高速鐵路輪軌型面匹配對車輛動力學(xué)性能的影響

孫麗霞

(中國鐵道科學(xué)研究院 鐵道科學(xué)技術(shù)研究發(fā)展中心，北京　100081)

輪軌型面匹配關(guān)系對車輛運行安全性和旅客乘坐舒適性有著重要影響，一直是輪軌關(guān)系研究中的熱點問題之一。我國高速鐵路目前是3種鋼軌軌頭廓形(60，60N和60D)匹配5種車輪型面(LMA，S1002CN，XP55，LMD和LMB-10)，因此分析并掌握服役條件下輪軌接觸關(guān)系的演變和發(fā)展規(guī)律，對合理預(yù)測和保證車輛優(yōu)良的動力學(xué)性能具有重要意義。

由于輪軌系統(tǒng)相互作用時存在輪軌接觸幾何非線性和蠕滑力/蠕滑率非線性，并且高速列車系統(tǒng)的強非線性特征使得其動力學(xué)響應(yīng)對于輪軌接觸關(guān)系的變化極其敏感，加之外界激擾的隨機性，還會隨機地繞極限環(huán)攝動，從而大大增加了輪軌關(guān)系問題研究的復(fù)雜性，因此對所采用的分析方法有很高的要求。國內(nèi)外分析輪軌匹配關(guān)系對車輛動力學(xué)性能影響的方法和手段主要包括輪軌接觸有限元分析方法、輪軌接觸幾何非線性分析方法和車輛系統(tǒng)動力學(xué)分析方法等。Vo K D，Braghin F等[1-2]利用有限元分析方法分析了不同輪軌匹配的滾動接觸問題。Polach、張劍、梁樹林、麥國耀等[3-6]從輪軌接觸幾何非線性的角度分析了不同輪軌型面匹配情況下，等效錐度、踏面等效重力剛度等的特征及其對車輛動力學(xué)性能的影響。由于高速列車服役過程中車輪大多處于磨耗狀態(tài)，因此學(xué)者們[7-9]對車輪磨耗以后車輛動力學(xué)性能的變化情況也進行了分析。但以往研究主要關(guān)注輪軌型面變化的單因素分析，主要從等效錐度的角度分析輪軌幾何非線性接觸關(guān)系對車輛動力學(xué)性能的影響，評判的指標(biāo)較為單一。

本文結(jié)合輪軌三維幾何接觸分析方法和車輛—軌道耦合動力學(xué)分析方法，對我國3種典型型面(LMA，S1002CN，XP55)車輪和3種廓形(60，60N、60D)鋼軌進行新輪新軌以及服役條件下輪軌匹配的非線性接觸關(guān)系進行對比研究，并結(jié)合等效錐度、Polach指數(shù)、輪軌接觸帶寬、接觸帶寬變化率和接觸點移動速率等多個評判指標(biāo)綜合分析服役條件下輪軌型面匹配關(guān)系對車輛動力學(xué)性能的影響規(guī)律。

1　輪軌接觸非線性分析

1.1　輪軌三維幾何接觸分析模型及求解方法

為了準(zhǔn)確模擬輪軌接觸特征，建立了能夠分析兩點接觸的輪軌三維幾何接觸模型。在該輪軌接觸模型中，共設(shè)置了3套坐標(biāo)系統(tǒng)，如圖1所示。圖中：OXYZ為軌道坐標(biāo)系，原點位于軌道中心線上，X軸指向軌道延伸的切線方向；oxyz為輪對坐標(biāo)系，原點位于輪對質(zhì)心，x軸與X軸的夾角為輪對搖頭角Ψ，z軸與Z軸的夾角為輪對側(cè)滾角φ；oWLxWLyWLzWL和oWRxWRyWRzWR分別為左、右輪軌接觸坐標(biāo)系，原點分別為左、右輪軌接觸點。

圖1　輪軌三維幾何接觸模型坐標(biāo)系統(tǒng)

考慮到輪軌潛在接觸點位于車輪廓形上Z方向的最低點，引入車輪廓形在Z方向的梯度矩陣GW表示輪軌接觸點所在的潛在接觸線，該接觸線滿足的條件為

(1)

參照文獻[10]，已知車輪在yoz截面內(nèi)的輪廓曲線W(y)，那么輪軌的潛在接觸線可表示為

(2)

式中：flag為邏輯變量，flag=1表示右輪，flag=-1表示左輪。

利用式(2)可以將x反解出來表示為y的函數(shù)，即x=f(y)，將其代入到文獻[10]中的車輪空間廓形中，可以求得車輪廓形上輪軌潛在接觸點在軌道坐標(biāo)系中的坐標(biāo){XWcp(i)，YWcp(i)，ZWcp(i)|i=1，2，…}。同理，鋼軌廓形上輪軌潛在接觸點在軌道坐標(biāo)系中的坐標(biāo)為{XRcp(i)，YRcp(i)，ZRcp(i)|i=1，2，…}。

由輪軌幾何約束條件可知下式的最小值即為輪軌實際接觸點，可采用數(shù)值計算方法得到。

D(i)=ZWcp(i)-ZRcp(i)

(3)

式中：D(i)為輪軌潛在接觸點的垂向距離；ZWcp(i)和ZRcp(i)分別為車輪和鋼軌廓形的垂向坐標(biāo)。

實際上，D(i)可能存在多個極值點。若其他接觸點與已得到的接觸點的垂向距離的差值滿足下式，則表明輪軌出現(xiàn)多點接觸。

|Dmin,j(i)-Dmin(i)|≤η

(4)

式中：Dmin,j(i)為第j個極值點；Dmin(i)為垂向距離最小值；η為輪軌接觸滲透量。

1.2　輪軌三維幾何接觸分析結(jié)果

將輪對橫移量設(shè)為幅值等于15 mm的正弦波形，利用上述輪軌接觸非線性分析方法求解得到的LMA型面車輪與60鋼軌匹配時輪軌接觸點在車輪型面上的分布如圖2所示。由圖2可知：當(dāng)輪對橫移量達到9 mm后，輪軌接觸點從踏面區(qū)域跳躍至輪緣區(qū)域，且出現(xiàn)了踏面和輪緣同時與鋼軌接觸的多點接觸情況，使得輪軌接觸幾何特征出現(xiàn)躍變。

圖2LMA型面車輪與60鋼軌匹配時輪軌接觸點的跳躍特征

1)新輪新軌匹配分析

采用上述方法得到LMA，S1002CN和XP55這3種型面車輪分別與60鋼軌匹配時的輪軌接觸點對比結(jié)果如圖3和圖4所示。由圖3和圖4可知：這3組輪軌匹配的接觸幾何特征明顯不同，首先表現(xiàn)為接觸點在車輪和鋼軌上的分布范圍和帶寬明顯不同，其中S1002CN型面車輪與60鋼軌匹配時，接觸點在車輪踏面區(qū)域上形成的接觸帶寬最大，XP55型面車輪與60鋼軌匹配時，接觸點在車輪和鋼軌上的分布范圍最小，接觸帶寬最窄；其次是接觸點的跳躍程度明顯不同，其中S1002CN型面車輪與60鋼軌匹配時，接觸點在車輪和鋼軌上出現(xiàn)3次明顯跳躍，跳躍的次數(shù)最多，而LMA型面車輪與60鋼軌相匹配時，接觸點分布最均勻；此外，接觸點移動速率明顯不同，S1002CN型面車輪與60鋼軌相匹配時，接觸點移動速率最大。

圖3　不同型面車輪與60鋼軌匹配時的接觸點

3種鋼軌廓形的對比情況如圖5所示。其中60N鋼軌是以60鋼軌為原形設(shè)計的鋼軌廓形[11]，其廓形與60鋼軌廓形相比，在軌頭兩側(cè)向里收得更多；60D鋼軌廊形為預(yù)打磨設(shè)計廓形，其在軌距角一側(cè)的廓形介于60鋼軌和60N鋼軌的廓形之間，而在非工作邊一側(cè)則與60鋼軌的廓形基本重合。目前我國大多數(shù)高速鐵路采用60D鋼軌。

得到輪軌接觸點后，采用諧波法[12]計算得到LMA，S1002CN和XP55這3種型面車輪分別與3種鋼軌匹配時的等效錐度對比結(jié)果如圖6所示，計算時考慮了給定軸重情況下輪軌的彈性滲透量。

圖5　60，60N和60D鋼軌廓形對比

圖6　新輪新軌匹配時的等效錐度比較

由圖6可知：LMA型面車輪與3種鋼軌匹配的等效錐度變化曲線整體較平緩，且當(dāng)輪對橫移量小于8mm時，等效錐度很低，不超過0.1；XP55型面車輪與3種鋼軌匹配時的接觸點集中在軌頭中心，因此在輪對橫移量小于7.5 mm時，等效錐度基本為1條平直線，車輪可看作錐形；S1002CN型面車輪與3種鋼軌匹配的等效錐度變化曲線跳躍最明顯，且較另外2種型面車輪的等效錐度大。

縱向比較同一種型面車輪與不同鋼軌匹配的結(jié)果。由圖6(a)可知：LMA型面車輪與60N和60D鋼軌接觸時，輪軌接觸點更集中在軌頭中心，因此等效錐度值較60鋼軌要小。由圖6(b)可知：S1002CN型面車輪與60N鋼軌匹配，當(dāng)輪對橫移量小于8 mm時，輪軌接觸點均集中在軌頭中心，等效錐度值保持在0.1，而當(dāng)輪對橫移量大于8 mm時，輪軌接觸點發(fā)生跳躍，等效錐度值迅速增大；而與60和60D鋼軌匹配時，輪軌接觸點在橫移量為6和7.5 mm時便發(fā)生跳躍。由圖6(c)可知：XP55型面車輪與3種鋼軌相匹配時，最明顯的不同是接觸點發(fā)生跳躍的位置不同，與60鋼軌匹配時接觸點先發(fā)生跳躍，與60D鋼軌匹配時接觸點在橫移量為9 mm處發(fā)生跳躍，與60N鋼軌匹配且橫移量大于10 mm時接觸點才跳躍至鋼軌軌距角位置。

綜合分析可知：S1002CN型面車輪的接觸點跳躍最明顯，LMA型面車輪的接觸點分布最均勻，XP55型面車輪的接觸帶寬最窄；3種型面新輪與60N和60D鋼軌相匹配時，其輪軌接觸點較60鋼軌更集中在軌頭中心處。

2)服役條件下輪軌匹配分析

選取京滬線1個鏇修周期內(nèi)的2種S1002CN型面磨耗車輪，分別與3種鋼軌進行服役條件下的輪軌型面匹配分析。運行10萬km以后，踏面基點處的磨耗深度約為0.34 mm；運行20萬km以后，踏面基點處的磨耗深度約為0.62 mm。按照磨耗深度由小到大，將這2種磨耗車輪的型面分別記為S1002CN_W1和S1002CN_W2，它們與原始S1002CN型面的對比如圖7所示。由于我國高速鐵路鋼軌的自然磨耗深度遠遠小于車輪的磨耗深度，通過總重為40 Mt時，鋼軌的最大自然磨耗深度僅約為0.07 mm，因此選取鋼軌原始廓形與磨耗車輪的型面進行服役條件下的輪軌匹配分析。

2種型面磨耗車輪分別與3種鋼軌匹配時的等效錐度的計算結(jié)果如圖8所示。與圖6(b)對比可知：服役條件下輪軌匹配時等效錐度計算結(jié)果與新輪新軌匹配時相同的是，與60N和60D鋼軌匹配時的等效錐度均小于與60鋼軌相匹配時的情況；當(dāng)輪對橫移量在0～8 mm范圍內(nèi)時，磨耗車輪的等效錐度較新輪新軌匹配時不同程度地增大，而當(dāng)輪對橫移量大于8 mm時，磨耗車輪的等效錐度與新輪新軌匹配時相差不大。

圖7　車輪原始型面與磨耗型面對比圖

圖8　服役條件下輪軌匹配時的等效錐度計算結(jié)果

2　車輛動力學(xué)性能分析

2.1　分析模型及激勵條件

建立50個自由度的車輛—軌道耦合動力學(xué)計算模型[13]，利用該模型對3種型面車輪與3種廓形鋼軌進行兩兩匹配的車輛動力學(xué)性能進行分析計算。為了綜合分析高速列車在直線和曲線區(qū)段的運行性能，計算工況設(shè)置見表1。表中：v為車速；R為曲線半徑。直線和曲線區(qū)段的軌道不平順均采用我國高速鐵路實測的軌道不平順功率譜，如圖9所示。

表1　仿真分析時工況設(shè)置

圖9　實測軌道不平順功率譜

2.2　車輛動力學(xué)性能對比分析結(jié)果

1)新輪新軌匹配分析

3種車型在直線及曲線上運行時，統(tǒng)計得到輪軌橫向力和垂向力的最大值分別如圖10和圖11所示。采用的統(tǒng)計方法為：0～20 Hz低通濾波，剔除1.5‰最大值后，求0.03 s的滑動平均值，再取其最大值。

由圖10和圖11可知：在直線及曲線工況下B型車的輪軌橫向力和垂向力的最大值總體上大于另外2種車型，且S1002CN型面車輪與60鋼軌匹配時的輪軌橫向力和垂向力大于與60N和60D鋼軌匹配時；對比同一種型面車輪與不同鋼軌匹配的情況，LMA和XP55型面車輪與3種鋼軌匹配時，無論是在直線區(qū)段還是曲線區(qū)段，輪軌垂向力幾乎無差別，而S1002CN型面車輪與3種鋼軌相匹配時，輪軌垂向力的差異比另外2種型面車輪要明顯。

分析可知，在輪對橫移量均小于3 mm的條件下，LMA和XP55型面車輪與3種鋼軌匹配時，等效錐度均不足0.05，幾乎無差別，輪軌橫向力和垂向力的最大值也無明顯差異；而S1002CN型面車輪在與3種鋼軌匹配時，由于其對鋼軌廓形變化的敏感性較強，因此即使在輪對橫移量很小時等效錐度仍有0.1的差異，輪軌橫向力和垂向力最大值的變化也比另外2種型面車輪要明顯得多。

圖10　輪軌橫向力最大值對比結(jié)果

圖11　輪軌垂向力最大值對比結(jié)果

對脫軌系數(shù)和輪重減載率計算結(jié)果剔除1.5‰最大值后，統(tǒng)計得到的2 m滑動平均值的最大值如圖12所示。由圖12可知：當(dāng)鋼軌廓形一定時，采用不同型面的車輪，車輛的脫軌系數(shù)和輪重減載率均有明顯差異，且輪重減載率的變化相對較大，可見輪重減載率對車輪型面的變化較其他動力學(xué)指標(biāo)要敏感。

圖12　脫軌系數(shù)和輪重減載率統(tǒng)計結(jié)果

2)服役條件下輪軌匹配分析

S1002CN型面車輪的踏面磨耗以后在與不同鋼軌匹配時，計算得到的輪軌橫向力、輪軌垂向力、脫軌系數(shù)、輪重減載率、車體橫向平穩(wěn)性指標(biāo)和車體垂向平穩(wěn)性指標(biāo)的統(tǒng)計最大值與新輪新軌匹配時各指標(biāo)的相對增長率見表2。由表2可知：在給定工況下，車輪磨耗以后，脫軌系數(shù)和輪重減載率的增大最明顯，輪軌垂向力和車體平穩(wěn)性指標(biāo)的相對增長率最小，可見各種動力學(xué)指標(biāo)對于車輪磨耗的敏感性存在差異；對比同一磨耗車輪與不同廓形鋼軌的匹配結(jié)果可知，與新輪新軌匹配相比，磨耗車輪與60鋼軌匹配時脫軌系數(shù)、輪重減載率的相對增長率均大于與60N和60D鋼軌匹配時，且當(dāng)車速增大到350 km·h-1以后，60N和60D鋼軌在降低這些動力學(xué)指標(biāo)方面的優(yōu)勢比300 km·h-1速度級時更加明顯。

表2　S1002CN型面車輪磨耗以后車輛動力學(xué)指標(biāo)的變化情況　%

采用UIC 518標(biāo)準(zhǔn)[14]中的車輛橫向運動穩(wěn)定性評判方法，統(tǒng)計得到車輛在直線區(qū)段運行時的構(gòu)架橫向加速度移動均方根值RMS，即對轉(zhuǎn)向架橫向加速度進行f0±2 Hz(f0為轉(zhuǎn)向架蛇行失穩(wěn)頻率)的帶通濾波，然后以10 m的步長計算100 m長度的轉(zhuǎn)向架橫向加速度移動均方根值，如圖13所示。由圖13可知：S1002CN_W1和S1002CN_W2型面磨耗車輪與60N及60D鋼軌匹配時的構(gòu)架橫向加速度移動均方根值明顯小于與60鋼軌匹配時；值得注意的是，運營里程達到20萬km時，S1002CN型面車輪與60N和60D鋼軌匹配時的等效錐度仍小于其與60鋼軌匹配時的初始等效錐度，這也就解釋了其與60N和60D鋼軌匹配時輪軌橫向力、構(gòu)架橫向加速度值比較小的原因。

3　服役條件下輪軌接觸非線性關(guān)系對車輛動力學(xué)性能的影響分析

由上述分析可知，如果同一種型面車輪與不同廓形鋼軌匹配時的等效錐度值相差不大，則輪軌橫向力、輪軌垂向力等動力學(xué)指標(biāo)也無明顯差別，如LMA和XP55型面車輪與3種廓形鋼軌匹配時；如果同一種型面車輪與不同廓形鋼軌匹配時的等效錐度值差別較明顯，則輪軌橫向力、輪軌垂向力等動力學(xué)指標(biāo)也會有明顯差別，如S1002CN型面車輪與3種廓形鋼軌匹配時。可見，等效錐度與車輛的動力學(xué)性能有緊密的關(guān)聯(lián)性。實際上輪軌的等效錐度隨著車輛運行里程和車輪磨耗深度的增加在不斷變化?，F(xiàn)場用于評判輪軌匹配關(guān)系的等效錐度為輪對橫移量為3 mm處的等效錐度，而與該等效錐度對應(yīng)的輪軌匹配有無限種可能，因此該等效錐度僅為輪軌接觸的線性參數(shù)，并不能反映輪軌的非線性接觸關(guān)系。

Polach提出另一個輪軌接觸參數(shù)，即Polach指數(shù)[7]，并與等效錐度一起用來評判輪軌接觸的非線性。Polach指數(shù)NP為等效錐度曲線在輪對橫移量為2 mm處的等效錐度λ2和4 mm處的等效錐度λ4間的斜率，即

(5)

圖13　構(gòu)架橫向加速度移動均方根值

除了NP外，接觸帶寬、接觸帶寬變化率和接觸點移動速率[7,15]也被用來表征輪軌接觸關(guān)系。接觸帶寬變化率為輪對橫移量在-yW～yW范圍內(nèi)變化時，一側(cè)車輪踏面接觸點的橫坐標(biāo)變化范圍相對于輪對橫移量的變化率，為

(6)

式中：dLC(AW)為接觸帶寬變化率；yC(yW)為輪對橫移量為yW時輪軌接觸點在車輪廓形上的橫坐標(biāo)。

接觸點移動速率為接觸點在車輪廓形上的橫坐標(biāo)變化量隨著輪對橫移量的變化率，為

(7)

式中：dyC(yW)為接觸點移動速率； ΔyW為輪對橫移量的變化量。

隨著車輛運營里程從0增加到20萬km，S1002CN型面磨耗車輪與60，60N和60D鋼軌匹配時等效錐度及NP值的變化情況如圖14所示。由圖14可知：與60N和60D鋼軌匹配時NP值隨車輛運營里程的增加而逐漸減小，且由正值變?yōu)樨?fù)值，說明隨著車輪磨耗的增加等效錐度曲線的斜率發(fā)生了變化。

根據(jù)以往研究，等效錐度曲線的斜率將對車輛蛇行失穩(wěn)極限環(huán)分岔形式產(chǎn)生影響[15-16]。S1002CN_W1，S1002CN_W2型面磨耗車輪分別與60D鋼軌匹配時，車輛在人工設(shè)置的蛇行譜(蛇行譜前500 m為實測軌道不平順，之后為理想光滑的軌道)激勵下的輪對橫移量如圖15所示。

圖14　NP和等效錐度隨車輛運營里程的變化規(guī)律

圖15　輪對橫移量

由圖15可知：S1002CN_W1型面磨耗車輪與60D鋼軌匹配時，車輛失穩(wěn)表現(xiàn)為輪對的小幅度蛇行，輪對橫移量尚不足1 mm，構(gòu)架橫向振動加速度遠未達到0.8 g；當(dāng)S1002CN_W2磨耗車輪與60D鋼軌匹配時，隨著運營里程的增加，車輛失穩(wěn)時的輪對橫移量明顯增大，達到近2 mm。

根據(jù)車輛在蛇行譜激勵下輪對的穩(wěn)定橫移量，繪制車輛蛇行失穩(wěn)極限環(huán)分岔圖，如圖16所示。由圖16可知：S1002CN_W1型面磨耗車輪與60D鋼軌匹配時，車輛表現(xiàn)出超臨界蛇行失穩(wěn)的分岔特性，即車輛發(fā)生蛇行失穩(wěn)以后，輪對橫移量、構(gòu)架橫向加速度等指標(biāo)增加較緩慢；而S1002CN_W2型面磨耗車輪與60D鋼軌匹配時，車輛表現(xiàn)出亞臨界蛇行失穩(wěn)的分岔特性，即車輛一旦失穩(wěn)輪對橫移量和構(gòu)架橫向加速度等指標(biāo)快速增大。

圖16　車輛蛇行運動極限環(huán)分叉圖

因為車輛正常運行時的輪對橫移量較小，所以圖17僅給出了輪對橫移量為-4～4 mm時，S1002CN型面車輪在1個鏇修周期內(nèi)與60D鋼軌相匹配時的輪軌接觸點移動速率。同時結(jié)合圖18中輪軌接觸點在車輪型面的位置變化情況可知：隨著運營里程的增加以及車輪磨耗程度的增大，輪軌接觸點的移動量也增大；對于新車輪，接觸點的移動量變化較均勻；而車輛運行10萬km以后，在橫移量為-0.5～0.5 mm范圍內(nèi)接觸點的移動速率明顯增大，其最大值大約為新輪的3倍，從而導(dǎo)致車輪滾動圓附近磨耗區(qū)域的磨耗加快，容易形成凹形磨耗。

圖17　輪軌接觸點移動速率

圖18　輪軌接觸點在車輪型面上的位置變化

S1002CN型面新輪以及磨耗輪與3種廓形鋼軌匹配時輪軌接觸帶寬的變化率如圖19所示。由圖19可見：隨著運營里程的增加，輪軌接觸帶寬的變化率迅速增加，而橫移量減小。這也表明車輪磨耗以后，相同橫移量下車輪名義滾動圓附近的接觸帶寬變大，從而影響車輛蛇行失穩(wěn)臨界速度的高低和失穩(wěn)后蛇行振動的幅值，這也解釋了圖15中為什么隨著車輪磨耗的增加，輪對的蛇行運動幅值發(fā)生了變化。

圖19　輪軌接觸帶寬變化率

由此可見，等效錐度值作為反映輪軌接觸關(guān)系的重要參數(shù)，在一定程度上可以用來評判輪軌匹配關(guān)系。但是，在實際運營中，由于車輪的磨耗而使車輪型面不斷變化，輪軌非線性接觸幾何關(guān)系具有較大的隨機性，單一的等效錐度值并不能完全反映復(fù)雜的輪軌接觸關(guān)系，因此掌握車輛在其運行交路范圍內(nèi)車輪磨耗的演變規(guī)律，綜合分析包括等效錐度、NP值、輪軌接觸帶寬、接觸帶寬變化率和接觸點移動速率等在內(nèi)的輪軌接觸非線性參數(shù)的變化，對于保證高速車輛在整個服役周期內(nèi)具備良好的動力學(xué)性能至關(guān)重要。

4　結(jié)論及建議

(1)3種型面新輪與3種廓形新軌匹配時，S1002CN型面車輪的接觸點跳躍最明顯，LMA型面車輪的接觸點分布最均勻，XP55型面車輪的接觸帶寬最窄，3種型面新輪與60N和60D鋼軌匹配時，輪軌接觸點較60鋼軌更集中在軌頭中心處。輪對橫移量小于8 mm時，S1002CN型面車輪在1個鏇修周期內(nèi)與60N和60D鋼軌匹配時的等效錐度值均小于與60鋼軌匹配時的情況。

(2)輪軌接觸幾何非線性關(guān)系對車輛動力學(xué)性能有重要影響，在正常運營的輪對橫移范圍內(nèi)，XP55和LMA型面車輪與3種鋼軌匹配時的等效錐度值相差不到0.05，輪軌橫向力、輪軌垂向力等動力學(xué)指標(biāo)無明顯差異。S1002CN型面車輪與3種鋼軌匹配時的等效錐度值差別大于0.1，動力學(xué)指標(biāo)變化較明顯。與新輪新軌匹配的結(jié)果相比，S1002CN型面磨耗車輪與60鋼軌匹配時，脫軌系數(shù)、輪重減載率的相對增長率均大于與60N和60D鋼軌匹配時。不同動力學(xué)指標(biāo)對輪軌廓形變化的敏感性存在差異，脫軌系數(shù)、輪重減載率、輪軌橫向力、構(gòu)架橫向加速度對輪軌型面的變化較敏感，而輪軌垂向力和車體平穩(wěn)性指標(biāo)對輪軌型面變化的敏感性較差。

(3)S1002CN型面新輪與60D鋼軌匹配時，接觸點移動量在踏面區(qū)域的變化較均勻；車輛運行10萬km以后，在橫移量為-0.5～0.5 mm范圍內(nèi)接觸點的移動速率明顯增大，從而導(dǎo)致滾動圓附近的磨耗加快。S1002CN型面車輪與3種鋼軌匹配時，隨著運營里程的增加，滾動圓附近的輪軌接觸帶寬變大，且與60N和60D鋼軌匹配時NP由正值變?yōu)樨?fù)值，從而影響車輛蛇行失穩(wěn)臨界速度的高低、失穩(wěn)后蛇行振動的幅值以及車輛蛇行失穩(wěn)極限環(huán)分岔的特征。

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