王 石， 宋 烨， 魏 来， 张 嘉， 王 燕， 孙 熠， 屈 升

(1. 中车青岛四方机车车辆股份有限公司，山东 青岛 266000；

2. 西南交通大学 机械工程学院，成都 610031; 3. 西南交通大学 牵引动力国家重点实验室，成都 610031)

随着我国城市轨道交通的快速发展，地铁车辆在长期服役条件下出现了一系列轮轨接触界面磨耗问题，出现诸如钢轨波浪形磨耗、车轮非圆化磨耗[1]和钢轨接缝冲击[2]等现象。钢轨波磨和车轮不圆均属于短波不平顺，容易引起转向架高频振动和冲击，造成构架或附属零部件疲劳开裂、旋转部件异常振动、轮轨噪声加剧[3]等问题，严重影响列车运行舒适性和安全性。

钢轨波磨的形成机理复杂多样，至今仍未形成系统的理论可以合理解释各种类型的钢轨波磨，因此也无法从根本上抑制或消除钢轨波磨。Ahlbeck等[4]通过对多种地铁线路波磨现象的总结，提出按照波长将钢轨波磨分类，并对不同波长波磨的形成原因做了详细讨论，后期又有相关学者在此基础上提出了多种方式来抑制钢轨波磨的形成与发展，并在实际应用中取得了较好成效；
Grassie[5]提出了反馈振动理论解释钢轨波磨的成因，即认为初始钢轨无波磨存在，由于轨道不平顺，列车通过时引起轮轨间相互作用，会产生固定波长的钢轨磨损，当列车再次通过该路段时，轮轨间作用力会因为钢轨磨损的出现而变大，进一步加剧了钢轨磨损，依据该理论Grassie对钢轨波磨类型做了全新划分；
Oostermeijer[6]专门针对钢轨短波波磨进行了研究，并将其形成原因进行了分类讨论，基于该讨论提出了对应的波磨预防与治理方案，并取得了显著的效果；
国内方面，金学松等[7]在对各国铁路钢轨波磨特征及类型总结的基础上，对我国国内不同速度级铁路的钢轨波磨进行了特征及应对策略研究；
刘学毅等[8]通过对重载铁路波磨规律的总结，将钢轨波磨的成因分为了动力类和非动力类两种；
陈光雄等[9]提出了轮轨摩擦耦合振动理论，该理论可以对部分钢轨波磨现象做出较好的解释。

本文针对地铁车辆出现的排障板断裂问题进行了机理分析与试验研究，结合断口分析、仿真计算和线路测试等手段，深入开展钢轨波磨状态下地铁转向架排障板的振动响应和疲劳强度分析，揭示排障板开裂原因。从降低应力和提升模态频率的角度，设计了一种新型排障板结构，利用线路测试结果对新排障板结构的振动特性和疲劳强度进行评估，为后续车辆设计提供支撑。

1.1 排障板故障现象描述

地铁车辆在高速运行时，钢轨上存在的任何障碍物均可能导致行车安全事故，因此在地铁列车转向架构架前端设置了排障板，用于及时清除两侧钢轨上的障碍物。如图1所示为地铁转向架排障板安装图示。该排障板结构上采用折弯钢板焊接安装板的形式，通过螺栓将排障板刚性安装于转向架构架端部。但在近期地铁车辆回库日检时发现了多起排障板断裂问题。图2所示为其中一支发生断裂的排障板实物图，从图中可以看出排障板沿着安装板焊缝整体断裂。

由于排障板存在与钢轨上的异物撞击的可能，为判断其断裂性质，对排障板分别进行了断口分析、焊缝质量和化学成分调查。

1.2 排障板断口分析

经断口宏观形貌检查，排障板组成断口具有多源疲劳故障特征，断裂紧贴焊趾，不波及焊缝，断口全部在母材上，瞬断区较小，疲劳扩展充分，如图3(a)所示，疲劳源位于焊趾处，沿垂直于钢板厚度方向扩展，说明裂源处存在原始的焊接冷裂纹；
裂源处未见明显疏松、夹渣或老旧裂纹，如图3(b)所示；
断面扩展区微观形貌为准解理故障，疲劳灰纹清晰可见，如图3(c)所示；
综上可知该排障板断裂属于典型的结构疲劳故障。

1.3 焊缝质量检查

对图4所示的裂源焊缝各区域进行金相检查，焊缝区(Ⅰ区)组织为柱状晶分布的珠光体+铁素体；
热影响区(Ⅱ区)组织为板条状马氏体+少量铁素体；
热影响区(Ⅲ区)组织为粒状贝氏体+珠光体+铁素体；
母材区(Ⅳ区)组织为带状铁素体+珠光体，根据GB/T 13299—1991[10]可以评定该带状组织为4级，符合《转向架国产钢板供货技术条件》要求。对故障排障板进行取样分析，其化学成分符合GB/T 1591—2008规定要求[11]。

综上，发生断裂的排障板其化学成份和机械性能均符合要求，排障板断裂的原因是在其新造过程中焊趾部位产生了原始焊接冷裂纹，在后期列车运行振动下，该微裂纹作为疲劳源缓慢扩展，最终导致排障板断裂。为研究导致排障板裂纹扩展的振动来源，分别从排障板结构自身振动特性以及振动传递路径等方面进行计算与试验分析。

2.1 排障板模态分析

为分析排障板自身振动特性，首先建立了排障板有限元分析模型，根据排障板实际工作状态，在安装板的通孔位置将其约束，计算得到排障板的约束模态，计算结果如图5所示，其一阶模态振型为一阶横弯，一阶模态频率为101.63 Hz，同时在现场通过锤击法实测得到排障板的一阶模态频率为101.25 Hz，模态振型为一阶横弯，模态实测结果与有限元计算结果吻合。

2.2 基于实测应力的排障板疲劳强度评估

为获得车辆运营过程中排障板的应力水平，针对排障板进行线路运营动应力测试。结合排障板断口位置以及有限元计算结果，在一、二位排障板上布置垂直于安装板焊缝的1号～4号应变片，，每个应变片电阻值为120 Ω，采用惠斯通半桥桥路，排障板动应力测点布置如图6所示。测试全程车辆常用速度为60～70 km/h，车辆运营最高时速为80 km/h。

图7(a)所示为实测得到的车辆在上行线某区间内4号应力测点的动应力时间历程，可以明显看出当车辆以常用速度60 km/h运行时，被测试的一、二位排障板在该区间内的动应力数值激增，一、二位排障板应力幅值分别达到70 MPa和50 MPa左右；
图7(b)所示为对该段时域信号做频谱分析得到的幅频曲线，可以看出一、二位排障板振动主频均为101 Hz，结合排障板模态频率可知，排障板动应力突增的原因可能是外界激励频率与排障板自身一阶横弯模态频率耦合，排障板发生了共振所致。

利用实测得到的动应力数据对排障板进行疲劳强度评估，由于转向架及其安装部件的疲劳属于变幅载荷下的疲劳问题，低于疲劳极限的应力也会对结构的损伤产生影响，因此变幅载荷下结构的疲劳评估需要考虑各级应力水平对疲劳损伤的贡献[12-13]。为利用材料标准的S-N曲线进行疲劳强度评估，需要对动应力时间历程进行雨流循环计数和平均应力修正，将非对称工作循环应力谱转化为对称循环应力谱，图8所示为对车辆上行线实测的动应力数据转换得到的16级零均值幅值-频次应力谱。按等损伤原则，将测试得到的各测点短程动应力谱扩展到360万km全设计寿命下进行疲劳评估，具体计算规则如下：

记动应力试验对应的试验里程L1=95.68 km，根据Miner累积损伤原理[14-15]，计算出实测短程动应力谱对应的损伤值为D1

(1)

式中:ni为各级应力幅值的循环次数；
Ni为各级应力幅值对应的载荷寿命；
C1和m为S-N曲线的相关参数。

记地铁车辆排障板安全运营360万km对应的等效应力幅值为σaeq，设等效应力幅σaeq作用N次产生的损伤为D，则有

(2)

式中，N一般取200万次 。

已知实测应力谱对应的运行公里数L1以及实测应力谱产生的损伤D1；
记等效应力幅σaeq作用下产生的损伤为D，同时安全运行里程为L=360×104km，根据等损伤原则有

(3)

将式(1)与式(2)的代入式(3)中，整理得到排障板全寿命周期下对应的等效应力幅σaeq

(4)

图9所示为计算得到的结构在设计寿命下各测点的等效应力。采用JIS 4207[16]标准中给定的疲劳极限对各测点的等效应力幅进行评定：对于非打磨焊缝，疲劳极限取70 MPa。可以看出排障板部分测点的等效应力幅值远大于材料的疲劳寿命许用极限，该排障板实际使用寿命达不到360万km设计寿命。

3.1 振动传递路径分析

由第2.2节中基于实测动应力的排障板疲劳强度评估结果可知，列车实际运营过程中，排障板安装板焊缝处的应力水平过高，排障板的实际使用寿命远达不到其设计寿命，为分析排障板的振动来源，在排障板可能的振动传递路径上布置加速度传感器，监测各部分的振动情况，实际测试时分别在排障板端部、转向架构架端部、轴箱等位置布置三向压电式高频响加速度计，各加速度计的量程均为500g，设定数据采样频率为5 kHz。图10(a)与图10(b)所示分别为位于转向架轴箱上方与排障板端部的加速度传感器。

图11(a)所示为采集得到的各加速度测点的时域信号，可以看出位于排障板端部的加速度测点时域信号与轴箱加速度测点时域信号变化规律一致，说明排障板与轴箱的振动来源相同，均来源于下方轮轨系统，即轮轨激励通过轴箱传递至转向架构架再传递至排障板。

对各加速度测点的时域信号做频谱分析，得到对应的幅频曲线，如图11(b)所示。通过观察各加速度信号的幅频曲线，发现不存在随速度变化、且全程连续的振动频率，说明振动来源不是由于车轮不圆造成的连续冲击，通过后期的车轮径跳测试也证明了这一点。同时振动信号不存在周期性，说明轨缝冲击也不是振动产生的主要原因，故考虑轴箱至排障板的振动来源可能为线路某一区段内的钢轨存在波磨。根据加速度时域信号，结合列车运行速度，定位出波磨较大的线路区段，单独针对该段的钢轨表面不平顺进行线路调查。

3.2 钢轨波磨测试

针对上述区段线路进行钢轨短波不平顺测试。钢轨波磨的主要表征量为波长和波深，其中波长决定车辆通过波磨路段的频率，而波深表示钢轨沿纵向方向非均匀磨耗程度。图12给出了上行线该区间左、右钢轨不平顺测试结果，从图中可以看出，该上行区间右侧钢轨存在明显的波磨，其波深为0.2 mm，波长为163 mm。当列车以60 km/h的常用速度通过该波磨路段时，由式(5)计算得到对应的轮轨激扰频率为102.2 Hz，与轴箱和排障板的振动主频一致，而该振动频率恰好与排障板一阶横弯模态频率耦合，导致排障板共振，因此钢轨波磨是造成排障板振动过大的根源。

(5)

式中:v为列车通过速度；
λ为波长；
f为波磨引起的激扰频率。

通过对排障板自身结构的模态分析，结合对列车运行线路特定区段的轨道不平顺测试，发现该段轨道存在较为严重的波磨，当列车以常用速度通过该段波磨线路时，钢轨波磨造成的激扰频率与排障板一阶横弯模态频率耦合，加剧了排障板的振动，造成排障板应力水平超限。针对这一问题可在两方面着手解决。一方面通过对波磨段的钢轨进行打磨，降低波磨程度，但由于目前打磨技术等多种因素限制，钢轨打磨不能完全消除波磨；
另一方面，可对排障板结构进行优化改进，提高地铁车辆排障板自身对线路的适应能力。

如图13(a)所示为排障板原结构，设计之初出于安装与加工的便捷，将安装板两对角均设计为了倒角，在使用过程中发现安装板下部倒角所在的焊缝恰好是排障板开裂位置，因此将原结构安装板下部倒角改为圆弧形式，由此改变了排障板模态应力分布，降低了焊缝处的应力集中，改进后的结构如图13(b)所示；
排障板通过上部安装板固定于转向架构架端部，排障板下部自由，因此安装板下方焊缝所在区域也为变形较大的位置，为了提高排障板在该区域的刚度，将原结构折弯位置下移；
将原结构中的非打磨焊缝改为打磨焊缝，以提高结构焊缝的抗疲劳性能，同时增大了排障板翻边。新型排障板重量相较原结构仅增加了1 kg左右，因此不会对其他装置的使用产生影响。

对改进后的排障板重新计算其约束模态，计算结果如图14所示，优化改进后的新结构一阶横弯模态提高至152.08 Hz，相比原结构得到一定程度提高。

将结构改进后的排障板安装至转向架构架端部再次进行线路试验，在与原动应力测点相同位置布置应变计，图15(a)所示为优化后的排障板动应力测试时域结果，新型排障板动应力最大仅为10 MPa左右，相比原结构得到大幅改善；
图15(b)所示为对应的动应力信号幅频曲线，排障板的一阶模态频率与钢轨波磨引起的频率有效避开，排障板模态振动不再突出。

利用实测得到的动应力数据对结构优化后的排障板重新进行疲劳强度评估，图16所示为按照设计寿命360万km对实测动应力数据等效后得到的各测点等效应力幅，可以看出优化后的结构较原结构等效应力幅大幅减小。根据JIS 4207标准，原结构按照未打磨焊缝疲劳极限70 MPa评估，测点3、测点5和测点6均不满足安全运行360万km的要求，新型结构按照打磨后焊缝疲劳极限110 MPa评估，各测点均满足安全运行360万km的要求。

以近期地铁车辆在服役期间发生断裂故障的转向架排障板为研究对象，首先通过对排障板断口取样分析，确定了排障板的断裂属于结构疲劳故障，进而针对排障板开展了线路运营振动测试，参照JIS 4207标准，利用实测的动应力数据对排障板进行疲劳强度评估，发现排障板故障位置的等效应力幅远超焊缝疲劳极限，达不到设计寿命要求，通过对排障板动应力幅值较大区间内的各测点加速度信号对比分析，将排障板的振动来源归根于钢轨波磨，针对该区间进行钢轨短波不平顺测试，发现该区间内钢轨波磨较为严重，当列车以常用速度通过该波磨路段时，钢轨波磨产生的轮轨激扰传递至排障板，恰好与排障板一阶模态频率耦合，最终导致排障板振动水平过高，加速了焊缝处原始焊接冷裂纹的扩展直至发生断裂。为提高转向架自身对线路的适应能力，对排障板结构进行了优化设计，针对该新型结构进行了线路复测，发现其动应力水平得到了大幅改善，该新型结构可以满足设计寿命要求。

地铁转向架在正式投入运营前会根据相关标准开展一系列的理论计算、台架疲劳试验和线路动应力测试工作，但随着列车长期的高速载客运行，车轮与钢轨的磨耗会逐渐加剧，轮轨关系恶化，随之而来的是轮轨激扰增加，而在设计之初往往忽略了钢轨波磨等因素引起的高频激励与结构模态匹配问题，加之焊缝打磨质量不佳，导致转向架构架及附属结构在长期服役条件下仍会发生局部疲劳失效，针对此类问题提出如下建议：①在转向架及其局部悬臂部件设计阶段，除依据标准要求工况进行必要的强度校核外，还需重点关注高频激励条件下结构的疲劳强度；
②持续关注车轮径跳情况，加强车辆的镟修管理，保证车轮在服役期间的良好性能；
③在结构工艺设计时，应结合结构的实际受力情况，明确焊接起弧和收弧的位置，避开应力集中位置，焊接前进行板材预热处理或焊后进行去应力热处理，对于关键部位焊缝增加打磨工序，提高焊缝疲劳强度。

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