北京地鐵DKZ4型車關鍵系統使用壽命及運用可靠性研究

鄔春暉，趙媛媛，楊建虎，白 翔，霍苗苗，閻 鋒，湯勁松，龔曉波

(1. 北京市地鐵運營有限公司 運營二分公司，北京 100043；2. 北京市地鐵運營有限公司 地鐵運營技術研發中心，北京 100082；3.中車青島四方車輛研究所有限公司，山東 青島 266031)

北京地鐵1號線DKZ4型車于1999年投入運營，截至目前已經運用超過20年，最高運營里程已達210萬km，即將面臨使用壽命保障修工作，而保障修方案需依據車體結構的總壽命制定。另外，該型車于2010年第一次廠修(120萬km)過程中，對車輛各關鍵系統進行了相應改造及更換。因此，有必要開展對DKZ4型車關鍵系統使用壽命及可靠性評估研究工作，進而為保障修方案的制定提供理論支撐。

1 技術路線制定

軌道車輛是由車體、轉向架、牽引系統、制動系統等多個系統和部件組成的復雜機電系統。在工程實踐中，無法使車輛所有系統都達到同一壽命周期，因此，所謂“車輛壽命”，實際是由那些價值較高、不可或不易更換且沒有自然老化的部件的極限壽命所決定[1-2]。圖1為2017年1月—2019年12月期間，北京地鐵1號線DKZ4型車各系統故障占比分布圖。由圖1可知，在此期間造成車輛維護及運營服務故障次數較多的子系統依次為車門系統、牽引輔助供電系統、廣播系統、制動系統和機械系統(車體、轉向架等)，因此，從故障發生的頻率及對列車運行安全性的影響程度等方面綜合考慮，將車體、轉向架、車門系統、牽引輔助供電系統及制動系統(上述系統占總故障比例的72%)確定為DKZ4型車關鍵系統。

圖1 北京地鐵1號線DKZ4型車各系統故障占比分布圖

綜上所述并總結國內外軌道車輛結構使用壽命和可靠性評估技術和經驗[3-7]，本次將以DKZ4型車車體結構使用壽命評估為核心，同時結合轉向架構架使用壽命評估以及車門系統、牽引輔助供電系統和制動系統運用可靠性評估展開相關研究。

2 研究工作開展情況

2.1 使用壽命評估

本次研究采用線路實測應力譜作為輸入，并基于工程中較為成熟的名義應力有限疲勞壽命計算方法及累積損傷法則對車體、轉向架構架進行疲勞壽命評估。北京地鐵1號線DKZ4型車設計壽命為30年，年運營里程約12萬km，上述車輛結構的使用壽命主要取決于支撐相應結構的主要梁件，車體主要承載梁件包括牽引梁、枕梁和側梁等，轉向架構架主要承載梁件包括側梁、橫梁等，原則上取這些梁件疲勞壽命的最小值作為相應車輛結構的使用壽命。

動應力測試選取狀態檢查、無損檢測之后的Mc車和T0車作為被試車輛，測試對象包括Mc車和T0車車體以及相應的動車、拖車轉向架構架和半永久車鉤，被試車輛見圖2。應力測點主要布置于無損檢測時發現的存在缺陷的關鍵部位，疲勞強度計算獲得的強度薄弱部位，修補或檢修過程中確定的危險部位以及其他類似地鐵車輛曾經出現故障的部位。另外，為準確模擬列車實際載客運營狀態，分別測試了列車在50%AW2、AW2和130%AW2這3種載重狀態下的動應力，車輛載重狀態見圖3，列車運行線路圖見圖4。動應力測試完成后，結合實際線路情況對實測信號進行去除零漂、奇異值剔除和數字化濾波等處理，并采用雨流計數法對測試獲取的應力時域動態信號進行統計，獲取不同載重狀態下的應力譜。

圖2 被試車輛

圖3 車輛載重狀態

圖4 列車運行線路圖

針對上述車輛結構，本次評估考慮了兩部分的疲勞損傷，即列車運行過程中由于慣性載荷產生的疲勞損傷以及列車到站后上下客產生的疲勞損傷。在列車運行過程中產生的疲勞損傷中，考慮了列車在不同載重狀態下運行對車輛結構疲勞壽命的影響，具體評估流程如下文所述。

(1) 根據測點部位結構形式、應力方向、焊接狀態等信息，從IIW-2259：2015標準中選取與測點部位相對應的細節類型、FAT等級和Δσ-N曲線[8]。

(2) 根據Palmgren-Miner法則，計算各測點分別在50%AW2、AW2和130%AW2狀態下的疲勞損傷Ds。具體計算公式如下：

(1)

(2)

(3)

式中：ni——第i級應力范圍的循環次數；

Ni——第i級應力范圍相對應的疲勞壽命；

Δσi——第i級應力范圍；

ΔσR,L——拐點處應力范圍特征值；

C1、C2——Δσ-N曲線方程中的常數；

m1、m2——Δσ-N曲線方程中的指數。

(3) 根據1號線列車實際運營情況，統計50%AW2、AW2和130%AW2這3種載重狀態的運行比例，并基于50%AW2、AW2和130%AW2測試應力譜產生的疲勞損傷，計算列車到達設計壽命時，列車運行過程中產生的疲勞損傷Dd。具體計算公式如下：

(4)

式中：L——車輛目標運營里程；

Li——不同載重狀態下的應力譜測試里程；

αi——車輛不同載重狀態的平均運行比例；

Dsi——不同載重狀態測試應力譜對應的疲勞損傷。

由于列車實際運營過程中，其載客量是連續變化的，因此，需根據1號線列車的實際運營情況，將連續變化的載重量等效到50%AW2、AW2和130%AW2這3種典型載重狀態下，并確定它們的運行比例[9]。根據1號線分時斷面客流量統計表和運營時刻表，可知30 min內(如8：00—8：30)各運行區間(如軍事博物館站至木樨地站)運送的乘客數量以及30 min內各運行區間經過的列車數量，由此，可以估算出每列車順序行經各個區間的列車載客量，從而進一步換算出列車載重量。圖5為列車在典型工作日和周末從投入運營到退出運營期間，順序經過各個區間的載重狀態變化情況。

圖5 典型工作日和周末列車載重量動態變化

為確定50%AW2、AW2和130%AW2這3種典型載重狀態的運行比例，保守考慮，采用以下等效假定：載重量≤50%AW2時，用50%AW2狀態等效；50%AW2<載重量≤AW2時，用AW2狀態等效；AW2<載重量≤130%AW2時，用130%AW2狀態等效。由此，根據上述獲取的列車1天時間的載重量數據，經過等效可以計算出列車不同載重狀態的平均運行比例以及每年不同載重狀態的運行里程，不同載重狀態的平均運行比例及年運行里程見表1。

表1 列車不同載重狀態運行信息

(4)為了模擬列車實際運營情況，計算列車到達設計壽命時，因列車到站后上下客產生的疲勞損傷?；?號線的運營情況，本次研究做出如下假定：列車始發站初始狀態為空車(AW0)，列車運行過程中最大載重為AW2，到達終點站后清客(AW0)，形成一次載荷循環(AW0-AW2-AW0)；另外，列車全程23站，其中換乘站8站，非換乘站13站，換乘站乘客變化量為30%AW2(AW2-70%AW2-AW2)，非換乘站乘客變化量為20%AW2(AW2-80%AW2 -AW2)。因列車到站后上下客產生的疲勞損傷Dp的計算公式如下：

(5)

式中：L0——單個往返里程；

n2——單個往返經過的換乘站數量；

n3——單個往返經過的非換乘站數量；

NT1——車輛載重變化相對應的各測點疲勞壽命；

NT2——換乘站車輛載重變化相對應的各測點疲勞壽命；

NT3——非換乘站車輛載重變化相對應的各測點疲勞壽命。

(5) 計算列車到達設計壽命時，車輛總疲勞損傷D。計算公式如下：

D=Dd+Dp

(6)

(6)計算車輛安全運用里程Ls。計算公式如下：

(7)

由車輛結構疲勞壽命評估結果可知，車體結構疲勞損傷較大部位主要分布在牽引梁與下蓋板焊縫處、牽引梁腹板與車鉤座焊縫處、枕內縱向梁焊縫處和側梁與枕梁焊縫處，疲勞損傷較大部位統計結果見表2和表3。在車體結構主要承載梁件區域，Mc車2位端牽引梁與下蓋板焊縫處、T0車1位端牽引梁與下蓋板焊縫處疲勞損傷值均大于1，最大疲勞損傷值為1.173，換算后可得安全運用里程為255.8萬km，無法滿足設計壽命要求；其余測點區域均有較高的疲勞強度裕量，安全運用里程均大于360萬km。

表2 Mc車車體疲勞損傷較大部位統計結果

表3 T0車車體疲勞損傷較大部位統計結果

轉向架構架疲勞損傷較大部位主要分布在一系簧座與側梁下蓋板焊縫處、電機座上蓋板與橫梁焊縫處、小縱梁與橫梁焊縫處，疲勞損傷較大部位統計結果見表4和表5。在動車轉向架構架主要承載梁件區域，電機座上蓋板與橫梁焊縫處、牽引座上蓋板與橫梁焊縫處疲勞損傷值均大于1，最大疲勞損傷值為1.751，換算后安全運用里程為171.3萬km，無法滿足設計壽命要求；其余測點區域均有較高的疲勞強度裕量，安全運用里程均大于360萬km。拖車轉向架構架主要承載梁件區域均有較高的疲勞強度裕量，安全運用里程均大于360萬km。

表4 動車轉向架構架疲勞損傷較大部位統計結果

表5 拖車轉向架構架疲勞損傷較大部位統計結果

2.2 運用可靠性評估

本次研究基于DKZ4型車2017年—2019年維護及運營服務故障數據，首先對車門系統、牽引輔助供電系統和制動系統近3年的維護及運營服務故障率進行計算；之后采用統計模型方法確定上述關鍵系統的運營服務故障分布模型，進而預測其平均故障間隔時間(MTBF)、可靠壽命等可靠性指標；最后通過對上述關鍵系統進行FMECA分析(故障模式、影響及危害度分析)，評估每一部件故障模式對系統的影響及危害性[10-11]。關鍵系統可靠性分析流程見圖6，FMECA分析流程見圖7。

圖6 關鍵系統可靠性分析流程

圖7 FMECA分析流程

故障數據統計依據以下原則進行：(1)由人為因素造成的系統故障，在計算可靠性時不計入；(2)系統偶然出現故障、重啟后能恢復正常工作的，同一種偶然故障在24 h內累計達3次計1次處理，不足3次時不計入；(3)故障修復后累計工作不足24 h，再次發生同一故障的，只記錄1次。

故障率λ為各系統工作到某一時刻尚未故障，在該時刻后單位時間內發生故障的條件概率，在工程實際中，可以用某一時間段內發生故障的頻率作為近似值，即：

(8)

式中：N——各系統規定時間內的故障總次數；

t——各系統規定時間內的累計工作時間。

可靠性工程中常用的分布模型主要有指數分布、威布爾分布及對數正態分布等。對于一組未知分布類型的故障數據，可首先假設該組故障數據符合所有的備選分布模型，然后對每一種模型進行擬合，最后選取擬合優度最好的分布模型，進行參數估計和假設檢驗，并驗證所選模型的正確性。

FMECA是分析系統中每一部件所有可能的故障模式及其對系統可能造成的所有影響，并按各故障模式的嚴重程度及其發生概率確定其危害性的一種系統可靠性分析方法。通過FMECA分析可全面識別影響系統可靠性的關鍵部件、缺陷及薄弱環節，部件危害度Ci計算公式如下[12]：

(9)

式中：Cij——部件i的第j個故障模式的危害度；

αij——部件i以故障模式j發生故障的頻數比；

βij——部件i發生故障模式j時的故障影響概率；

λi——部件i的故障率；

t——部件i規定時間內的累計工作時間。

車門系統、牽引輔助供電系統和制動系統近3年的維護及運營服務故障率統計結果分別見表6和表7。由表6和表7可知，車門系統維護故障率已超出相應故障率指標，但呈逐年下降趨勢；運營服務故障率呈波動狀態，2019年故障率高于相應故障率指標；牽引輔助供電系統維護故障率低于相應故障率指標，運營服務故障率呈逐年增加趨勢，2019年運營服務故障率高于相應故障率指標；制動系統維護故障率低于相應故障率指標，運營服務故障率高于相應故障率指標。

表6 關鍵系統維護故障率統計結果 次/萬km

表7 關鍵系統運營服務故障率統計結果 次/萬km

根據3種關鍵系統運營服務故障間隔時間數據做線性擬合，采用決定系數和均方根誤差進行擬合優度檢驗，各分布的擬合相關性參數見表8。由表8可知，針對3種關鍵系統，相較于威布爾分布和對數正態分布，指數分布的決定系數更加接近1，均方根誤差更小。進一步采用K-S檢驗法對所選分布模型進行假設檢驗，取顯著性水平α=0.05，結果見表9。由表9可知，K-S檢驗值Dn<臨界值Dn,α，h=0，原假設成立。因此，3種關鍵系統運營服務故障間隔時間均服從指數分布。

表8 關鍵系統運營服務故障間隔時間擬合相關性參數

表9 K-S檢驗結果

3種關鍵系統運營服務可靠性評估結果表明，車門系統、牽引輔助供電系統和制動系統的平均故障間隔時間均低于相應評價指標(8 976 h、11 041 h和44 336 h)，對于31組列車總體而言，車門系統平均約每24天發生一次故障，牽引輔助供電系統平均約每27天發生一次故障，制動系統平均約每67天發生一次故障。關鍵系統可靠性函數及可靠性指標見表10。

表10 關鍵系統可靠性函數及可靠性指標

關鍵系統FMECA分析結果表明，車門系統在維護故障及運營服務故障情況下危害度最高的部件均為門風缸，危害度分別為143和12，危害性矩陣見圖8。牽引輔助供電系統在維護故障情況下受流器的危害度最高，在運營服務故障情況下輔助逆變器(SIV)的危害度最高，危害度分別為25和20，危害性矩陣見圖9。制動系統在維護故障情況下防滑傳感器的危害度最高，危害度為4，在運營服務故障情況下繼電器和空氣開關的危害度最高，危害度均為3，危害性矩陣見圖10。

圖8 車門系統危害性矩陣

圖9 牽引輔助供電系統危害性矩陣

圖10 制動系統危害性矩陣

3 結論與建議

通過開展北京地鐵1號線DKZ4型車關鍵系統使用壽命及運用可靠性研究，可得出以下結論及建議：

(1) 在車體結構主要承載梁件區域，Mc車二位端和T0車一位端牽引梁與下蓋板焊縫處疲勞損傷值均大于1，最大安全運用里程為255.8萬km；建議在運用中對所有DKZ4型車車體上述疲勞薄弱部位進行監控，并在保障修中對相關部位進行狀態普查和無損檢測，進行相應補強處理。

(2) 在轉向架構架主要承載梁件區域，動車轉向架構架電機座上蓋板與橫梁焊縫處、牽引座上蓋板與橫梁焊縫處疲勞損傷值均大于1，最大安全運用里程為171.3萬km；建議在運用中對所有DKZ4型車動車轉向架構架上述疲勞薄弱部位進行監控，并在保障修中對相關部位進行狀態普查和無損檢測，必要情況下進行局部結構補強或者補焊處理。

(3) 車門系統的維護故障率高于相應評價指標；車門系統、牽引輔助供電系統和制動系統的運營服務故障率和平均故障間隔時間均無法滿足相應評價指標，3種關鍵系統分別平均約每24、27和67天會發生一次故障；建議據此合理安排檢修周期，并加強維保和安全監控。

(4) 在維護故障及運營服務故障情況下，車門系統、牽引輔助供電系統和制動系統中危害度最高的部件分別為門風缸，受流器和SIV，防滑傳感器、繼電器和空氣開關；建議在日常維修中應重點關注上述關鍵故障部件，必要情況下，可在保障修中對其進行更新處理。