我國(guó)重載貨車轉(zhuǎn)向架曲線性能對(duì)比仿真

楊春雷 ，黃運(yùn)華 ，李 芾

（1.湖北民族大學(xué)新材料與機(jī)電工程學(xué)院，湖北 恩施 445000；2.西南交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，四川 成都 610031）

眾所周知，質(zhì)量可靠、性能優(yōu)良的運(yùn)輸裝備是實(shí)現(xiàn)鐵路重載運(yùn)輸發(fā)展的重要支撐和保證，其中轉(zhuǎn)向架的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)和技術(shù)性能又是影響車輛整體運(yùn)行性能的技術(shù)關(guān)鍵和核心.因此，開(kāi)發(fā)研制出滿足我國(guó)鐵路重載要求的大軸重貨車轉(zhuǎn)向架是順利實(shí)現(xiàn)我國(guó)鐵路重載運(yùn)輸?shù)那疤醄1-2].我國(guó)在借鑒國(guó)外大軸重轉(zhuǎn)向架實(shí)踐應(yīng)用經(jīng)驗(yàn)和先進(jìn)技術(shù)的基礎(chǔ)上，經(jīng)過(guò)科研人員和鐵路工程技術(shù)人員的探索和研究，在20 世紀(jì)90年代，開(kāi)發(fā)出了25 t 軸重的交叉支撐轉(zhuǎn)向架（K6）和副構(gòu)架徑向轉(zhuǎn)向架（K7）[3-5]，滿足了當(dāng)時(shí)我國(guó)鐵路貨運(yùn)120 km/h 的提速技術(shù)要求和大秦線的煤炭運(yùn)輸需求.近年來(lái)，為進(jìn)一步提高鐵路重載裝備性能和貨運(yùn)能力，在既有轉(zhuǎn)向架技術(shù)的基礎(chǔ)上，又相應(yīng)開(kāi)發(fā)了27 t 軸重的交叉支撐轉(zhuǎn)向架和副構(gòu)架徑向轉(zhuǎn)向架[6-7].

但軸重提高必然帶來(lái)輪軌響應(yīng)加劇的問(wèn)題，特別是重載引起的曲線段輪軌磨耗和鋼軌疲勞傷損是鐵路重載運(yùn)輸?shù)耐怀鰡?wèn)題，已成為世界重載鐵路運(yùn)輸國(guó)家普遍面臨的工程難題[8].國(guó)內(nèi)外眾多理論研究和實(shí)驗(yàn)表明，采用徑向轉(zhuǎn)向架技術(shù)是解決曲線段輪軌動(dòng)力問(wèn)題的有效措施[9-21].由此，本文基于車輛-軌道耦合動(dòng)力學(xué)理論，針對(duì)我國(guó)目前研制并投入應(yīng)用的交叉支撐式轉(zhuǎn)向架和副構(gòu)架徑向轉(zhuǎn)向架這兩種重載貨車轉(zhuǎn)向架的實(shí)際結(jié)構(gòu)和具體參數(shù)，分別建立了車輛-軌道耦合動(dòng)力學(xué)分析模型，對(duì)曲線通過(guò)動(dòng)態(tài)作用下的輪軌磨耗特性與普通三大件結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)向架進(jìn)行了對(duì)比仿真分析.

1 重載貨車-軌道耦合動(dòng)力學(xué)模型

重載貨車轉(zhuǎn)向架為了降低輪軌垂向動(dòng)力作用，不再采用傳統(tǒng)貨車轉(zhuǎn)向架單一中央懸掛的懸掛方式，而在側(cè)架和車軸連接處增設(shè)了軸箱彈性橡膠墊，形成二系懸掛降低簧下質(zhì)量.本文的分析模型直接采用作者在文獻(xiàn)[21]已建立的重載貨車-軌道動(dòng)力學(xué)模型.為使計(jì)算合理，建模時(shí)全面考慮了重載貨車具體結(jié)構(gòu)特性和其非線性環(huán)節(jié).車輛模型主要由1 個(gè)車體、2 個(gè)搖枕、4 個(gè)側(cè)架和4 個(gè)輪對(duì)組成，軌道模型則由左右鋼軌、軌枕和離散的道床塊組成.對(duì)兩種轉(zhuǎn)向架中分別連接左右側(cè)架的交叉支撐裝置和連接前后副構(gòu)架的交叉拉桿則采用縱向和橫向剛度兩向剛度來(lái)進(jìn)行彈性模擬，如圖1所示，其質(zhì)量則分別等效到左右側(cè)架和前后輪對(duì).整個(gè)車輛-軌道耦合模型、自由度和圖中的各符號(hào)定義請(qǐng)?jiān)斠?jiàn)文獻(xiàn)[21]，這里不再贅述.

圖1 側(cè)架交叉支撐裝置和副構(gòu)架連接交叉拉桿的二維剛度模擬Fig.1 2D stiffness models of the side-frame cross braced appliance and sub-frame connecting cross-bar

2 輪軌動(dòng)力作用仿真分析比較

2.1 仿真計(jì)算工況

仿真計(jì)算工況設(shè)置如表1所示.車輛選用軸重為27 t 分別裝用3 種轉(zhuǎn)向架的運(yùn)煤敞車的重車工況，車輛參數(shù)按實(shí)際參數(shù)選取.曲線線路參數(shù)設(shè)置參照我國(guó)Ⅰ級(jí)客貨混線線路實(shí)際和我國(guó)大秦運(yùn)煤專線、朔黃煤運(yùn)專線等重載線路以及我國(guó)頒布施行的《重載鐵路設(shè)計(jì)規(guī)范》（TB 10625—2017）[22]中關(guān)于新建重載線路的要求，曲線半徑取R= 400～1 500 m；緩和曲線和圓曲線長(zhǎng)度按《重載鐵路設(shè)計(jì)規(guī)范》規(guī)定中的困難工況選取，最小取值40 m；運(yùn)行速度按重載車輛運(yùn)行80 km/h 和100 km/h 速度等級(jí)計(jì)算；外軌超高最高不超過(guò)150 mm；線路激擾則考慮無(wú)線路不平順激擾和京哈、京廣、京滬3 大重載提速干線譜激擾兩種工況.

2.2 輪軌動(dòng)力作用比較分析

2.2.1 無(wú)線路不平順激擾時(shí)曲線通過(guò)特性比較分析輪對(duì)搖頭角定義為輪對(duì)軸線與線路中心線法線方向的偏轉(zhuǎn)角度.在仿真計(jì)算時(shí)，常用輪對(duì)搖頭角指標(biāo)來(lái)衡量和評(píng)價(jià)車輛的徑向能力.圖2是裝用3 種轉(zhuǎn)向架的重載貨車以80 km/h 速度通過(guò)R= 600 m的曲線時(shí)，車輛各輪對(duì)搖頭角的變化比較.由圖2可見(jiàn)，車輛進(jìn)入曲線后，輪對(duì)開(kāi)始出現(xiàn)搖頭，且搖頭角隨曲線曲率增大而增大；車輛的導(dǎo)向輪對(duì)出現(xiàn)負(fù)搖頭，而非導(dǎo)向輪對(duì)出現(xiàn)正搖頭.從搖頭角大小比較來(lái)看，側(cè)架交叉支撐轉(zhuǎn)向架的輪對(duì)搖頭角最大，導(dǎo)向和非導(dǎo)向輪對(duì)的搖頭角分別為- 0.081 85°和0.045 34°，普通三大件轉(zhuǎn)向架的值分別為- 0.078 79°和0.021 84°，而副構(gòu)架徑向轉(zhuǎn)向架最小，其值分別為- 0.047 37°和0.029 92°，幾乎只有側(cè)架交叉支撐轉(zhuǎn)向架的一半.

表1 仿真計(jì)算工況Tab.1 Simulation working conditions

圖2 R600 m 曲線通過(guò)時(shí)的輪對(duì)搖頭角比較（無(wú)線路不平順激擾）Fig.2 Comparisons of yaws of wheel-sets during negotiating R600 m curve (without track irregularity excitation)

最理想的徑向轉(zhuǎn)向架就是車輛通過(guò)曲線時(shí)，轉(zhuǎn)向架輪對(duì)均處于徑向位置，即呈“外八字”形狀，使輪對(duì)的軸向與曲線的徑向重合.所以，比較轉(zhuǎn)向架前后輪對(duì)的搖頭角差值能進(jìn)一步反映（及前后輪對(duì)同步性）轉(zhuǎn)向架的徑向能力.圖3（a）是裝用3 種轉(zhuǎn)向架的重載貨車通過(guò)R= 400 m 曲線時(shí)，其前后輪對(duì)搖頭角差值的比較.由圖可見(jiàn)，在小半徑曲線工況時(shí)（R= 400 m），副構(gòu)架徑向轉(zhuǎn)向架的前后輪對(duì)搖頭角差值遠(yuǎn)小于另外兩種轉(zhuǎn)向架，說(shuō)明其徑向能力最好；而側(cè)架交叉支撐轉(zhuǎn)向架的前后輪對(duì)搖頭角差值甚至超過(guò)了普通三大件轉(zhuǎn)向架.這說(shuō)明單從轉(zhuǎn)向架徑向能力比較來(lái)看，副構(gòu)架徑向能力最好，而側(cè)架交叉轉(zhuǎn)向架最差.圖3（b）是3 種轉(zhuǎn)向架通過(guò)不同半徑曲線時(shí)，轉(zhuǎn)向架前后輪對(duì)搖頭角最大差值比較.從圖可見(jiàn)，在R= 400～1 000 m 范圍內(nèi)，側(cè)架交叉支撐轉(zhuǎn)向架的前后輪對(duì)搖頭角差值最大，而副構(gòu)架徑向轉(zhuǎn)向架的最小.但隨著曲線半徑加大，前后輪對(duì)搖頭角差值下降，且各轉(zhuǎn)向架之間的差異減小.特別是在R＞ 1 000 m 后，前后輪對(duì)搖頭角差值變化甚微.這說(shuō)明徑向轉(zhuǎn)向架主要適用于小半徑曲線線路，且曲線半徑越小，徑向效果就越明顯.

提高轉(zhuǎn)向架徑向能力的最終目的是實(shí)現(xiàn)車輛曲線通過(guò)時(shí)的低動(dòng)力作用.為進(jìn)一步驗(yàn)證轉(zhuǎn)向架的徑向能力是否能有效降低輪軌動(dòng)力作用，本文以輪軌橫向力和輪軌磨耗功（定義為輪軌蠕滑力與蠕滑率的乘積）這兩個(gè)常用的輪軌動(dòng)力評(píng)價(jià)指標(biāo)來(lái)進(jìn)行比較分析.

圖3 各轉(zhuǎn)向架前后輪對(duì)搖頭角的差值比較（無(wú)線路不平順激擾）Fig.3 Comparison yaw D-value of the front and back wheel-sets of different bogies (without track irregularity excitation)

圖4 各轉(zhuǎn)向架輪軌橫向力比較（無(wú)線路不平順激擾）Fig.4 Comparison wheel/rail lateral force of different bogies (without track irregularity excitation)

圖4（a）是車輛通過(guò)R= 400 m 的曲線時(shí)，各轉(zhuǎn)向架整體輪軌橫向力（兩輪對(duì)左右側(cè)輪軌橫向力絕對(duì)值之和）的變化情況.由圖可見(jiàn)，輪軌橫向力最大的是普通三大件轉(zhuǎn)向架，其次是側(cè)架交叉支撐轉(zhuǎn)向架，最小的則是副構(gòu)架徑向轉(zhuǎn)向架，最大值分別為69.932、58.39、49.382 kN；圖4（b）進(jìn)一步比較了各轉(zhuǎn)向架通過(guò)不同半徑曲線時(shí)的平均輪軌橫向力.隨著曲線半徑加大，平均輪軌橫向力下降，且在R＜800 m 時(shí)，下降幅度明顯，但在R＞ 800 m 后，明顯趨緩.在R= 400～1 500 m 范圍內(nèi)，平均輪軌橫向力最大的始終是普通三大件轉(zhuǎn)向架，在R＜ 800 m 時(shí)，副構(gòu)架徑向轉(zhuǎn)向架最小，但在R＞ 800 m 后，側(cè)架交叉支撐轉(zhuǎn)向架反而最小，但與副構(gòu)架徑向轉(zhuǎn)向架差別很小.

圖5 各轉(zhuǎn)向架輪軌磨耗功的比較（無(wú)線路不平順激擾）Fig.5 Comparison wheel/rail wear power of different bogies (without track irregularity excitation)

圖5（a）是車輛通過(guò)R= 400 m 的曲線時(shí)，各轉(zhuǎn)向架所受整體輪軌磨耗功變化圖.由圖5（a）可見(jiàn)，普通三大件轉(zhuǎn)向架的輪軌磨耗功最大、側(cè)架交叉支撐轉(zhuǎn)向架次之，而副構(gòu)架徑向轉(zhuǎn)向架最小，其最大值分別為259.12、178.23、60.42 N·m/m，三者比是4.29∶2.95∶1.圖5（b）進(jìn)一步比較了不同曲線半徑時(shí)轉(zhuǎn)向架平均輪軌磨耗功之和（1、2 位輪對(duì)內(nèi)外側(cè)平均磨耗功之和）的大小.從圖可見(jiàn)，在R= 400～1 500 m范圍內(nèi)，平均輪軌磨耗功最大的是普通三大件轉(zhuǎn)向架，其次是側(cè)架交叉支撐轉(zhuǎn)向架，最小的是副構(gòu)架徑向轉(zhuǎn)向架，且曲線半徑越小，差異越大.當(dāng)曲線半徑為1 500 m 時(shí)，普通三大件轉(zhuǎn)向架、交叉支撐轉(zhuǎn)向架和副構(gòu)架徑向轉(zhuǎn)向架的輪軌磨耗功均值是17.66、11.05、10.62 N·m/m，比值為1.66∶1.04∶1，最大倍數(shù)不到1.7；在半徑是800 m 時(shí)，均值為46.12 、26.35、14.33 N·m/m，比值約為3.22∶1.84∶1，最大倍數(shù)已超過(guò)3 倍；而當(dāng)R= 400 m 時(shí)，三者均值為125.38、82.40、29.27 N·m/m，對(duì)應(yīng)比值為4.28∶2.82∶1，最大倍數(shù)已超過(guò)4 倍.

2.2.2 軌道線路譜激擾下曲線通過(guò)特性比較分析

為進(jìn)一步分析比較各轉(zhuǎn)向架在實(shí)際曲線線路上運(yùn)行時(shí)的輪軌作用特性和降低輪軌磨耗的能力，本文對(duì)27 t 軸重重載貨車在我國(guó)三大重載干線譜激勵(lì)下曲線通過(guò)時(shí)的輪軌響應(yīng)進(jìn)行了仿真分析.

表2是分別裝用3 種轉(zhuǎn)向架的重載貨車通過(guò)半徑為400 m 的線路，在我國(guó)三大重載干線軌道譜激擾下，其最大輪軌橫向力和輪軌磨耗功均值的響應(yīng)（有線路不平順激擾）.從表2輪軌橫向力極值響應(yīng)對(duì)比來(lái)看，在有線路激擾后，各轉(zhuǎn)向架的最大輪軌橫向力有所不同，但差別相對(duì)無(wú)線路激擾時(shí)要?。▍⒖磮D4），特別是1、2 位內(nèi)外側(cè)最大輪軌橫向力之和幾乎一致（分別為126.40、128.37、125.81 kN），三者比近乎1∶1∶1，而在無(wú)線路激擾時(shí)三者對(duì)應(yīng)的最大值分別是69.93、58.39、49.38 kN，對(duì)應(yīng)比約則是1.4∶1.2∶1.這說(shuō)明在有線路激擾后，不同的轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)會(huì)對(duì)橫向力瞬態(tài)響應(yīng)幅值產(chǎn)生一定影響，但相對(duì)無(wú)線路激擾時(shí)，其影響相對(duì)效果減弱，輪軌橫向力大小主要取決于線路不平順的激擾.

對(duì)比表2中各轉(zhuǎn)向架輪軌磨耗功均值可知，有線路激擾時(shí)，各轉(zhuǎn)向架輪軌磨耗功均值都較無(wú)線路激擾時(shí)有所增加，但各轉(zhuǎn)向架增加幅度有較大差異.如三大件普通轉(zhuǎn)向架、側(cè)架交叉支撐轉(zhuǎn)向架和副構(gòu)架徑向轉(zhuǎn)向架在無(wú)線路激擾時(shí)總的輪軌磨耗功分別是125.38、82.39、29.28 N·m/m，而有線路激擾后對(duì)應(yīng)值分別是151.81、127.86、85.59 N·m/m，相應(yīng)增大1.21、1.55、2.92 倍，其中，普通三大件轉(zhuǎn)向架的增長(zhǎng)幅度最小，而副構(gòu)架徑向轉(zhuǎn)向架增長(zhǎng)幅度最大.但從總的輪軌磨耗功大小來(lái)看，普通三大件轉(zhuǎn)向架仍最大，其次是側(cè)架交叉支撐轉(zhuǎn)向架，最小的還是副構(gòu)架徑向轉(zhuǎn)向架.但有線路激擾后，其相對(duì)比值有所下降，如在無(wú)激擾時(shí)，3 種轉(zhuǎn)向架總的輪軌磨耗功比是4.28∶2.84∶1，有線路激擾后則下降到1.77∶1.49∶1.綜上所見(jiàn)，說(shuō)明無(wú)論有無(wú)線路激擾，降低輪軌磨耗效果最好的是副構(gòu)架徑向轉(zhuǎn)向架，其次是側(cè)架交叉支撐轉(zhuǎn)向架，最差的是普通三大件轉(zhuǎn)向架.但存在線路激擾后，其相對(duì)優(yōu)勢(shì)會(huì)減弱.這表明，要降低輪軌磨耗除了改進(jìn)轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)（如采用徑向轉(zhuǎn)向架）外，關(guān)鍵還是要提高線路質(zhì)量等級(jí)，降低線路不平順對(duì)車輛的激擾，且線路越平順越光滑，徑向轉(zhuǎn)向架的結(jié)構(gòu)優(yōu)勢(shì)就會(huì)越明顯.

為進(jìn)一步比較各轉(zhuǎn)向架在不同曲線半徑線路上降低輪軌磨耗的能力，圖6比較了各轉(zhuǎn)向架在線路不平順激擾下，輪軌磨耗功隨曲線半徑的變化關(guān)系.從圖6中可明顯發(fā)現(xiàn)，在曲線半徑R= 400～1 500 m范圍內(nèi)，無(wú)論是輪軌磨耗功極值還是輪軌磨耗功均值都隨曲線半徑增大而減小，說(shuō)明曲線半徑越大，輪軌磨耗越小.從圖6（a）輪軌磨耗最大值比較看，側(cè)架交叉支撐轉(zhuǎn)向架值最大，而副構(gòu)架徑向轉(zhuǎn)向架和普通三大件轉(zhuǎn)向架大致相當(dāng).從圖6（b）輪軌磨耗功均值比較看，最大的是普通三大件轉(zhuǎn)向架，側(cè)架交叉支撐轉(zhuǎn)向架次之，最小的是副構(gòu)架徑向轉(zhuǎn)向架，特別在曲線半徑R＜ 800 m 時(shí)，差異較明顯.隨著曲線半徑增大，差異變小，當(dāng)曲線半徑R＞ 1 000 m 后，其均值幾乎相當(dāng).這說(shuō)明從磨耗均值來(lái)看，相對(duì)普通三大件轉(zhuǎn)向架，副構(gòu)架徑向轉(zhuǎn)向架和側(cè)架交叉支撐轉(zhuǎn)向架都能降低輪軌磨耗，特別是在小曲線半徑線路（R＜ 800 m），副構(gòu)架徑向轉(zhuǎn)向架的徑向能力突出，優(yōu)勢(shì)更為明顯，但當(dāng)曲線半徑超過(guò)1 000 m 后，徑向作用逐漸弱化，使用徑向轉(zhuǎn)向架降低輪軌磨耗的效果會(huì)大大降低.

表2 車輛曲線通過(guò)的輪軌橫向力極值和輪軌磨耗功均值（有線不平順激擾）Tab.2 Peak values of lateral force and mean values of wear power while negotiating curve (with track irregularity excitation)

圖6 曲線半徑對(duì)各轉(zhuǎn)向架輪軌磨耗功的影響（有線路不平順激擾）Fig.6 Effects of curve radius on wheel/rail wear power of different bogies (with track irregularity excitation)

3 結(jié) 論

（1）若單以輪對(duì)搖頭角作為貨車轉(zhuǎn)向架徑向能力評(píng)價(jià)指標(biāo)比較看，曲線通過(guò)時(shí)，副構(gòu)架徑向轉(zhuǎn)向架的輪對(duì)搖頭角和前后輪對(duì)搖頭角差都最小，且曲線半徑越小（R＜ 800 m），其徑向優(yōu)勢(shì)越明顯.

（2）若以輪軌橫向力和輪軌磨耗功兩項(xiàng)評(píng)價(jià)指標(biāo)比較看，在小曲線半徑（R＜ 800 m）線路，副構(gòu)架徑向轉(zhuǎn)向架表現(xiàn)最好，側(cè)架交叉支撐轉(zhuǎn)向架次之，普通三大件轉(zhuǎn)向架最差；但隨著曲線半徑加大，輪軌磨耗差異逐漸縮小，特別當(dāng)曲線半徑超過(guò)1 000 m 后，側(cè)架交叉支撐轉(zhuǎn)向架和福構(gòu)架徑向轉(zhuǎn)向架的磨耗已基本相當(dāng).表明在小半徑曲線（R＜ 800 m），使用副構(gòu)架徑向轉(zhuǎn)向架在降低輪軌磨耗上具有較大優(yōu)勢(shì)，但在大曲線半徑（R＞ 1 000 m）或直線線路，徑向作用逐漸弱化，使用徑向轉(zhuǎn)向架降低輪軌磨耗的效果會(huì)大大降低.

（3）在有線路激勵(lì)后，各轉(zhuǎn)向架的輪軌動(dòng)力作用會(huì)明顯加大，特別是輪軌磨耗功成倍增加，將加劇輪軌磨耗.從各轉(zhuǎn)向架的輪軌橫向力和輪軌磨耗功評(píng)價(jià)指標(biāo)比較來(lái)看，盡管副構(gòu)架徑向轉(zhuǎn)向架在有線路激擾后還是表現(xiàn)更好，但相對(duì)無(wú)線路激擾時(shí)，其優(yōu)勢(shì)會(huì)明顯減弱.

致謝：西南交通大學(xué)牽引動(dòng)力中心王開(kāi)云研究員、趙春發(fā)研究員對(duì)論文的指導(dǎo)和建議；湖北民族學(xué)院博士科研啟動(dòng)基金資助項(xiàng)目（MY2015B009）的支持.