輪軌接觸幾何非線性對車輛動力學(xué)性能的影響

張海，冉祥瑞，蔡家祺，林鳳濤，王秀剛

(1.華東交通大學(xué) 載運工具與裝備教育部重點實驗室，江西 南昌 330013；2.中車青島四方機車車輛股份有限公司 國家高速動車組總成工程技術(shù)研究中心，山東 青島 266111)

京津城際鐵路、哈大線、哈齊線出現(xiàn)過多次高速動車組轉(zhuǎn)向架失穩(wěn)以及由此產(chǎn)生的運行品質(zhì)和安全性問題。車輛出現(xiàn)失穩(wěn)時，輪軌間會產(chǎn)生強烈的相互作用，加劇輪軌磨耗或疲勞，對線路造成嚴重破壞甚至引起車輛脫軌事故。輪軌關(guān)系是車輛系統(tǒng)動力學(xué)性能的決定因素，其好壞不僅取決于輪軌的截面外形，還受到軌距、軌底坡、軌道在垂向橫向上的不平順以及鐵軌柔性支撐等因素的影響。輪軌接觸幾何是指車輪與鋼軌接觸的幾何狀態(tài)，其對車輛運行品質(zhì)和曲線通過等方面有著重大影響，是討論輪軌關(guān)系的重要組成部分。在軌距等參數(shù)相對固定的情況下，輪軌型面匹配下的幾何接觸也就成為研究輪軌關(guān)系的主要問題。早期對于輪軌接觸幾何的研究往往從線性參數(shù)的角度入手，然而非線性鐵道車輛系統(tǒng)動力學(xué)的研究表明非線性輪軌關(guān)系對車輛運行狀態(tài)有非常重要的影響。因此對高速列車在長期服役過程中的輪軌接觸幾何非線性參數(shù)和車輛動力學(xué)性能之間關(guān)系的研究顯得尤為必要。國內(nèi)外諸多學(xué)者對此展開研究。POLACH等[1?3]基于實測車輪型面數(shù)據(jù)，提出非線性輪軌接觸NP參數(shù)，分析了不同磨耗輪軌型面匹配下臨界速度的變化。許自強[4]提出了車輪鏇修后初始等效錐度限制，得出了根據(jù)等效錐度限值對車輪進行管理可以控制輪軌型面與接觸關(guān)系。劉付山等[5]考慮輪軌接觸幾何非線性計算不同軌道譜和車輛運行速度下車輛-軌道-橋梁垂向耦合系統(tǒng)的隨機振動。許貴滿等[6]建立輪軌三維實體非線性接觸模型，探究在輪軌高低不平順下曲線超高對輪軌非線性接觸系統(tǒng)的動力影響。PARK等[7]運用分岔理論分析了非線性臨界速度，通過計算非線性動態(tài)車輛模型的極限環(huán)來研究鐵道車輛的橫向穩(wěn)定性。TRUE[8]引入“相空間”來說明非線性動力學(xué)系統(tǒng)，討論了多平衡態(tài)的重要情況及其對參數(shù)的依賴關(guān)系。梁樹林等[9]結(jié)合抗蛇行減振器與輪軌型面匹配對車輛非線性穩(wěn)定性進行分析，探究影響非線性穩(wěn)定性的因素。董孝卿等[10]引入非線性因子對名義等效錐度進行修正，提出非線性等效錐度λG這一新參數(shù)。上述研究表明，從研究輪軌接觸幾何非線性參數(shù)計算方法以及車輛運行非線性穩(wěn)定性具有實際意義。然而，對輪軌接觸非線性參數(shù)的推導(dǎo)往往僅從單一線性參數(shù)展開，例如等效錐度，無法反映輪軌接觸區(qū)域的變化情況。本文首先從線性等效錐度、輪軌接觸區(qū)域參數(shù)引出新的輪軌接觸幾何非線性參數(shù)。然后建立車輛動力學(xué)模型，討論不同輪軌不平順下車輪磨耗與新參數(shù)的關(guān)系，最后結(jié)合車輪磨耗討論新參數(shù)與車輛動力學(xué)指標之間的關(guān)系。本文提出的新參數(shù)可有效地描述輪軌接觸非線性特性，為輪軌接觸幾何非線性研究提供一種新思路。

1 非線性輪軌接觸參數(shù)提出、介紹

1.1 線性等效錐度

同一輪對左右車輪的滾動圓半徑之差定義為輪徑差，在一定的橫移量范圍內(nèi)，輪對的輪徑差與其相對鋼軌的橫移量之間為直線關(guān)系，該直線的斜率定義為等效錐度λe。等效錐度在鐵路行業(yè)中應(yīng)用廣泛，它反映輪對的直線穩(wěn)定性和曲線通過性能，例如在直線上運行時，等效錐度決定列車的對中性能和輪軌的匹配程度，以及運行穩(wěn)定性等性能。在輪軌線性特性中，通常用輪對橫移3 mm處的等效錐度(名義等效錐度)來描述輪軌接觸幾何特性。

輪對在初始位置時左右車輪滾動圓半徑是相同的。對于錐形踏面的車輪，當輪對橫移導(dǎo)致左右側(cè)車輪的滾動圓半徑產(chǎn)生差異，車輪的等效錐度可基于滾動圓半徑差表示為：

式中：rL與rR分別為左、右車輪滾動圓半徑；Δr為車輪滾動圓半徑差；yW為輪對橫移量。

磨耗車輪和圓弧型車輪接觸點的錐度值隨輪對橫移量的變化而變化，因此應(yīng)先算出輪對橫移量對應(yīng)的車輪滾動圓半徑差，再代入式(1)計算。

從等效錐度的定義和表達式可以看出，等效錐度是將輪軌接觸點處的車輪型面線性化，對于不同輪軌接觸點之間車輪型面的變化規(guī)律描述得不夠細致。這一弊端在文獻[1]也被指出：經(jīng)過對大量實測磨耗車輪型面數(shù)據(jù)的分析，存在大量名義等效錐度相同但等效錐度曲線增減趨勢完全不同的車輪，對應(yīng)的車輛動力學(xué)性能也大相徑庭，因此有必要推導(dǎo)新參數(shù)以期更好地描述輪軌接觸幾何狀態(tài)。

1.2 復(fù)合等效錐度

建立一個空間幾何坐標系，X軸與軌道平行且經(jīng)過輪對中心，以輪對前進方向為正，Y軸與輪對軸線平行向右為正，Z軸垂直地面向上為正。

在車輪橫移時，輪軌接觸點在車輪型面上的水平坐標yC隨著車輪橫移量yWS的變化而變化。這種輪軌接觸點的水平坐標位置變化可用以車輪橫移量yWS為自變量的接觸點橫移變化率d yC(yWS)表示，如式(2)：

式中：d yC(yWS)為接觸點水平坐標的變化；ΔyWS為車輪橫移的變化。

為了反映輪軌接觸點坐標隨著輪對橫移變化的大小，可使用文獻[1]中提出的接觸寬度LW以及接觸寬度變化率d LW(AWS)描述輪軌接觸區(qū)域分布，其中輪軌接觸帶寬定義為輪對的接觸點位置yWS=-AWS(向左)和接觸點位置yWS=AWS(向右)之間的距離，該參數(shù)描述同側(cè)車輪分別向左、右橫移一個振幅時輪軌接觸點水平位置間距，如式(3)：

式中：yC為輪軌接觸點坐標；AWS為輪對橫移幅值。

接觸帶寬的變化率定義為接觸帶寬與輪對位移量的比值。該參數(shù)描述了輪軌接觸寬度在輪對左右橫移量下的變化率，可表示為：

為表征輪軌接觸點在輪軌型面上出現(xiàn)的頻率，采用文獻[1]中提出的接觸集中度來描述輪軌接觸區(qū)域在車輪踏面上的分布，并判斷當輪對橫移量為多少時，輪軌接觸點呈現(xiàn)集中分布。接觸集中度定義為輪對位移發(fā)生的相應(yīng)百分位與接觸點位置變化率的比值，可表示為：

式中：PyWS(yWS)為輪對位移發(fā)生的相應(yīng)百分位。

文獻[10]中考慮輪對1～6 mm橫移處等效錐度引入非線性因子，對名義等效錐度進行修正，提出非線性等效錐度λG，如式：

式中：Δλ為非線性因子；λi為輪對橫移i mm對應(yīng)的等效錐度。

為了考慮輪軌接觸狀態(tài)的變化，本文提出復(fù)合等效錐度λn，定義為輪對橫移時對應(yīng)的等效錐度與接觸寬度的乘積，如式(7)：

式中：Lwj為輪對橫移量為jmm對應(yīng)的輪軌接觸寬度；λi為輪對橫移量為imm對應(yīng)的等效錐度，顯然，λi的系數(shù)之和等于1。

由式(7)可見，與線性等效錐度相比，復(fù)合等效錐度以線性等效錐度為基礎(chǔ)，通過不同輪對橫移量對應(yīng)的接觸寬度差值占比對線性等效錐度進行加權(quán)，充分考慮接觸區(qū)域變化對輪軌接觸幾何的影響。復(fù)合等效錐度與已有的非線性等效錐度均對線性等效錐度進行組合，不同的是計算復(fù)合等效錐度無需進行均值和方差計算，所需參數(shù)數(shù)量更少。此外，由于復(fù)合等效錐度所基于的線性等效錐度數(shù)量適中并且分別對應(yīng)的車輪橫移量存在適當間隔，復(fù)合等效錐度相比于線性的名義等效錐度(僅考慮輪對橫移量3 mm處的線性等效錐度)對車輪型面變化的描述更細致，相比與非線性等效錐度(考慮輪對橫移量1～6 mm對應(yīng)的線性等效錐度，數(shù)量較多導(dǎo)致某一輪對橫移量對應(yīng)點出現(xiàn)局部誤差的概率增大)可降低輪對較大橫移量對應(yīng)接觸點出現(xiàn)局部劇烈磨耗從而導(dǎo)致計算結(jié)果出現(xiàn)較大誤差的概率。

2 車輪磨耗對非線性參數(shù)的影響

2.1 實測車輪型面分析

由于車輛在運行過程中車輪與鋼軌之間存在相互作用，車輪踏面出現(xiàn)磨耗，輪軌接觸幾何狀態(tài)也隨之發(fā)生改變。本節(jié)通過實測車輪型面和仿真計算探究車輪磨耗與復(fù)合等效錐度的關(guān)系。

基于某既有線路上高速運行的CRH3動車組(LMB車輪與60軌)進行追蹤測試，得到車輛運行12.09，16.06，18.63，21.9和28.4萬km的輪對右輪踏面的型面如圖1。

圖1 LMB磨耗車輪型面對比Fig.1 Comparison of LMB worn profile

從圖1可以看出，早期的車輪磨耗主要發(fā)生在低錐度的輪對小位移區(qū)域，以踏面磨耗為主，隨著車輛運營里程的增加，車輪踏面磨耗速度加快，表現(xiàn)為圖1的局部放大圖中車輪型面間距隨里程的增加而增大。同時車輪磨耗不僅發(fā)生在低錐度區(qū)，而且發(fā)生了輪緣磨耗，磨耗更為嚴重，這與文獻[11]中實測車輪磨耗情況一致。文獻[11]中對某列動車組輪對磨耗情況進行了追蹤測試，發(fā)現(xiàn)在運營里程較小時，踏面出現(xiàn)輕微磨耗，隨著運營里程的增大踏面磨耗加劇，當運營里程達到26.2萬km后踏面磨耗情況非常嚴重，并且輪緣磨耗也很明顯。

利用MATLAB編寫程序，對實測車輪踏面的型面進行處理，圖2為輪軌接觸區(qū)域參數(shù)隨磨耗變化的對比。圖2(a)展示了接觸點位置變化率，當輪對橫移量較小時，各車輪磨耗狀態(tài)下接觸位置變化率均達到最大值。當輪對從初始位置右移時，各車輪磨耗狀態(tài)下接觸變化率隨橫移量變化很小，參數(shù)取值范圍較為集中。當輪對從初始位置左移時，參數(shù)取值隨橫移量變化波動明顯，參數(shù)取值范圍較為分散?？梢钥闯?，車輪向車軸中心一側(cè)橫移時，磨耗對于接觸位置變化率的影響較大。圖2(b)展示了接觸寬度變化，可以看出，隨著運行里程的增加，輪對橫移量為3 mm時的接觸帶寬先增加再減小，整體呈現(xiàn)增大的趨勢。圖2(c)展示了輪軌接觸帶寬變化率，在輪對橫移量小于5 mm時，與新輪相比，車輪磨耗會導(dǎo)致接觸帶寬變化率急劇增大。當輪對橫移量大于8 mm時，車輪磨耗對于接觸帶寬變化率的影響很小，曲線幾乎重合，此時新輪的接觸帶寬變化率明顯高于磨耗輪。結(jié)合圖2(b)可以看出，隨著車輛運營里程的增加，雖然接觸寬度會增加，但同時接觸點位移的變化更大，導(dǎo)致接觸帶寬變化率曲線為減函數(shù)。

圖2 輪軌接觸區(qū)域參數(shù)隨磨耗變化的對比Fig.2 Comparison of wheel-rail contact area parameters with changes in wear

通過編寫MATLAB程序計算得到復(fù)合等效錐度。圖3為輪軌接觸幾何線性與非線性參數(shù)隨磨耗變化的對比。由圖3可知，隨著車輛運營里程的增大，車輪型面磨耗加劇，復(fù)合等效錐度λn隨之增大。復(fù)合等效錐度對于名義等效錐度λe有一個修正，彌補了等效錐度對于非線性輪軌接觸表述不足的特點。與等效錐度相比，在整體變化趨勢一致的前提下，復(fù)合等效錐度λn對于輪對橫移量3 mm附近輪軌接觸幾何狀態(tài)隨運營里程增長的變化表現(xiàn)得更細致。復(fù)合等效錐度λn對于輪對橫移量3 mm附近輪軌接觸幾何狀態(tài)隨運營里程增長的變化表現(xiàn)得更細致。有前文分析可知，輪對橫移量3 mm時接觸寬度隨運營里程的增加呈現(xiàn)先增大后減小的整體上升趨勢，這意味著λ2的權(quán)重增大和λ4的權(quán)重減小，結(jié)合復(fù)合等效錐度λn相較于名義等效錐度λe先減小后增大的情況可知：λ4-λ2先大于0后小于0，這與文獻[1]中所提出NP參數(shù)的變化規(guī)律保持一致。在車輛運行里程大于18萬km時，非線性等效錐度λG和復(fù)合等效錐度λn對于名義等效錐度值都有正向修正，對于非線性輪軌接觸的狀態(tài)可以視為有相同的描述。

圖3 線性與非線性參數(shù)對比Fig.3 Comparison of linear and nonlinear parameters

2.2 仿真車輪磨耗分析

在車輛動力學(xué)軟件UM中，建立50自由度的CRH3車輛動力學(xué)模型，包括1個車體、2個構(gòu)架、4個輪對、8個軸箱、一系和二系懸掛。其中車體、構(gòu)架和軸箱均設(shè)為剛體，分析中不考慮其彈性變形[12]。模型將彈簧、減振器、橫向止擋、牽引拉桿和抗側(cè)滾扭桿簡化為特定類型的作用力(圖4)。實際上采用柔性車體可以得到更接近實際情況的結(jié)果[13]，為了簡化計算，本文仍選擇剛體模型。

圖4 車輛建模的運動學(xué)關(guān)系拓撲Fig.4 Topological diagram of kinematic relationship for vehicle modeling

基于上述車輛動力學(xué)模型，輪軌型面設(shè)為LMB與60軌，以武廣線實測不平順作為輸入，全長7 000 m，通過計算車體橫向振動并與實測結(jié)果對比進行模型的驗證。將車體橫向振動加速度的仿真數(shù)據(jù)與試驗數(shù)據(jù)進行PSD變換后在頻域范圍內(nèi)的對比如圖5所示。從圖5可以看出，仿真計算的振動主頻為2.148 4，試驗測量的振動主頻為2.146 9。仿真與試驗存在一定誤差的主要原因是：仿真計算中車輛系統(tǒng)的輸入僅為軌道不平順，實際車輛在運行過程中還存在很多激擾，例如車輛質(zhì)量偏心、風阻、車輛各部件間的摩擦等，仿真計算時未考慮上述因素對車輛系統(tǒng)的影響。在誤差范圍內(nèi)，仿真與試驗所得車體橫向振動加速度結(jié)果較為吻合，說明建立的車輛動力學(xué)模型較為可靠，在后續(xù)研究中通過該模型得到的車輛動力學(xué)指標在誤差范圍內(nèi)滿足要求。

圖5 車體橫向振動加速度對比Fig.5 Comparison of carbody lateral vibration acceleration

基于建立的車輛動力學(xué)模型，輪軌匹配選擇LMB踏面與CHN60鋼軌，輪軌接觸模設(shè)為Kik-Piotrowski模型，分別設(shè)置從低到高的4個級別的軌道不平順，線路平面的組合和不同路段的車速依據(jù)相關(guān)文獻[14?15]設(shè)置，選擇Archard模型模擬車輪磨耗，磨耗系數(shù)設(shè)為1.83·10-13，車輛運行總里程設(shè)置30萬km。圖6(a)～6(d)為各級不平順下等效錐度與復(fù)合等效錐度隨運營里程的變化情況。在激勵較低時，二者都隨著運營里程的增加而增大，此時踏面磨耗表現(xiàn)為凹形磨耗，如圖6(a)～6(b)，這與圖3的實測車輪的情況一致。隨著不平順激勵的繼續(xù)增加，踏面磨耗區(qū)域擴大，踏面在磨耗初期產(chǎn)生凹形磨耗，參數(shù)值上升明顯，隨著車輛繼續(xù)運行，踏面接觸區(qū)域整體被磨平，參數(shù)值趨于平穩(wěn)，如圖6(c)。當軌道不平順過大時產(chǎn)生輪緣磨耗，踏面整體被磨平，參數(shù)值持續(xù)下降，如圖6(d)。圖7反映出的計算結(jié)果與文獻[16]的結(jié)論相符?？梢钥闯?，在不同等級的軌道不平順激勵下，復(fù)合等效錐度與等效錐度的變化趨勢幾乎一致，但復(fù)合等效錐度對輪軌不平順大小更為敏感，復(fù)合等效錐度的數(shù)值變化更容易反映軌道不平順大小和車輪磨耗情況。

從圖6還可以看出，在未產(chǎn)生輪緣磨耗時，軌道不平順越大，復(fù)合等效錐度與等效錐度相差越大。當產(chǎn)生輪緣磨耗后，復(fù)合等效錐度與等效錐度數(shù)值接近。當車輛在軌道不平順條件較好的軌道上運行時，采用復(fù)合等效錐度更能反映軌道不平順大小和車輪磨耗情況，當已知軌道不平順條件較差時，采用名義等效錐度即可滿足對輪軌接觸幾何描述的需求。在評估軌道不平順大小時，可利用裝備相近磨耗程度車輪的車輛運行相同里程后型面復(fù)合等效錐度與等效錐度差值的大小給出初步評估。

圖6 不平順數(shù)值大小對復(fù)合等效錐度的影響Fig.6 Influence of the magnitude of irregularity on the composite equivalent conicity

3 非線性輪軌接觸參數(shù)對車輛動力學(xué)性能的影響

通常對車輛動力學(xué)性能的描述主要從穩(wěn)定性、安全性和平穩(wěn)性3個方面進行，其中穩(wěn)定性常用臨界速度和構(gòu)架橫向加速度RMS值作為評價指標，安全性常用脫軌系數(shù)和輪重減載率作為評價指標，平穩(wěn)性常用Sperling指標和舒適度指標作為評價指標。

基于在UM中建立的車輛動力學(xué)模型，輪軌蠕滑力模型設(shè)為FASTSIM模型，軌道工況設(shè)為直線，軌道不平順度設(shè)為UIC-good-1000 m。采用第2節(jié)中LMB原型與實測磨耗車輪和CN60鋼軌匹配，車速設(shè)置為200～350 km/h，計算車輛動力學(xué)性能指標。需要特別指出的是，在計算車輛臨界速度時需要修改車輛模型與仿真參數(shù)。其中，在車輛模型中新添加一個指向x負方向的T-Force作為車輛的減速作用力：

式中：F為減速作用力；a0為車體加速度，通過改變a0的值調(diào)整車輛減速的快慢；mcar為車輛質(zhì)量。車速由600 km/h開始遞減，軌道橫、垂向不平順度設(shè)置為：

式中：Irr為軌道不平順度；H為幅值；x為車輛前進的距離。其中，橫向不平順度設(shè)為一個短暫激勵，垂向不平順度覆蓋全軌道。

仿真計算結(jié)果如圖7所示。圖7(a)～7(h)為車輛穩(wěn)定性、安全性和平穩(wěn)性指標與復(fù)合等效錐度的關(guān)系。由圖7(a)可以看出，隨著復(fù)合等效錐度的提升，車輛的臨界速度呈下降趨勢，在0.33～0.36階段臨界速度出現(xiàn)小幅波動的情況。由圖7(b)可以看出，隨著復(fù)合等效錐度的增加，臨界速度的變化速率呈現(xiàn)“快?慢?快”的趨勢。在復(fù)合等效錐度區(qū)0.27時，臨界速度變化達到最快。復(fù)合等效錐度增大反映出輪軌接觸類型發(fā)生變化以及隨之改變的輪軌接觸區(qū)域參數(shù)，同時也反映出磨耗導(dǎo)致輪軌接觸點錐度增大，臨界速度從而也隨之下降。由圖7(c)可以看出，隨著復(fù)合等效錐度的增大，構(gòu)架橫向加速度RMS值先增大后趨于穩(wěn)定，在復(fù)合等效錐度大于0.29時，車速200～250 km/h對應(yīng)的構(gòu)架加速度RMS值小幅平穩(wěn)上升，車速300～350 km/h對應(yīng)的構(gòu)架加速度RMS值小幅平穩(wěn)下降。由圖7(d)可以看出，不同車速下脫軌系數(shù)隨復(fù)合等效錐度的變化規(guī)律一致，隨著復(fù)合等效錐度的增大，脫軌系數(shù)先減小后增大。在復(fù)合等效錐度大于0.29后，脫軌系數(shù)小幅波動趨于平穩(wěn)。由圖7(e)可以看出，隨著復(fù)合等效錐度的增大，輪重減載率幾乎無波動。輪重減載率僅在車速300 km/h復(fù)合等效錐度接近0.3時出現(xiàn)突變，接近車速350 km/h對應(yīng)的數(shù)值。輪重減載率與車輪型面關(guān)系較小。由圖7(f)可以看出，隨著復(fù)合等效錐度的增大，車體橫向Sperling指標呈現(xiàn)“慢?快?慢”的上升趨勢，車輛橫向平穩(wěn)性下降。由圖7(g)可以看出，與輪重減載率變化規(guī)律相似，車體垂向平穩(wěn)性幾乎不隨復(fù)合等效錐度變化而變化。由圖7(h)可以看出，與車體垂向平穩(wěn)性指標變化規(guī)律相似，舒適度指標幾乎不隨復(fù)合等效錐度變化而變化，這是因為舒適度指標的垂向加權(quán)考慮了較多垂向高頻振動。

圖7 復(fù)合等效錐度對車輛動力學(xué)性能的影響Fig.7 Effect of composite equivalent conicity on vehicle dynamics performance

從上述分析可以看出，復(fù)合等效錐度與車輛動力學(xué)指標之間存在明顯的對應(yīng)關(guān)系，復(fù)合等效錐度越大，臨界速度越小、構(gòu)架橫向加速度RMS值、脫軌系數(shù)和車體橫向平穩(wěn)性指標越大，而輪重減載率、車體垂向平穩(wěn)性指標和舒適度指標變化不明顯?？梢缘贸鲕囕v的安全性、穩(wěn)定性和平穩(wěn)性隨著復(fù)合等效錐度增大而降低。在車輛動力學(xué)分析中，可以通過復(fù)合等效錐度的數(shù)值對車輛的動力學(xué)性能進行一個初步評價。例如，當車輛系統(tǒng)的某一參數(shù)在一定范圍內(nèi)變化時，選取相同線路和輪軌匹配條件，計算達到指定里程后車輪型面的復(fù)合等效錐度，判定該參數(shù)對車輛動力學(xué)性能的影響。

4 結(jié)論

1)相較于已有的輪軌接觸非線性參數(shù)，復(fù)合等效錐度考慮了輪軌接觸區(qū)域參數(shù)的變化，更細致地反映了接觸區(qū)域的變化情況。隨著車輪磨耗的增加，復(fù)合等效錐度呈現(xiàn)出與名義等效錐度相同的變化規(guī)律：二者都隨著磨耗的加劇而增大，此外復(fù)合等效錐度的數(shù)值變化更容易反映軌道不平順大小和車輪磨耗情況。

2)復(fù)合等效錐度與車輛穩(wěn)定性、安全性和平穩(wěn)性評價指標之間存在明顯的對應(yīng)關(guān)系。整體上復(fù)合等效錐度越大，車輛動力學(xué)性能指標越差。復(fù)合等效錐度數(shù)值較小時，車輛動力學(xué)性能指標變化幅度較大。復(fù)合等效錐度數(shù)值較大時，車輛動力學(xué)性能指標變化幅度較小。

3)復(fù)合等效錐度較為直觀地反映輪軌接觸幾何狀態(tài)和車輛動力學(xué)性能。后續(xù)可以此參數(shù)進行車輪型面優(yōu)化設(shè)計等方面的研究。