曲線鋼軌磨耗演變預(yù)測(cè)及對(duì)車輛動(dòng)力學(xué)影響研究

吳瀟，丁軍君，戚壯，王軍平，劉雷雨

曲線鋼軌磨耗演變預(yù)測(cè)及對(duì)車輛動(dòng)力學(xué)影響研究

吳瀟1，丁軍君1，戚壯2，王軍平3，劉雷雨3

(1. 西南交通大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，四川 成都 610031；2. 石家莊鐵道大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，河北 石家莊 050043；3. 中鐵物軌道科技服務(wù)集團(tuán)有限公司，北京 100036)

為研究軌道磨損演變及對(duì)車輛動(dòng)力學(xué)性能的影響，基于SIMPACK多體動(dòng)力學(xué)軟件建立車輛?軌道系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型，利用FASTSIM算法和Lewis磨損模型，計(jì)算通過總重10~50 Mt對(duì)鋼軌造成的磨損，并比較和分析鋼軌磨損對(duì)車輛動(dòng)態(tài)性能的影響，分析結(jié)果表明：車輛通過小半徑曲線時(shí)60 N軌上股側(cè)磨量較大，但隨通過總重的增加，60軌的側(cè)磨速率增長(zhǎng)較快；60 N軌下股軌具有較大的頂垂磨量和較快的垂磨速率，整體垂磨速率隨通過總重的增大而降低；鋼軌磨耗對(duì)輪重減載率和輪軌垂向力影響很小，但對(duì)60軌的脫軌系數(shù)和輪軌橫向力影響較大；鋼軌側(cè)磨導(dǎo)致輪對(duì)橫移量增大，并對(duì)60軌的輪軌沖角產(chǎn)生較大的影響。

鋼軌磨耗；車輛動(dòng)力學(xué)；60 N鋼軌；車輛運(yùn)行安全性

隨著我國鐵路運(yùn)輸?shù)娘w速發(fā)展，列車的車速不斷提高，運(yùn)量不斷增大，導(dǎo)致輪軌磨耗問題越發(fā)嚴(yán)重，鐘智豐等[1?2]分析了軌底坡、超高、圓曲線半徑等因素對(duì)鋼軌磨損的影響，并提出減緩鋼軌側(cè)磨嚴(yán)重，每年對(duì)我國鐵路運(yùn)輸造成巨大經(jīng)濟(jì)損失[3]。為緩解嚴(yán)重的輪軌磨耗，國內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量的研究。李霞等[4]提出一種計(jì)算車輪型面磨耗的方法，以改善原有模型，并預(yù)測(cè)了車輛在小半徑曲線上運(yùn)行時(shí)的車輪磨損。丁軍君等[5]分析了軌道不同磨損輪廓的輪軌導(dǎo)向能力和輪軌共形接觸。結(jié)果表明，隨著鋼軌的不斷磨耗，導(dǎo)向輪對(duì)的導(dǎo)向能力先減弱后增強(qiáng)，共形接觸的概率先降低后增大。Eadie等[6]在滾動(dòng)試驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行了輪軌摩擦因數(shù)優(yōu)化試驗(yàn)。未經(jīng)潤滑的鋼軌軌頂垂磨嚴(yán)重且疲勞裂紋擴(kuò)展迅速，經(jīng)過潤滑后軌頂垂磨約減小一半。Ishida等[7]選擇了半徑400 m和900 m的2條曲線進(jìn)行鋼軌磨耗試驗(yàn)，分析了鋼軌磨損對(duì)輪軌橫向力、沖角以及鋼軌形變的影響。此外，為減緩車輪和軌道磨損，我國學(xué)者對(duì)輪軌匹配進(jìn)行了優(yōu)化，在60 kg/m鋼軌(以下簡(jiǎn)稱60軌)的基礎(chǔ)上優(yōu)化設(shè)計(jì)了60 N鋼軌并在部分鐵路區(qū)段進(jìn)行鋪設(shè)。徐凱等[8]比較了LMA車輪踏面分別與60 N軌和60軌匹配時(shí)的輪軌關(guān)系，結(jié)果表明，LMA車輪踏面與60 N鋼軌匹配時(shí)的輪軌接觸分布點(diǎn)較集中。馬曉川等[9]比較了LMA車輪踏面分別與60 N軌和60軌匹配時(shí)高鐵車輛的動(dòng)力學(xué)性能，得出LMA踏面與60 N鋼軌之間的磨損較小，滾動(dòng)接觸疲勞系數(shù)較小。由于60和60 N鋼軌廓形存在差異，導(dǎo)致2種鋼軌的磨耗狀況不同，并對(duì)車輛動(dòng)力學(xué)性能產(chǎn)生不同影響。為此，本文比較2條軌道的磨損演變及其對(duì)車輛動(dòng)力學(xué)的影響。

1 輪軌滾動(dòng)接觸理論

輪軌滾動(dòng)接觸是鐵道車輛特有的表現(xiàn)，是車輛系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)中重要的參數(shù)。在鋼軌磨耗分析中，鋼軌的磨耗量與接觸斑內(nèi)的蠕滑率、蠕滑力的大小以及黏著分布息息相關(guān)。因此，輪軌滾動(dòng)接觸理論在鋼軌磨耗分析中至關(guān)重要。

為分析輪軌滾動(dòng)接觸，本文采用FASTSIM算法和Kalker簡(jiǎn)化理論將接觸斑劃分成n×n個(gè)單元格。假設(shè)接觸斑內(nèi)的彈性位移(,)和柔度系數(shù)及同方向面力(,)有關(guān)，即[10?12]：

滑動(dòng)方式描述如下：

式中：V為車輛運(yùn)行速度；V和V為縱向和橫向蠕滑速度ξ和ξ為縱向和橫向蠕滑率；為自旋蠕滑率；1和2為縱向和橫向彈性位移。

由式(2)量綱化處理得到矢量形式，如式(3) 所示：

通過積分式(3)，可得到接觸斑中任何單元格的切向力()?？梢岳脦靷惸Σ炼捎?jì)算切向力極限，切向力極限F()為：

式中：F為極限切向力；為摩擦因數(shù)；為法向接觸壓力；和為橢圓接觸斑的長(zhǎng)軸和短軸。

若單元格處在黏著區(qū)，則(,)≤F(,)；如果發(fā)生滑動(dòng)，則(,)＞F(,)，滑動(dòng)區(qū)內(nèi)單元格的切向力′()為：

車輛在通過曲線時(shí)，由于輪對(duì)橫移量較大輪軌間可能發(fā)生多點(diǎn)接觸。因此，為與實(shí)際情況相符，本文采用多點(diǎn)接觸法計(jì)算軌道磨損。假設(shè)輪軌之間有2個(gè)接觸點(diǎn)，如圖1所示。其中：E1和E2為接觸斑；T1和T2為縱向蠕滑力Tx1和Tx2，橫向蠕滑力Ty1和Ty2的合力；N1和N2為法向力。計(jì)算鋼軌磨耗時(shí)，每個(gè)接觸斑內(nèi)的磨耗深度單獨(dú)計(jì)算然后 疊加。

2 鋼軌型面磨耗仿真模型

2.1 車輛?軌道多體動(dòng)力學(xué)仿真模型

通過SIMPACK多體動(dòng)力學(xué)軟件建立采用ZK6轉(zhuǎn)向架的C70貨車動(dòng)力學(xué)模型，其中轉(zhuǎn)向架的主要部件包括搖枕、側(cè)架、交叉拉桿、彈簧、軸箱和輪對(duì)等。運(yùn)動(dòng)學(xué)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖2所示。車輛-軌道動(dòng)力學(xué)仿真模型如圖3所示。建模過程中，交叉拉桿和彈簧被簡(jiǎn)化為等效力元，搖枕、側(cè)架、軸箱和輪對(duì)以剛體的形式表示。車輪型面為L(zhǎng)M型踏面，鋼軌分別采用60 N和60軌，如圖4所示。在60軌的基礎(chǔ)上，60 N軌將軌頂?shù)?段圓弧劃分為7段圓弧，目的是將輪軌接觸點(diǎn)集中在軌頭中部以避免曲線段軌距角處產(chǎn)生剝離掉塊，并提高車輛運(yùn)行的穩(wěn)定性。

2.2 磨耗模型

輪軌磨耗是一個(gè)非常復(fù)雜的過程，雖然國內(nèi)外學(xué)者對(duì)磨耗機(jī)理進(jìn)行了大量的研究，認(rèn)識(shí)不斷深入，但綜合考慮到各種因素的影響仍然很難，任何定量分析都需要某些假設(shè)，因此有必要對(duì)其進(jìn)行簡(jiǎn)化。

圖2 C70貨車運(yùn)動(dòng)學(xué)拓?fù)鋱D

圖3 車輛?軌道動(dòng)力學(xué)仿真模型

圖4 60和60 N軌廓形對(duì)比

Archard[13]從滑動(dòng)磨損、接觸區(qū)域等角度對(duì)接觸狀態(tài)進(jìn)行表述，并提出了材料磨損理論模型，指出磨耗率與材料硬度有關(guān)。Zobory等[14]使用ELDACW軟件系統(tǒng)研究了輪軌磨損過程，以模擬不同線路條件下的車輛軌道橫向動(dòng)力學(xué)響應(yīng)，采用質(zhì)量密度損失來表征磨耗量，提出質(zhì)量密度與接觸斑上的能量耗散成正比。Jendel[15]在基于Archard磨耗模型開發(fā)了一套車輪磨耗數(shù)值計(jì)算方法，提出了踏面更新策略，結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)廓形比較吻合。

表1 磨損函數(shù)方程

()，()和()分別為單元格的蠕滑力，蠕滑率與單元格面積。

圖5 接觸斑內(nèi)黏滑區(qū)分布

在試驗(yàn)臺(tái)上，Lewis通過雙盤實(shí)驗(yàn)測(cè)試了車輪磨損，并根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果建立輪軌磨耗預(yù)測(cè)模型，其磨損函數(shù)方程如表1所示。在每個(gè)步長(zhǎng)內(nèi)，將接觸斑劃分成滑動(dòng)區(qū)與黏著區(qū)，滑動(dòng)區(qū)表示為A，黏著區(qū)表示為A，并認(rèn)為磨耗只產(chǎn)生在滑動(dòng)區(qū)內(nèi)，接觸斑內(nèi)黏滑區(qū)分布如圖5所示。

3 鋼軌磨耗仿真流程

由于車輛?軌道系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型與鋼軌型面之間是相互制約的，仿真過程中需要不斷對(duì)鋼軌廓形進(jìn)行更新，來獲取車輛?軌道系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)，以用于后續(xù)計(jì)算。軌道磨損仿真分析流程如圖6所示。軌道磨損仿真中的關(guān)鍵要素有車輛?軌道動(dòng)力學(xué)模型、輪軌幾何接觸關(guān)系、輪軌滾動(dòng)接觸理論、鋼軌磨耗模型、磨耗深度平滑處理和廓形更新策略。

在仿真中，首先根據(jù)車輛參數(shù)建立車輛?軌道系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型，通過動(dòng)力學(xué)計(jì)算得到輪軌接觸參數(shù)。使用MATLAB編寫的磨損仿真程序和輪軌滾動(dòng)接觸理論，獲取每個(gè)接觸斑內(nèi)的磨損深度。然后，通過每個(gè)接觸斑的幾何參數(shù)和位置，相應(yīng)地疊加由所有接觸點(diǎn)產(chǎn)生的磨損深度，由此得到鋼軌截面上的磨損深度。對(duì)磨耗深度進(jìn)行平滑處理后，按累積磨耗深度達(dá)到0.1 mm進(jìn)行鋼軌型面更新，重新導(dǎo)入到車輛動(dòng)力學(xué)模型中進(jìn)行計(jì)算，并重復(fù)上面流程。通過多次迭代，繪制出鋼軌廓形磨耗演變趨勢(shì)。

圖6 鋼軌磨耗仿真分析流程

4 曲線上鋼軌磨耗演變模擬

4.1 鋼軌磨耗預(yù)測(cè)仿真工況

由于車輛通過曲線會(huì)造成鋼軌側(cè)磨，因此選取一條小半徑曲線為研究對(duì)象。圓曲線長(zhǎng)50 m，緩和曲線長(zhǎng)60 m，超高85 mm，曲線半徑為300 m，曲線上行車速度為60 km/h，軌道激勵(lì)采用美國5級(jí)譜，仿真過程中分別計(jì)算通過總重10~50 Mt(百萬噸)對(duì)鋼軌造成的磨耗，其中0 Mt代表鋼軌的初始廓形。

4.2 60和60 N鋼軌曲線段磨耗結(jié)果對(duì)比

60和60 N鋼軌通過總重為10~50 Mt時(shí)，磨耗廓形及磨耗分布結(jié)果分別如圖7和圖8所示，60和60 N軌上股的磨耗主要分布在?2.5~35 mm之間，鋼軌側(cè)磨非常明顯；60軌下股的磨耗分布在?19~15 mm之間，60 N軌下股的磨耗分布在?11~14 mm之間，都表現(xiàn)為軌頂垂磨，但60 N軌的磨耗分布范圍較小，這是由60 N軌的軌頂圓弧較小，輪軌接觸點(diǎn)集中導(dǎo)致的。

圖9給出了2種鋼軌上股側(cè)磨量和下股垂磨量隨通過總重增加的變化規(guī)律，60 N軌上股的側(cè)磨量較60軌大，這是因?yàn)?0 N軌的軌距角較低，車輛通過小半徑曲線時(shí)，60 N軌側(cè)面更易與輪緣發(fā)生接觸，導(dǎo)致鋼軌側(cè)磨；由于60 N軌的軌頂圓弧較小，磨耗分布范圍較窄，導(dǎo)致60 N軌的軌頂垂磨量較大，約為60軌的1.35倍。

不同通過總重下，鋼軌的磨耗速率如圖10所示，鋼軌側(cè)磨速率在通過總重10~30 Mt范圍內(nèi)迅速增大，通過總重達(dá)到30 Mt時(shí)，相比10 Mt，60軌側(cè)磨速率最大增長(zhǎng)267%，60 N軌側(cè)磨速率最大增長(zhǎng)50%。這是因?yàn)?0 N軌的軌距角較低，導(dǎo)致磨耗初始階段即發(fā)生側(cè)磨，而磨耗初始階段60軌的磨耗主要發(fā)生在軌距角處，隨著磨耗的不斷增加軌側(cè)逐漸產(chǎn)生磨耗。60軌側(cè)磨速率最終在通過總重30 Mt時(shí)與60 N軌接近，保持在0.22 mm/Mt左右。由于60 N軌的軌頂圓弧較小，導(dǎo)致其垂磨速率較大，但隨著通過總重的增加，軌頂?shù)拇鼓ニ俾收w成下降趨勢(shì)，10~50 Mt范圍內(nèi)60軌的軌頂垂磨速率降低了31%，而60 N軌的軌頂垂磨速率降低了34%。

(a) 60軌上股磨耗后廓形；(b) 60軌下股磨耗后廓形；(c) 60軌上股磨耗分布；(d) 60軌下股磨耗分布

(a) 60 N軌上股磨耗后廓形；(b) 60 N軌下股磨耗后廓形；(c) 60 N軌上股磨耗分布；(d) 60 N軌下股磨耗分布

(a) 上股側(cè)磨量對(duì)比；(b) 下股垂磨量對(duì)比

圖10 鋼軌磨耗速率對(duì)比

5 鋼軌磨耗對(duì)車輛動(dòng)力學(xué)的影響

5.1 車輛運(yùn)行安全性的比較分析

良好的輪軌接觸關(guān)系是車輛安全運(yùn)行的重要保障，但隨著通過總重的增加，對(duì)鋼軌造成的磨損越來越大，尤其是曲線上股，側(cè)磨十分嚴(yán)重。這導(dǎo)致輪軌接觸關(guān)系惡化，嚴(yán)重影響車輛的安全運(yùn)行。車輛行駛安全性通常使用脫軌系數(shù)/以及輪重減載率Δ/。

車輛運(yùn)行中輪軌接觸關(guān)系對(duì)第1輪對(duì)的受力影響最大，因此，對(duì)第1輪對(duì)左輪的安全指標(biāo)及輪軌力進(jìn)行比較分析。圖11給出了不同通過總重下脫軌系數(shù)和輪重減載率的變化曲線，兩者均在安全范圍內(nèi)。60軌的脫軌系數(shù)隨通過總重的增加整體成增大趨勢(shì)，通過總重為40 Mt時(shí)脫軌系數(shù)達(dá)到最大為0.53，與初始廓形相比增長(zhǎng)了47%，而60 N軌的脫軌系數(shù)隨鋼軌的磨耗增加在0.44~0.53之間波動(dòng)，最大僅增長(zhǎng)了20%，可見鋼軌的磨耗對(duì)60軌的脫軌系數(shù)影響較大。而鋼軌磨耗對(duì)60和60 N軌的輪重減載率影響很小，均保持在0.405~0.415范圍內(nèi)。

第1輪對(duì)左輪的輪軌力如圖12所示，60軌的輪軌橫向力隨通過總重的增加整體成增大趨勢(shì)，通過總重為40 Mt時(shí)輪軌橫向力最大為73.8 kN，相比初始廓形增大了45%，60 N軌的輪軌橫向力隨通過總重的增加先減小后增大再減小，最大增長(zhǎng)僅為27%，可見鋼軌磨耗對(duì)60軌的輪軌橫向力的影響較大。而60和60 N軌的輪軌垂向力基本保持在160 kN左右，因此鋼軌磨耗對(duì)輪軌垂向力幾乎沒有 影響。

(a) 脫軌系數(shù)；(b) 輪重減載率

(a) 輪軌橫向力；(b) 輪軌垂向力

5.2 輪軌幾何關(guān)系的比較分析

輪對(duì)橫移量和輪軌沖角的變化是輪軌幾何接觸關(guān)系變化的重要表現(xiàn)，是影響鐵路輪軌磨耗的重要參數(shù)[17]。圖13給出了輪對(duì)橫移量隨通過總重變化的曲線，輪對(duì)橫移量隨通過總重的增加成線性增加，由于60 N軌的輪軌接觸點(diǎn)較為集中，導(dǎo)致其輪對(duì)橫移量始終較60軌大，通過總重在0~50 Mt時(shí)60 N軌的輪對(duì)橫移量增大了47%，60軌的輪對(duì)橫移量增大了53%?？梢婁撥墏?cè)磨對(duì)60軌輪對(duì)橫移量的變化影響略大。輪軌沖角隨通過總重變化的曲線如圖14所示，60軌的輪軌沖角隨通過總重的增大整體成增大趨勢(shì)，通過總重為50 Mt時(shí)輪軌沖角為4.45×10?3rad，相比初始廓形增大了29%，但是，60 N軌的輪軌沖角先減小后增大再減小，最大值與最小值相比僅增大了16%，可見鋼軌磨耗對(duì)60軌輪軌沖角的影響較大。

圖13 輪對(duì)橫移量

圖14 輪軌沖角

6 結(jié)論

1) 60 N軌的側(cè)磨量較大，但隨著通過總重的增加60軌的側(cè)磨速率增長(zhǎng)較快，最終與60 N軌接近。

2) 60 N軌的軌頂垂磨量約為60軌的1.35倍，隨著通過總重的增加鋼軌的軌頂垂磨速率整體減小，但60 N軌的垂磨速率始終較大。

3) 鋼軌磨耗對(duì)車輛運(yùn)行中的輪重減載率和輪軌垂向力影響不大，但60軌的脫軌系數(shù)和輪軌橫向力在鋼軌磨耗的影響下分別增大了47%和45%，相比60 N軌較大。

4) 輪對(duì)橫移量隨鋼軌側(cè)磨的增加成線性增大，由于60 N軌的輪軌接觸點(diǎn)較集中導(dǎo)致輪對(duì)橫移量較60大，60軌輪軌沖角受鋼軌磨耗影響增大了29%，相比60 N軌變化較大。

[1] 鐘智豐. 重載鐵路小半徑曲線鋼軌磨耗研究[D]. 北京: 北京交通大學(xué), 2014. ZHONG Zhifeng. Research for rail wear of heavy haul railway on small radius curve[D]. Beijing: Beijing Jiaotong University, 2014.

[2] 沈鋼, 張定賢. 軌底坡對(duì)曲線鋼軌側(cè)磨影響的研究[J]. 鐵道學(xué)報(bào), 1994, 16(3): 95?99. SHEN Gang, ZHANG Dingxian. Research on readjusting rail inclinations for reducing rail side-cutting[J]. Journal of the China Railway Society, 1994, 16(3): 95?99.

[3] 竺春海, 張軍, 尹芳臣. 輪軌共形接觸的有限元分析[J]. 大連交通大學(xué)學(xué)報(bào), 2008, 29(3): 9?13. ZHU Chunhai, ZHANG Jun, YIN Fangchen. Finite element analysis of the conformal contact problem of wheel/rail[J]. Journal of Dalian Jiaotong University, 2008, 29(3): 9?13.

[4] 李霞, 金學(xué)松, 胡東. 車輪磨耗計(jì)算模型及其數(shù)值方法[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2009, 45(9): 193?200. LI Xia, JIN Xuesong, HU Dong. Theoretical model and numerical method of wheel profile wear[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2009, 45(9): 193?200.

[5] 丁軍君, 李東宇, 王軍平, 等. 鋼軌磨耗對(duì)輪軌滾動(dòng)接觸關(guān)系的影響研究[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2018, 54(4): 142?149. DING Junjun, LI Dongyu, WANG Junping, et al. Effect of rail wear on wheel/rail rolling contact conditions[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2018, 54(4): 142? 149.

[6] Eadie D T, Elvidge D, Oldknow K, et al. The effects of top of rail friction modifier on wear and rolling contact fatigue: Full-scale rail–wheel test rig evaluation, analysis and modelling[J]. Wear, 2008, 265(9/10): 1222?1230.

[7] Ishida M, Takikawa M, Aoki F, et al. Influence of gauge face worn profile and lubrication on vehicle/track interaction[J]. Quarterly Report of RTRI, 2002, 43(3): 137?142.

[8] 徐凱, 李芾, 李東宇, 等. 動(dòng)車組的輪軌型面匹配關(guān)系[J]. 西南交通大學(xué)學(xué)報(bào), 2017, 52(2): 389?399. XU Kai, LI Fu, LI Dongyu, et al. Wheel-rail profile matching relationship of EMU[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2017, 52(2): 389?399.

[9] 馬曉川, 王平, 徐井芒, 等. 基于LM_A型面磨耗車輪與60 N鋼軌匹配的高鐵車輛動(dòng)力學(xué)性能分析[J]. 中國鐵道科學(xué), 2018, 39(1): 93?99. MA Xiaochuan, WANG Ping, XU Jingmang, et al. Dynamic performance analysis of high speed vehicle based on LMAworn wheel matching with 60 N rail[J]. China Railway Science, 2018, 39(1): 93?99.

[10] Kalker J J. The rolling contact problem three-dimensional elastic bodies in rolling contact[M]. Dordrecht: Springer Netherlands, 1990: 1?45. DOI:10.1007/978-94-015-7889- 9_1.

[11] Kalker J J. A fast algorithm for the simplified theory of rolling contact[J]. Vehicle System Dynamics, 1982, 11(1): 1?13.

[12] 金學(xué)松, 劉啟躍. 輪軌摩擦學(xué)[M]. 北京: 中國鐵道出版社, 2004. JIN Xuesong, LIU Qiyue. Tribology of wheel and rail[M]. Beijing: China Railway Press, 2004.

[13] Archard J F. Contact and rubbing of flat surfaces[J]. Journal of Applied Physics, 1953, 24(8): 981?988.

[14] Szabo A, Zobory I. On combined simulation of rail/wheel profile wear[C]// Proceedings 2nd Mini Conference on Contact Mechanics and Wear of Rail/Wheel Systems, Budapest, 1996.

[15] Jendel T. Prediction of wheel profile wear: comparisons with field measurements[J]. Wear, 2002, 253(1/2): 89?99.

[16] Francesco Braghin, R Lewis, R S Dwyerjoyce, et al. A mathematical model to predict railway wheel profile evolution due to wear[J]. Wear, 2006, 261(11): 1253? 1264. DOI:10.1016/j.wear.2006.03.025.

[17] 胡自榮. 沖角和橫向力對(duì)機(jī)車輪緣磨損的影響[J]. 潤滑與密封, 1993(5): 4?9. HU Zirong. Influence of angle of attack and lateral force on the wear of the wheel flange[J]. Lubrication and Sealing, 1993(5): 4?9.

Study on the prediction of curve rail wear evolution and its influence on vehicle dynamics

WU Xiao1, DING Junjun1, QI Zhuang2, WANG Junping3, LIU Leiyu3

(1. School of Mechanical Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China;2. School of Mechanical Engineering, Shijiazhuang Railway University, Shijiazhaung 050043, China;3. China Railway Materials Track Technology Service Group Co., Ltd, Beijing 100036, China)

In order to study the influence of rail wear evolution and vehicle dynamics performance, the vehicle-track system dynamics model was established based on SIMPACK multi-body dynamics software. The wear of rails with total weight over 10~50 Mt was calculated by using FASTSIM algorithm and Lewis wear model, and the influence of rail wear on vehicle dynamic performance was compared and analyzed. The analysis results show that the amount of wear on the 60 N rail is larger when the vehicle passes the small radius curve, but the side grinding rate of 60 rails increases faster with the increase of total weight; the 60 N lower rail has a larger vertical grinding rate and a higher grinding rate, and the overall grinding rate decreases with the increase of the total weight; rail wear has little effect on wheel weight reduction rate and wheel rail vertical force. However, the derailment coefficient of 60 N rails and the lateral force of the wheel rail are greatly affected; the side grinding of the rail causes the increase in wheel traverse amount, and the rail angle of the 60 N rail has a greater influence.

rail wear; vehicle dynamics; 60 N rail; vehicle operating safety

U211

A

1672 ? 7029(2020)02 ? 0460 ? 09

10.19713/j.cnki.43?1423/u.T20190363

2019?04?30

中國鐵路總公司科技研究開發(fā)計(jì)劃重大課題(2017G003-A)

丁軍君(1985?)，男，貴州修文人，副教授，博士，從事輪軌關(guān)系及輪軌磨耗研究；E?mail：dingjunjun@swjtu.cn

(編輯 陽麗霞)