史锡平

摘要：本文主要针对近年来在转向架事业部进行称重调簧时部分B型地铁项目出现二系高度超差及部分A型地铁转向架一系垂向止挡间隙超差问题进行分析，分析产生该类问题的原因。

关键词：二系簧高度;一系垂向止挡间隙;超差

中图分类号：U260.6+2                                    文献标识码：A                                文章编号：1674-957X（2021）08-0033-02

0  引言

从2014至今陆续出现多个项目地铁转向架，在进行转向架称重调簧时空气簧距轨面高度超高问题，需减少二系簧下部设计给定的预加垫数量，大部分转向架最后仅保留1-2mm的加垫量，部分转向架甚至需去掉所有垫片仍存在超高问题，需进一步减少一系加垫量来保证二系簧高度在设计要求范围内，这给转向架正常生产造成了大量返工，而该类转向架在整车称重调簧时，由于需在二系簧下加减垫来保证整车轮重合格，在加完垫后很容易导致地板面距轨面高度超差问题，为减少此类返工特对该类问题产生的原因进行分析。另A型地铁自SML11项目以来给定了一系垂向止挡间隙值为32±2mm，但在转向架单独称重时大部分转向架实际测量结果36-37mm之间，不满足设计给定的限度值，导致称重不合格，为找到该类问题的根源，特对转向架一系悬挂的结构及二系簧加压情况进行分析。

1  轉向架一系悬挂装置的结构特点

1.1 一系悬挂的结构形式

我司生产的地铁转向架一系悬挂装置的结构主要有两种形式，其结构见图1和图2。

1.2 一系弹簧实际载荷的计算方法

1.2.1 一系簧偏置结构一系弹簧实际载荷的计算

由于一系弹簧处载荷和转臂定位座处载荷相对车轴中心形成了力的平衡，所以图1所示结构分到一系簧上的压力F1计算公式如下：

F1=

其中：L1=400mm为理论上轴箱体转臂定位橡胶关节安装孔与轴箱轴承安装孔间的孔距;

L2=270mm为理论上一系簧中心与轴箱轴承安装孔间的水平距离;

F2为设计给定的AW0下空气簧上部载荷;

Fz为转向架称重调簧时测得的转向架实际重量;

Fc为轮对轴箱组装的实际重量。

1.2.2 一系簧中置结构下一系弹簧实际载荷的计算

由于一系簧中置结构在AW0状态下时轴箱体几乎水平，转臂定位座处受力可忽略不计，则加载力及一系簧上转向架本身重量完全平分到4个一系弹簧组上，所以图2所示结构分到一系簧上的压力F1可按下式计算：

F1=

式中：Fz为转向架称重调簧时测得的转向架实际重量;Fc为轮对轴箱组装的实际重量。

2  部分B型地铁空气簧距轨面高度超差分析

2.1 一系弹簧组的技术参数

从GML3项目以来一系弹簧组技术规范中关于一系簧的参数基本无变化，其参数如下：

①一系弹簧组的额定载荷为22.43kN;

②系弹簧组在AWO下的工作高289±2mm;

③一系弹簧组的刚度为345.7±21N/mm。

2.2 一系限度值、预加垫厚度及其它参数

一系限度值是366-372mm，一系弹簧板的预加垫10mm，一系橡胶垫下部的基础垫为3mm，即总共有13mm的调整量。动车轮对轴箱组装质量约1680kg。以NNL1为例选取一列车进行动车转向架平均质量统计如表1。

2.3 NNL1与GML3项目一系弹簧组实际工作高对比

近年来由于车体的轻量化设计导致AW0下空气簧上部载荷逐渐变小，从GML3的52.3kN变到NNL1的47.04kN，其加载力减少了5.26kN。则一系弹簧上部压力变化：ΔF=5.26÷2×400÷670=1.57kN;

则一系弹簧将比原来增加Δh=ΔF/345.7×1000=4.54mm，即NNL1要比GML3在一系垫处至少少加5mm的垫。

2.4 NNL1一系弹簧组实际工作高计算

根据1.2.1所示计算公式，待入相关参数，可知F1=19.45kN，则一系弹簧组实际工作高比额定工作高增加Δh=（22.43-19.45）×1000÷345.7=8.62mm。

设计给定的一系预加垫只有13mm，由于一系弹簧板等受到的压力减小，且弹簧刚度不是线性变换，所以实际整个高度增加量约9mm，从而导致动车转向架在称重时一系预加垫在4mm左右，再考虑到轮重需调平等问题，基本只能加2～4mm的调整垫，这与实际称重调簧合格后的加垫结果一致。

2.5 空气簧尺寸超差分析

根据前期多个项目数据对比统计发现NNL1在AW0下的空气簧本身高度与GML3项目一致均为288mm，但空气簧距轨面的距离由GML3项目的868-872mm改到851-855mm，减少了17mm，而设计给定的二系预加垫只有8mm，在其它参数未变情况下，导致转向架在称重时即使将二系垫全部取出，仍无法保证851-855mm的尺寸要求，为保证二系空气簧距轨面高度只能减少一系调整垫厚度。

2.6 B型地铁空气簧上部载荷与一系簧伸长量的关系

根据1.2.2和2.1可知kB=1÷2×400÷670×1000÷345.7=0.863mm/kN，当一系弹簧组的实际加载为22.43kN时，可反推出空气簧上部压力为57.02kN，该值可用于后续类似项目的一系弹簧伸长量的快速计算。

即Δh1=

其中kB=0.863mm/kN;

F2为设计给定的AW0下空气簧上部载荷;

在知道空气簧上部载荷的情况下，可以快速计算出一系弹簧组实际工作高与理论工作高（289mm）的差值，Δh1为正值表示一系弹簧实际工作高比理论工作高（289mm）大Δh1，Δh1为负值时表示实际工作高比理论工作高（289mm）小Δh1。

3  A型地铁一系弹簧间隙超差分析（以SML11EXP项目为例）

3.1 相关参数及转向架实际质量统计

3.1.1 转向架质量统计

为便于计算随机抽取1列车转向架进行实际质量统计，见表2。

3.1.2 SML11EXP的相关设计参数

①一系弹簧组的额定载荷为41.376kN;②一系弹簧组在AWO下的工作高257.4±2mm;③在AWO下一系垂向止挡间隙为32±2mm;④一系弹簧组的刚度为1225.6±68N/mm;⑤動车轮对轴箱组装实际重量约2340kg;⑥AWO状态下空气簧上部载荷动车转向架为56.5kN。

3.2 SML11EXP一系弹簧组实际工作高计算

一系簧上的载荷可近似计算为：

F1=（56.5×2+（7621.2-2340×2）×0.0098）÷4=35.45kN

根据计算结果可知动车转向架的实际弹簧工作高比理论工作高要高，Δh=（41.376-35.45）×1000/1225.6=4.84mm

由于一系垂向止挡间隙与一系弹簧实际高度成正比，所以一系垂向止挡间隙比理论值（32mm）要高4.84mm，导致原来设计给定的32±2mm的要求无法满足，经过与设计沟通后将该值改到了35±2mm，该结果与转向架称重调簧时的实际测量值相符。

3.3 空气簧上部载荷与实际工作高的关系

根据1.2.2和3.1.2可知kA=1÷2×1000÷1225.6=0.408mm/kN，当一系弹簧组的实际加载为41.376kN时，根据公式可反推出空气簧上部压力为68.34kN，该值可用于后续类似项目的一系弹簧伸长量的快速计算。

即Δh2=kA（68.34-F2）

其中kA=0.408mm/kN;

F2为设计给定的AW0下空气簧上部载荷;

Δh2为正表示一系弹簧实际工作高比理论工作高（257.4mm）大Δh2，Δh2为负时表示实际工作高比理论工作高（257.4mm）小Δh2。该值可用于后续类似项目的快速计算出与理论值的差值，从而判定设计给定的一系垂向止挡间隙公差范围是否满足要求。

4  结语

通过此类对比分析可知，在空气簧上部载荷比额定载荷小时，将导致一系弹簧组实际工作高的升高，造成实际加垫量减少及限度值不满足要求等问题，这也是造成现场称重调簧后剩余大量调整垫片的原因。通过本论文中的Δh计算公式，可以预判实际加垫量从而在设计之初即减少调整垫定额避免调整垫过多造成浪费。空气簧距轨面高度超高时需更改空气簧或一系弹簧组的工作高，方可保证空气簧距轨面高度在限度值范围内，否则会出现去掉所有调整垫都无法满足二系簧高度在限度范围内的问题，为后续其它项目工艺审查时及时发现类似问题提供了借鉴和判定依据。

参考文献：

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