轉向架動力學性能的影響，得出如下結論。

(1) 在空氣彈簧正常的情況下，該地鐵車輛在直線線路上的平穩性較好，振動加速度低于UIC518標準規定的2.5 m/s2的限度值，且平穩性指標滿足GB/T 5599—1985規定的優級標準；該地鐵車輛以75 mm的欠超高通過不同半徑的圓曲線時，其不同工況下的輪軸橫向力、脫軌系數和輪重減載率均小于GB/T 5599—1985所規定的限度值，曲線通過安全性能滿足要求。

(2) 當空氣彈簧失效時，該地鐵車輛在直線線路上的平穩性變差，且空氣彈簧全部失效相較于僅后位轉向架空氣彈簧失效的情況對車輛的平穩性影響更大。隨著運行速度的提高，部分工況下的振動加速度超出了UIC518標準規定的2.5 m/s2的限值，且平穩性指標不能滿足優級或者良好標準；當空氣彈簧失效時，地鐵車輛的曲線通過能力變差，且相較于部分空氣彈簧失效時的動力學性能指標，當空氣彈簧全部失效時通過曲線更加危險。而在部分線路曲線的部分工況下，車輛的輪軸橫向力、脫軌系數、輪重減載率可能會超過GB/T 5599—1985規定的安全指標限值，需要限速通過曲線。

圖9 空氣彈簧失效時曲線通過性能指標