神朔鐵路萬t組合列車車鉤力研究及操縱優(yōu)化

摘要：神朔鐵路有大量長大坡道和起伏坡道，在開行新編組列車時(shí)需系統(tǒng)全面的了解其列車縱向動(dòng)力學(xué)特點(diǎn)，為制定和優(yōu)化操縱辦法、保障行車安全提供理論依據(jù)和數(shù)據(jù)支撐。采用基于空氣流動(dòng)理論和多剛體動(dòng)力學(xué)的仿真方法，依據(jù)試驗(yàn)列車運(yùn)行監(jiān)控記錄數(shù)據(jù)再現(xiàn)真實(shí)列車運(yùn)行工況，分析了列車運(yùn)行時(shí)的車鉤力特點(diǎn)和較大車鉤力成因，研究了列車通過凸形坡時(shí)的操縱優(yōu)化辦法。結(jié)果表明：該編組列車運(yùn)行時(shí)的最大拉鉤力和最大壓鉤力均產(chǎn)生于從控機(jī)車附近，且產(chǎn)生的最大拉鉤力大于最大壓鉤力，列車的最大拉鉤力是在凸形坡和機(jī)車牽引力的共同作用下產(chǎn)生。在通過凸形坡時(shí)，采用“動(dòng)能闖坡法”可有效降低列車的拉鉤力。

關(guān)鍵詞：重載列車；仿真分析；車鉤力；操縱優(yōu)化

中圖分類號：U279.5 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A doi：10.3969/j.issn.1006-0316.2024.09.008

文章編號：1006-0316 （2024） 09-0053-08

Abstract：Shenmu-Shuozhou Railway has a large number of long， steep and undulating ramps. When running newly marshalling trains， it is necessary to fully understand the longitudinal dynamic characteristics of the train， so as to provide theoretical basis and data support for formulating and optimizing operation methods and ensuring running safety. The simulation method based on air flow theory and multi-body dynamics is used to reproduce the real train operation conditions according to the data recorded by test train operation monitoring. The characteristics of coupler force and the causes of large coupler force during train operation are analyzed. The operation optimization method of the train passing through the convex slope is studied. The results show that the maximum tensile coupler force and the maximum compression coupler force are generated near the slave locomotive， and the maximum tensile coupler force is greater than the maximum compression coupler force. The maximum tensile coupler force of the train is generated under the combined action of convex slope and locomotive traction. When the train passes through the convex slope， the kinetic energy slope method can effectively reduce the maximum tensile coupler force of the train.

Key words：heavy haul train；simulation analysis；coupler force；operation optimization

為提升運(yùn)能、提高C64車輛利用率，神朔鐵路擬開行“神12機(jī)車＋66輛C64＋神12機(jī)車＋66輛C64編組”（簡稱神12“1＋1”C64）萬t列車，將神朔鐵路現(xiàn)行機(jī)車均在列車頭部的編組變更為動(dòng)力分散布置，導(dǎo)致其車鉤力也明顯不同。此外，受線路條件制約，列車在運(yùn)行時(shí)的工況復(fù)雜，需合理施加牽引力、電制動(dòng)力和空氣制動(dòng)來調(diào)整列車運(yùn)行速度，而在操縱過程中，若列車產(chǎn)生過大的拉鉤力會造成車鉤斷裂，產(chǎn)生過大的壓鉤力會造成軌排橫移和機(jī)車渡板變形等事故，嚴(yán)重影響列車運(yùn)行安全[1]，系統(tǒng)全面的分析神12“1＋1”C64編組列車的車鉤力特點(diǎn)對了解新編組列車運(yùn)行風(fēng)險(xiǎn)、優(yōu)化操縱技術(shù)、提升列車運(yùn)行安全性有至關(guān)重要的意義。

國內(nèi)外諸多學(xué)者進(jìn)行了一系列的列車縱向動(dòng)力學(xué)分析。Ansari等[2]通過建立非線性列車縱向動(dòng)力學(xué)模型，探究了車鉤剛度、列車速度與加速度、空車位置等對列車縱向力的影響。Cole等[3]提出了機(jī)車牽引力控制、機(jī)車車輛系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)、列車縱向動(dòng)力學(xué)的協(xié)同仿真方法。Spiryagin等[4]通過Simulink代碼生成在Gensys軟件中的共享庫，建立了多體動(dòng)力學(xué)和牽引動(dòng)力系統(tǒng)協(xié)同仿真的工具，用于列車縱向動(dòng)力學(xué)計(jì)算。Pogorelov等[5]基于UM軟件，建立了列車三維和簡化的一維模型的算法，用于計(jì)算不同情況下列車的受力。孫樹磊等[6]基于車輛沖擊試驗(yàn)得到緩沖器模型，并建立以緩沖器模型為基礎(chǔ)的列車縱向沖動(dòng)模型，分析了重載組合列車在不同線路條件下的縱向動(dòng)力學(xué)性能。池茂儒等[7]基于循環(huán)變量法，考慮了列車縱向、橫向和垂向性能之間的耦合關(guān)系，建立了列車三維動(dòng)力學(xué)模型，分析了牽引、制動(dòng)和惰行工況下的重載列車的動(dòng)力學(xué)性能。在分析列車縱向動(dòng)力學(xué)性能時(shí)，需要準(zhǔn)確的空氣制動(dòng)特性才可實(shí)現(xiàn)對列車制動(dòng)緩解工況的計(jì)算，而該特性獲取可分為依賴實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ秃鸵攒囕v控制閥動(dòng)作邏輯原理、氣體流動(dòng)理論為基礎(chǔ)的數(shù)學(xué)模型兩類。其中，經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ陀?jì)算速度快，但由于其制動(dòng)緩解波傳播特性、制動(dòng)缸壓力變化情況是通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行非線性擬合得到，很難適應(yīng)新編組列車和異常情況下列車制動(dòng)特性的預(yù)測。而數(shù)學(xué)模型方法具有計(jì)算精度高、應(yīng)用范圍廣等特點(diǎn)，并且隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的高速發(fā)展，其計(jì)算速率得到大幅提升。為此，本文采用國內(nèi)自主開發(fā)的基于空氣流動(dòng)理論、控制閥邏輯動(dòng)作原理和多剛體動(dòng)力學(xué)的列車空氣制動(dòng)與縱向動(dòng)力學(xué)聯(lián)合仿真系統(tǒng)（TABLDSS）[8]開展研究，該系統(tǒng)可以依據(jù)機(jī)車運(yùn)行監(jiān)控（LKJ）記錄數(shù)據(jù)再現(xiàn)列車運(yùn)行過程，或采用與真實(shí)機(jī)車相似的操縱面板實(shí)現(xiàn)模擬駕駛[9]，具有速度快、精度高、數(shù)據(jù)全面等特點(diǎn)，有效解決線路試驗(yàn)測點(diǎn)有限等問題，是列車操縱優(yōu)化、事故分析的實(shí)用工具，該系統(tǒng)曾在國際縱向動(dòng)力學(xué)仿真系統(tǒng)測評中，獲得優(yōu)異成績[10]。

由于試驗(yàn)列車并未采集車鉤力等關(guān)鍵數(shù)據(jù)，無法全面掌握列車運(yùn)行風(fēng)險(xiǎn)，難以指導(dǎo)列車操縱改進(jìn)。故本文基于試驗(yàn)列車LKJ數(shù)據(jù)，對列車在真實(shí)線路長大坡道、起伏坡道運(yùn)行時(shí)的車鉤力特點(diǎn)和較大車鉤力成因進(jìn)行分析，為制定、優(yōu)化操縱辦法和供理論依據(jù)和數(shù)據(jù)支撐。此外，對列車通過凸形坡時(shí)的操縱辦法進(jìn)行優(yōu)化，有效地降低列車的車鉤力水平。

1"仿真計(jì)算模型

重載組合列車縱向動(dòng)力學(xué)性能受諸多因素影響，包括線路情況、操縱模式、編組方式、鉤緩性能、空氣制動(dòng)系統(tǒng)特性和機(jī)車無線重聯(lián)系統(tǒng)延時(shí)等。在對重載列車縱向動(dòng)力學(xué)進(jìn)行建模分析時(shí)，需全面考慮上述因素，本節(jié)對仿真計(jì)算中涉及的機(jī)車牽引制動(dòng)模型、車輛空氣制動(dòng)系統(tǒng)模型、車鉤緩沖器模型、縱向動(dòng)力學(xué)模型等進(jìn)行介紹。

1.1"機(jī)車仿真模型

神12機(jī)車由神8機(jī)車加裝C節(jié)改造而成，共有A、B、C三節(jié)車，每節(jié)車擁有完整、獨(dú)立、相同的電傳動(dòng)系統(tǒng)，牽引功率達(dá)14"400"kW。機(jī)車牽引和電制動(dòng)特性對列車運(yùn)行能力起著至關(guān)重要的作用，神12機(jī)車最大牽引力/電制動(dòng)力與速度的關(guān)系分別如式（1）、式（2）所示：

式中：FL為最大牽引力；v為機(jī)車速度；為最大電制動(dòng)力。

仿真計(jì)算時(shí)，將機(jī)車的牽引/電制動(dòng)特性模型化為10檔，分別對應(yīng)10%～100%的牽引/電制動(dòng)力。各檔位牽引/電制動(dòng)力計(jì)算方法為：

式中：N為牽引/電制動(dòng)手柄級位；Nmax為牽引/電制動(dòng)手柄級位最大數(shù)，Nmax＝10。

1.2 空氣制動(dòng)系統(tǒng)仿真模型

列車制動(dòng)緩解時(shí)，空氣制動(dòng)系統(tǒng)中各管路及腔室內(nèi)的氣體既是壓力信號又是制動(dòng)力的來源，而空氣制動(dòng)系統(tǒng)仿真的難點(diǎn)在于車輛控制閥動(dòng)作邏輯的實(shí)現(xiàn)和管路內(nèi)空氣動(dòng)態(tài)流動(dòng)特性的計(jì)算。為此，將空氣制動(dòng)系統(tǒng)模型化為一系列管路、腔室，將120/120-1型控制閥模型化為各管路、容器間連接通路的控制機(jī)構(gòu)，圖1為單輛車空氣制動(dòng)系統(tǒng)仿真模型。

該仿真模型考慮管（缸）內(nèi)氣體與管（缸）壁的熱交換，假設(shè)制動(dòng)系統(tǒng)內(nèi)氣體為一維、有摩擦、不等熵非穩(wěn)定的流動(dòng)，根據(jù)氣體質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒和能量守恒定律建立氣體流動(dòng)狀態(tài)方程組為：

式中：ρ、u、p、a、k、D、F、f、q、x、t分別為氣體密度、流速、壓強(qiáng)、聲速、比熱比、管路直徑、管截面積、管內(nèi)壁摩擦系數(shù)、傳熱率、距離和時(shí)間。

采用特征線法求解該偏微分方程組。此外，在邊界點(diǎn)，如管接頭、管路與腔室連接處、管路封閉端等還需引入邊界方程求解，具體的邊界方程和求解方法詳見文獻(xiàn)[11]。

通過求解管內(nèi)氣體流動(dòng)方程和邊界方程得出各網(wǎng)格位置氣體狀態(tài)后，根據(jù)控制閥內(nèi)各勾貝瞬時(shí)壓力、彈簧壓力和摩擦力確定閥內(nèi)部件的瞬時(shí)位置，進(jìn)一步獲得各管路與腔室的連接面積，并以此計(jì)算后續(xù)管內(nèi)氣體流動(dòng)狀態(tài)和求解邊界方程，循環(huán)計(jì)算直到計(jì)算結(jié)束，該模型能夠?qū)崿F(xiàn)主閥、局減閥、加速緩解閥、緊急二段閥和緊急閥等控制閥功能的仿真。

此外，本文編組列車中車輛采用新型高摩合成閘瓦，其閘瓦摩擦系數(shù)計(jì)算公式為：

1.3 鉤緩模型

緩沖器是緩和列車縱向沖動(dòng)的關(guān)鍵部件，其模型的準(zhǔn)確性直接影響仿真時(shí)車鉤力變化情況和數(shù)值的準(zhǔn)確性。本文緩沖器特性源于單車沖擊試驗(yàn)結(jié)果，以數(shù)學(xué)方法將其模型化：

式中：為第i車車鉤力；ΔX、、K、C

分別為相鄰兩車的相對位移、相對速度，緩沖器的剛度和阻尼，K、C參數(shù)以待定系數(shù)法結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果反推得到。

圖2為單輛車以9"km/h沖擊單輛車時(shí)緩沖器阻抗特性曲線，反映了不同壓縮量和阻抗力的關(guān)系。將緩沖器的工作過程分為加載、過渡、卸載三個(gè)階段，以相應(yīng)的數(shù)學(xué)模型來模擬其在各過程中的阻抗特性，具體公式可參見文獻(xiàn)[12]。

1.4 縱向動(dòng)力學(xué)仿真模型

列車縱向動(dòng)力學(xué)研究的重點(diǎn)在于機(jī)車車輛間的相互作用規(guī)律，在建立縱向動(dòng)力學(xué)模型時(shí)，將每個(gè)機(jī)車、車輛視為集中質(zhì)量，僅考慮其縱向自由度，整列車簡化為多質(zhì)點(diǎn)彈簧阻尼系統(tǒng)。單個(gè)機(jī)車、車輛的受力如圖3所示。

依據(jù)每個(gè)機(jī)車車輛受力情況及牛頓第二定律列出單個(gè)車輛運(yùn)動(dòng)方程如下：

式中：xi、vi、Wi分別為第i輛車瞬時(shí)位置、速度和重力；mi、、FGi、FLi、FAi、FBi、Fci、Fwi分別為第i輛車瞬時(shí)慣性力、車鉤力、牽引力或電制動(dòng)力、運(yùn)行阻力、空氣制動(dòng)力、曲線阻力、坡道阻力。

通過每時(shí)刻求解該方程組可得列車中每個(gè)機(jī)車車輛的物理狀態(tài)[13]。

2"神朔鐵路坡道情況

神朔鐵路西起神木大柳塔東至朔州西，與包神鐵路、朔黃鐵路共同組成我國西煤東運(yùn)的第二大通道，線路下坡最大坡度達(dá)到了12‰，且在線路中有大量連續(xù)小半徑曲線，最小曲線半徑為396"m。圖4為神木大柳塔（k0＋000）至神池南（k220＋946）的全線坡度圖。

圖4中，神朔鐵路k35＋650～k55＋702區(qū)段和k100＋678～k146＋949區(qū)段為長大上坡道，k56＋102～k98＋698區(qū)段為長大下坡道，其余區(qū)段為起伏坡道。總體來看，上坡道區(qū)段占全線路的60%以上。

3 “1＋1”C64編組列車運(yùn)行仿真

由于神朔鐵路前半段地形較為典型，由長大上/下坡道及起伏坡道組成，故本節(jié)以“1＋1”C64編組試驗(yàn)列車的LKJ數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，使用TABLDSS仿真系統(tǒng)對列車在k22＋000～k110＋000區(qū)段進(jìn)行連續(xù)仿真計(jì)算，依據(jù)坡道特性可將該區(qū)段列車操縱方式劃分為三個(gè)階段：起伏坡道牽引力/電制動(dòng)力調(diào)速階段、長大上坡道大牽引力持續(xù)牽引階段和長大下坡道循環(huán)制動(dòng)階段。圖5為列車的運(yùn)行速度和仿真速度對比，圖6為列車在k22＋000～k110＋000區(qū)段運(yùn)行時(shí)產(chǎn)生的最大車鉤力沿車長分布。

由圖5可見，依據(jù)試驗(yàn)列車LKJ數(shù)據(jù)對其仿真時(shí)，仿真速度與列車運(yùn)行速度總體差異較小，且多段速度曲線完全重合，速度基本一致。圖6中，縱軸車鉤力正值和負(fù)值分別代表拉鉤力和壓鉤力，橫軸車序號包含機(jī)車號，以第1車（主控機(jī)車）為例，其前鉤由于未連掛車輛，車鉤力數(shù)值始終為零，故在圖4中并未體現(xiàn)，第1車后鉤車鉤力值與第2車前鉤相同，故以第1車位代表第1車與第2車之間的車鉤力，以此類推。為便于表述，在下文表述中以“第n車位車鉤力”代表第n車后鉤或第n＋1車前鉤的車鉤力。列車在k22＋000～k110＋000區(qū)段運(yùn)行時(shí)產(chǎn)生的最大拉鉤力和最大壓鉤力為1126.7"kN和-875.5"kN，分別產(chǎn)生于第68車位和第71車位，均位于從控機(jī)車附近。此外，第68車位與第67車位（從控機(jī)車后鉤與從控機(jī)車前鉤）間的車鉤力發(fā)生顯著變化，第68車位相較第67車位的最大拉鉤力和最大壓鉤力增幅分別達(dá)118.7%和47.1%。由此，進(jìn)一步針對從控機(jī)車前、后鉤的車鉤力進(jìn)行分析，其車鉤力隨里程變化曲線如圖7所示。

圖7中，第67車位和第68車位車鉤力差異顯著，這是受從控機(jī)車施加的牽引力和電制動(dòng)力影響所致。從控機(jī)車施加牽引力時(shí)，其后鉤為拉伸狀態(tài)，其前鉤處于壓縮狀態(tài)；在施加電制動(dòng)力時(shí)，正好相反。在列車實(shí)際運(yùn)行時(shí)還需考慮列車所處坡道以及施加空氣制動(dòng)等情況，車鉤受力較為復(fù)雜。

由于第68車位車鉤力較大且波動(dòng)更為明顯，故重點(diǎn)針對第68車車鉤力進(jìn)行分析。列車通過k22＋000～k34＋946區(qū)段時(shí)，施加較小機(jī)車牽引力或電制動(dòng)力調(diào)速，未施加空氣制動(dòng)，該區(qū)段產(chǎn)生的車鉤力小于500"kN。列車在k34＋946～k57＋413區(qū)段為持續(xù)牽引階段，在該區(qū)段每臺機(jī)車施加的最大牽引力達(dá)700"kN，列車運(yùn)行時(shí)第68車位主要產(chǎn)生拉鉤力且處于較高水平，在k56＋413處產(chǎn)生了1126.7"kN的最大拉鉤力。此外，列車在k43＋726處和k51＋703處前后，牽引力呈現(xiàn)先下降后上升的趨勢，其牽引力最小降為0"kN，這是由于這兩個(gè)位置為分相點(diǎn)，對應(yīng)牽引力的變化，第68車位車鉤力也隨之變化。雖然列車在k56＋413處產(chǎn)生最大拉鉤力，但由圖5可見，列車在此處的牽引力并非該區(qū)段的最大值，每臺機(jī)車的牽引力為510"kN，此時(shí)列車后部車輛處于最大坡度為11.1‰的上坡道，而前部車輛處于最大坡度為-8‰的下坡道，坡度差達(dá)19.1‰，是典型的凸形坡，列車中部車輛受地形影響產(chǎn)生拉鉤力，加之機(jī)車牽引力作用，導(dǎo)致第68車位產(chǎn)生了較大的拉鉤力。在k57＋921～k97＋102區(qū)段，列車為循環(huán)制動(dòng)階段，共施加6次空氣制動(dòng)，每臺機(jī)車施加的最大電制動(dòng)力為270"kN，在該區(qū)

段第68車位產(chǎn)生的壓鉤力小于-900"kN，拉鉤力小于350"kN。受制動(dòng)緩解操縱影響，列車在該區(qū)段時(shí)的車鉤力波動(dòng)更為明顯，總體來看，列車在每次空氣制動(dòng)后均先產(chǎn)生一定程度的壓鉤力再隨之變化，且總體以壓鉤力為主；列車在緩解指令發(fā)出后，均有向拉鉤力轉(zhuǎn)化的趨勢，但產(chǎn)生的拉鉤力較小，甚至未產(chǎn)生拉鉤力。

4 操縱關(guān)鍵項(xiàng)點(diǎn)研究

由上文分析已知，列車運(yùn)行時(shí)的車鉤力受地形、牽引力、電制動(dòng)力以及制動(dòng)緩解情況等多因素共同決定，列車在通過k54＋195～k57＋000處的凸形坡時(shí)由于施加較大牽引力導(dǎo)致產(chǎn)生了列車運(yùn)行時(shí)的最大車鉤力，故在本節(jié)針對列車通過該區(qū)段時(shí)的操縱方式進(jìn)行研究。

在k54＋195～k57＋000區(qū)段約3"km的線路中，坡道千分?jǐn)?shù)由11.1‰變?yōu)?8‰。在LKJ數(shù)據(jù)仿真中，列車通過該區(qū)段時(shí)的最大拉鉤力達(dá)到了1126.7"kN，產(chǎn)生于第68車位。沿列車運(yùn)行方向，該區(qū)段前方為長大下坡道，后方為長大上坡道，列車操縱方式差異顯著。經(jīng)分析，上述仿真時(shí)列車通過該區(qū)段時(shí)施加較大牽引力，在其產(chǎn)生最大拉鉤力的時(shí)刻，每臺機(jī)車的牽引力為510"kN。故考慮通過調(diào)整降低牽引力和施加電制動(dòng)力的時(shí)機(jī)來減小列車通過該區(qū)段時(shí)的拉鉤力，在操縱優(yōu)化仿真時(shí)，設(shè)置列車初始位置位于k52＋000處，列車初始速度為65"km/h。圖8和圖9分別為LKJ數(shù)據(jù)仿真列車（優(yōu)化前）與操縱優(yōu)化后列車速度對比和第68車位車鉤力對比。

圖8中，操縱優(yōu)化前后列車在通過k52＋000處的速度分別為55.3"km/h和65"km/h，在操縱優(yōu)化時(shí)，列車在進(jìn)入該區(qū)段前應(yīng)保持較高速度運(yùn)行，且在通過k52＋000處后，操縱優(yōu)化的列車以15"kN/s的速度將每機(jī)車的牽引力提升至660"kN，在該牽引力水平下，列車速度緩慢上升，約為60"km/h。而未進(jìn)行操縱優(yōu)化的列車先以10.6"kN/s的速度將每機(jī)車牽引力提升至 ""450"kN，而后再緩慢提升至630"kN，在該操縱方式下，列車速度降幅較大，約為40"km/h。

操縱優(yōu)化后的列車在k55＋700處開始降低牽引力，此時(shí)列車正駛?cè)胪剐纹?，列車速度有所下降；?dāng)列車運(yùn)行至k56＋300處時(shí)，牽引力降為0"kN，列車處于惰行狀態(tài)，此時(shí)列車前1/5部分處于下坡道，其余部分處于上坡道；當(dāng)列車運(yùn)行至k56＋500處時(shí)，每機(jī)車施加100kN電制動(dòng)力，在電制動(dòng)力的作用下，列車速度相較操縱優(yōu)化前的列車降幅略為明顯，其最低速度為49.5"km/h；此后，待列車運(yùn)行至k57＋254處時(shí)，列車前3/5的車輛已處于長大下坡道，在坡道下滑力的作用下，速度開始上升，在 "k58＋000處時(shí)列車速度達(dá)到54.4"km/h，與操縱優(yōu)化前的列車差異僅為3.7"km/h，該操縱優(yōu)化方式不會影響列車后續(xù)在長大下坡道的循環(huán)制動(dòng)操縱。從車鉤力變化規(guī)律來看，操縱優(yōu)化后的列車在運(yùn)行至k54＋195～k57＋000區(qū)段的凸形坡時(shí)第68車位產(chǎn)生的最大拉鉤力為920.3"kN，相較操縱優(yōu)化前降低了18.3%。該操縱方式合理利用“動(dòng)能闖坡”，較早降低牽引力及施加較小電制動(dòng)力，避免大牽引力與坡道作用下的拉鉤力疊加，并以較小電制動(dòng)力抵消部分坡道作用產(chǎn)生的拉鉤力，且控制列車在駛?cè)腴L大下坡道時(shí)緩慢漲速，以備后續(xù)循環(huán)制動(dòng)操縱。該操縱方式需注意減少列車在駛?cè)胪剐纹虑暗乃俣葥p失以及降低牽引力和施加電制動(dòng)力的時(shí)機(jī)。

5 結(jié)論

以試驗(yàn)列車運(yùn)行監(jiān)控記錄數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)對列車運(yùn)行狀態(tài)進(jìn)行仿真，對新開行神12“1＋1”C64編組列車在神朔鐵路運(yùn)行時(shí)的車鉤力進(jìn)行分析，研究了關(guān)鍵操縱項(xiàng)點(diǎn)、減小車鉤力方法，結(jié)論如下：

（1）列車運(yùn)行時(shí)的最大拉鉤力和最大壓鉤力分別為1126.7"kN和-875.5"kN，且均產(chǎn)生于從控機(jī)車附近。

（2）列車在長大上坡道區(qū)段由于持續(xù)施加較大牽引力，拉鉤力處于較高水平，而列車在長大下坡道區(qū)段循環(huán)制動(dòng)過程中產(chǎn)生的車鉤力雖然波動(dòng)更為明顯，但車鉤力值相對較小。

（3）列車運(yùn)行時(shí)的車鉤力受地形、牽引力、電制動(dòng)力以及制動(dòng)緩解情況等多個(gè)因素共同決定。在LKJ數(shù)據(jù)仿真過程中列車在通過k56＋413處的凸形坡時(shí)，在坡道和牽引力的共同作用下產(chǎn)生了最大拉鉤力。

（4）在列車通過凸形坡時(shí)，可合理利用“動(dòng)能闖坡”，盡可能提高列車在通過凸形坡前的速度，較早降低牽引力及施加較小電制動(dòng)力，避免大牽引力與坡道作用下的拉鉤力疊加，并以較小電制動(dòng)力抵消部分坡道作用產(chǎn)生的拉鉤力。采用該操縱方式的列車在通過k54＋195～k57＋000的凸形坡時(shí)產(chǎn)生的最大拉鉤力相較LKJ數(shù)據(jù)仿真時(shí)降低了18.3%。

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