個(gè)性化道岔廓形打磨對(duì)動(dòng)車組動(dòng)力學(xué)性能影響

楊逸航，肖 乾，蔡林珊，楊智峰

（1.中鐵物總運(yùn)維科技有限公司，北京100036；2.華東交通大學(xué)載運(yùn)工具與裝備教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江西 南昌330013；3.中國(guó)地質(zhì)工程集團(tuán)有限公司，北京100000；4.中國(guó)鐵路鄭州局集團(tuán)有限公司鄭州橋工段，河南 鄭州450000）

隨著高速鐵路飛速發(fā)展和高速列車運(yùn)行重量的增加，道岔鋼軌病害日益嚴(yán)重，鋼軌打磨作為極具針對(duì)性的道岔鋼軌病害維修方法，被認(rèn)為是有效延長(zhǎng)道岔鋼軌使用壽命，提高行車安全性、平穩(wěn)性最有效途徑[1-2]。

諸多學(xué)者對(duì)鋼軌打磨進(jìn)行研究。金學(xué)松等[3]論述了鋼軌打磨技術(shù)與輪軌接觸疲勞、磨耗、噪聲、潤(rùn)滑之間的關(guān)系和相互作用模型。王文健等[4]根據(jù)廣深線鋼軌斜裂紋的形成與發(fā)展特點(diǎn)，提出采用非對(duì)稱打磨技術(shù)控制和減緩鋼軌斜裂紋的形成方法。張科元等[5]建立了打磨小車動(dòng)力學(xué)分析模型，利用該模型研究了鋼軌高低不平順、打磨速度等因素對(duì)鋼軌打磨壓力波動(dòng)的影響。楊逸航等[6]建立車輛-軌道多體系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型，分析了調(diào)邊軌個(gè)性化廓形打磨后車輛動(dòng)力學(xué)特性。楊逸航等[7]對(duì)傳統(tǒng)鋼軌病害打磨方式進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)通過傳統(tǒng)鋼軌病害打磨后軌面出現(xiàn)明顯雙光帶接觸，列車動(dòng)力學(xué)特性未能得到較好的改善。

為了提高列車過岔動(dòng)力學(xué)特性，延長(zhǎng)鋼軌使用壽命，優(yōu)化傳統(tǒng)鋼軌病害打磨工藝，選取一組徐蘭高速道岔進(jìn)行個(gè)性化道岔打磨工藝研究，建立車輛-道岔耦合無砟軌道系統(tǒng)動(dòng)力分析模型，研究對(duì)比打磨前后高速列車動(dòng)力學(xué)特性。

1 個(gè)性化道岔打磨

圖1 高速鐵路道岔示意圖Fig.1 High-speed railway turnout diagram

高鐵道岔直股鋼軌由5段不同鋼軌焊接而成，如圖1所示，每段鋼軌廓形差異性較大，如若采用傳統(tǒng)鋼軌病害打磨方式進(jìn)行處理，打磨后雖然鋼軌表面魚鱗傷、掉塊等病害得到控制，但每段鋼軌廓形差異仍然較大，輪軌關(guān)系得不到改善，列車運(yùn)行品質(zhì)得不到提升。個(gè)性化道岔鋼軌打磨[8]在對(duì)鋼軌表面病害處理的同時(shí)，對(duì)道岔每段鋼軌廓形優(yōu)化，從而達(dá)到改善輪軌關(guān)系，提高列車運(yùn)行品質(zhì)的目的。

2 輪軌接觸幾何分析

2.1 打磨前后廓形對(duì)比分析

圖2為道岔打磨前后岔前、岔中及岔后鋼軌廓形，由于鋼軌打磨不會(huì)打磨至軌腰處，將軌頂往下16 mm處軌腰進(jìn)行對(duì)齊，打磨前岔前左右股鋼軌廓形差異較大，岔中及岔后左右股鋼軌廓形差異較小，左右股較大的廓形差異導(dǎo)致列車失穩(wěn)及軌面光帶左右股差異較大[9-10]，打磨后岔前、岔中及岔后鋼軌左右股工作邊較為吻合，左右股鋼軌廓形對(duì)稱。

圖2 道岔鋼軌打磨前后廓形Fig.2 Turnout rail profile before and after grinding

2.2 輪軌接觸等效錐度分析

等效錐度是輪軌幾何接觸中的重要參數(shù)[11]。當(dāng)380B型車S1002CN車輪踏面與鋼軌接觸時(shí)，名義等效錐度在0.050～0.179較為理想[12]。表1為道岔打磨前后輪軌匹配時(shí)名義等效錐度，由表1可知，打磨前岔前、岔中、岔后鋼軌等效錐度分別為0.469，0.408，0.448，等效錐度較大，容易引起轉(zhuǎn)向架蛇形運(yùn)動(dòng)[13-14]，打磨后岔前、岔中、岔后鋼軌等效錐度顯著減小，分別為0.075，0.087，0.119，打磨后道岔輪軌接觸等效錐度均在合理范圍內(nèi)，車輛的運(yùn)行平穩(wěn)性得到改善，故通過個(gè)性化道岔鋼軌打磨后，道岔輪軌幾何接觸關(guān)系得到顯著改善。

表1 打磨前后等效錐度變化Tab.1 Equivalent conicity before and after grinding

3 車輛-道岔耦合動(dòng)力學(xué)模型建立

基于動(dòng)力學(xué)軟件建立42個(gè)獨(dú)立自由度的高速列車車輛模型，包括1個(gè)車體、2個(gè)構(gòu)架、4條輪對(duì)和8個(gè)軸箱總計(jì)15個(gè)剛體[15]。建模過程中充分考慮輪軌接觸幾何、橫向止檔、懸掛力元等非線性特性。車輪踏面類型為S1002CN，采用輪軌非橢圓多點(diǎn)接觸算法計(jì)算蠕滑力。同時(shí)將上述擬合處理好后的道岔線型輸入至軟件中，圖3為車輛-道岔耦合無砟軌道系統(tǒng)動(dòng)力分析模型。

圖3 車輛-道岔耦合動(dòng)力學(xué)模型Fig.3 Vehicle-turnout coupling dynamic model

4 車輛通過道岔的振動(dòng)特性分析

利用高速鐵路車輛-道岔耦合無砟軌道系統(tǒng)動(dòng)力分析模型，模擬仿真動(dòng)車組單節(jié)車輛分別在沒有激勵(lì)的條件下，以100，200，300 km/h及400 km/h速度等級(jí)通過打磨前后道岔，研究分析個(gè)性化道岔鋼軌打磨對(duì)高速列車動(dòng)力學(xué)性能影響。

4.1 輪軌相互作用

1）輪軌橫向力。表2為高速列車通過打磨前后道岔岔前、岔中及岔后時(shí)，輪軌橫向力峰值變化。由表2可知，隨著列車運(yùn)行速度的增加，列車輪軌橫向力峰值也逐漸增大。通過個(gè)性化道岔鋼軌打磨后，當(dāng)列車分別以100，200，300 km/h及400 km/h速度通過岔前時(shí)，橫向力峰值分別降低46.51%，45.94%，47.03%，60.32%；當(dāng)列車分別以100，200，300 km/h及400 km/h速度通過岔中時(shí)，橫向力峰值分別降低8.25%，7.76%，13.11%，22.37%；當(dāng)列車分別以100，200，300 km/h及400 km/h速度通過岔后時(shí)，橫向力峰值分別降低25.58%，33.23%，49.56%，61.83%。通過個(gè)性化道岔鋼軌打磨，列車通過道岔時(shí)輪軌橫向力顯著降低，同時(shí)列車速度越高，輪軌橫向力降低百分比也越高。

表2 輪軌橫向力峰值變化Tab.2 Wheel/rail transverse force maximum value before and after grinding kN

2）輪軌垂向力。表3為高速列車通過打磨前后道岔岔前、岔中及岔后時(shí)，輪軌垂向力峰值變化。由表3可知，通過個(gè)性化道岔鋼軌打磨后，當(dāng)列車分別以100，200，300 km/h及400 km/h速度通過岔前時(shí)，垂向力峰值分別降低0.58%，0.41%，0.35%，0.34%；當(dāng)列車分別以100，200，300 km/h及400 km/h速度岔中時(shí)，垂向力峰值分別降低2.13%，2.50%，3.35%，4.66%；當(dāng)列車分別以100，200，300 km/h及400 km/h速度岔后時(shí)，垂向力峰值分別降低1.16%，0.91%，0.51%，0.31%。通過個(gè)性化道岔鋼軌打磨，列車通過道岔時(shí)輪軌垂向力幾乎未有改變。

表3 輪軌垂向力峰值變化表Tab.3 Wheel/rail vertical force maximum value before and after grinding kN

3）輪軌磨耗功。表4為高速列車通過打磨前后道岔岔前、岔中及岔后時(shí)，輪軌磨耗功峰值變化。由表4可知，隨著列車運(yùn)行速度的增加，列車輪軌磨耗功峰值也逐漸增大。通過個(gè)性化道岔鋼軌打磨后，當(dāng)列車分別以100，200，300 km/h及400 km/h速度通過岔前時(shí)，磨耗功峰值分別降低59.35%，33.45%，59.35%，59.35%；當(dāng)列車分別以100，200，300 km/h及400 km/h通過速度岔中時(shí)，磨耗功峰值分別降低10.99%，38.07%，42.58%，23.13%；當(dāng)列車分別以100，200，300 km/h及400 km/h速度通過岔后時(shí)，磨耗功峰值分別降低67.76%，45.42%，41.86%，41.36%。通過個(gè)性化道岔鋼軌打磨，列車通過道岔時(shí)輪軌磨耗功顯著減小。

表4 輪軌磨耗功峰值變化情況Tab.4 Wheel/rail wear power maximum value before and after grinding W

4.2 車輛運(yùn)行安全性

1）輪重減載率。表5為高速列車通過打磨前后道岔岔前、岔中及岔后時(shí)，輪重減載率峰值變化。由表5可知，通過個(gè)性化道岔鋼軌打磨后，當(dāng)列車分別以100，200，300 km/h及400 km/h速度通過岔前時(shí)，輪重減載率峰值分別降低80.13%，75.09%，75.07%，75.69%；當(dāng)列車分別以100，200，300 km/h及400 km/h速度通過岔中時(shí)，輪重減載率峰值分別降低95.11%，50.77%，65.78%，70.66%；當(dāng)列車分別以100，200，300 km/h及400 km/h速度通過岔后時(shí)，輪重減載率峰值分別降低69.17%，49.21%，33.53%，22.91%。通過個(gè)性化道岔鋼軌打磨，列車通過道岔時(shí)輪重減載率顯著減小。

表5 輪重減載率峰值變化Tab.5 Wheel weight reduction maximum value before and after grinding

2）脫軌系數(shù)。表6為高速列車通過打磨前后道岔岔前、岔中及岔后時(shí)，脫軌系數(shù)峰值變化。由表6可知，隨著列車運(yùn)行速度的增加，列車脫軌系數(shù)峰值也逐漸增大。通過個(gè)性化道岔鋼軌打磨后，當(dāng)列車分別以100，200，300 km/h及400 km/h速度通過岔前時(shí)，脫軌系數(shù)峰值分別降低44.65%，45.70%，46.89%，75.69%；當(dāng)列車分別以100，200，300 km/h及400 km/h速度通過岔中時(shí)，脫軌系數(shù)峰值分別降低23.79%，29.29%，40.11%，45.77%；當(dāng)列車分別以100，200，300 km/h及400 km/h速度通過岔后時(shí)，脫軌系數(shù)峰值分別降低66.80%，69.19%，70.46%，75.35%。通過個(gè)性化道岔鋼軌打磨，列車通過道岔時(shí)脫軌系數(shù)峰值顯著減小，同時(shí)隨著列車速度越高，脫軌系數(shù)峰值降低百分比也越高。

表6 脫軌系數(shù)峰值峰值變化Tab.6 Derailment coefficient maximum value before and after grinding

4.3 車輛運(yùn)行平穩(wěn)性

1）車體振動(dòng)加速度。表7為高速列車通過打磨前后道岔岔前、岔中及岔后時(shí)，車體橫向加速度峰值變化。由表7可知，隨著列車運(yùn)行速度的增加，列車車體橫向加速度峰值也逐漸增大。通過個(gè)性化道岔鋼軌打磨后，當(dāng)列車分別以100，200，300 km/h及400 km/h速度通過岔前時(shí)，車體橫向加速度峰值分別降低87.95%，90.25%，90.38%，89.73%；當(dāng)列車分別以100，200，300 km/h及400 km/h速度通過岔中時(shí)，車體橫向加速度峰值分別降低16.11%，39.80%，50.08%，39.06%；當(dāng)列車分別以100，200，300 km/h及400 km/h速度通過岔后時(shí)，車體橫向加速度峰值分別降低72.54%，79.97%，74.82%，73.79%。通過個(gè)性化道岔鋼軌打磨，列車通過道岔時(shí)車體橫向加速度峰值顯著減小。

表8為高速列車通過打磨前后道岔岔前、岔中及岔后時(shí)，車體垂向加速度峰值變化。在沒有激勵(lì)的條件下，個(gè)性化道岔鋼軌打磨對(duì)車體垂向加速度峰值幾乎未有影響。

表7 車體橫向加速度峰值變化Tab.7 Vehicle body lateral acceleration maximum value before and after grinding （m/s2）

表8 車體垂向加速度峰值變化Tab.8 Vehicle body vertical acceleration maximum value before and after grinding （m/s2）

2）構(gòu)架振動(dòng)加速度。表9為高速列車通過打磨前后道岔岔前、岔中及岔后時(shí)，構(gòu)架橫向加速度峰值變化。由表9可知，隨著列車運(yùn)行速度的增加，列車構(gòu)架橫向加速度峰值也逐漸增大。通過個(gè)性化道岔鋼軌打磨后，當(dāng)列車分別以100，200，300 km/h及400 km/h速度通過岔前時(shí)，構(gòu)架橫向加速度峰值分別降低42.32%，81.37%，82.54%，82.65%；當(dāng)列車分別以100，200，300 km/h及400 km/h速度通過岔中時(shí)，構(gòu)架振動(dòng)加速度峰值分別降低12.68%，37.18%，50.73%，63.98%；當(dāng)列車分別以100，200，300 km/h及400 km/h速度通過岔后時(shí)，構(gòu)架振動(dòng)加速度峰值分別降低77.84%，74.68%，66.18%，67.21%。通過個(gè)性化道岔鋼軌打磨，列車通過道岔時(shí)構(gòu)架橫向加速度峰值顯著減小。17.72%，16.08%，50.21%；當(dāng)列車分別以100，200，300 km/h及400 km/h速度通過岔后時(shí)，構(gòu)架垂向加速度峰值分別降低4.31%，23.72%，1.81%，11.34%。通過個(gè)性化道岔鋼軌打磨，列車通過道岔時(shí)構(gòu)架垂向加速度峰值減小。

表9 構(gòu)架橫向加速度峰值變化Tab.9 Bogie frame lateral acceleration maximum value before and after grinding （m/s2）

表10 構(gòu)架垂向加速度峰值變化Tab.10 Bogie frame vertical acceleration maximum value before and after grinding （m/s2）

5 結(jié)論

選取徐蘭高鐵1組道岔進(jìn)行個(gè)性化鋼軌打磨道岔試驗(yàn)，通過分析道岔岔前、岔中及岔后打磨前后輪軌幾何關(guān)系，并建立車輛-道岔耦合無砟軌道系統(tǒng)動(dòng)力分析模型，研究對(duì)比打磨前后高速列車動(dòng)力學(xué)特性，得到以下結(jié)論。

1）通過個(gè)性化鋼軌打磨道岔后，岔前、岔中及岔后鋼軌左右股較為對(duì)稱，且工作邊未出現(xiàn)明顯棱角。同時(shí)，輪軌等效錐度降低，并在合理范圍內(nèi)，車輛的運(yùn)行平穩(wěn)性提升。

2）通過個(gè)性化鋼軌打磨道岔后，列車通過道岔時(shí)，輪軌橫向力峰值、輪軌磨耗功峰值均顯著降低，列車輪軌作用力得到改善；輪重減載率峰值、脫軌系數(shù)峰值及輪軌橫移量峰值均降低，列車安全性得到顯著提升；車體橫/縱向加速度峰值及構(gòu)架橫/縱向加速度峰值均降低，列車運(yùn)行穩(wěn)定性得到提升。