周張義，李亨利，楊 興，王 璞，王愛民

（1 西南交通大學(xué) 機械工程學(xué)院，四川成都610031；2 中國南車集團 眉山車輛有限公司 產(chǎn)品開發(fā)部，四川眉山620032）

重載鐵路貨車采用徑向轉(zhuǎn)向架是降低輪軌磨耗的有效技術(shù)措施［1］。目前，我國投入運用的貨車徑向轉(zhuǎn)向架為轉(zhuǎn)K7型副構(gòu)架式自導(dǎo)向徑向轉(zhuǎn)向架［2］，且在此基礎(chǔ)上正積極開發(fā)新型大軸重貨車徑向轉(zhuǎn)向架。該型轉(zhuǎn)向架是在傳統(tǒng)三大件轉(zhuǎn)向架基礎(chǔ)上將一個輪對的左右兩個承載鞍相連，形成U型副構(gòu)架，再將前后兩個副構(gòu)架與兩個連接桿銷接在一起，從而構(gòu)成自導(dǎo)向輪對徑向裝置［3］，如圖1所示。

因整個輪對徑向裝置是通過副構(gòu)架鞍部近似剛性的裝配于4組軸承上，其自身潛在的制造或裝配誤差，可能引起的軸承附加載荷而導(dǎo)致其處于不利受力狀態(tài)成為普遍關(guān)注的問題。此外，該轉(zhuǎn)向架在各種運用工況下還要求輪對徑向裝置較強的輪對水平運動控制能力。基于此，考慮到副構(gòu)架是決定輪對徑向裝置各向剛度的主要部件，本文將著重對其結(jié)構(gòu)剛度進(jìn)行理論和試驗研究。

1 U型副構(gòu)架左右鞍相對彎扭剛度

如圖1所示，單個副構(gòu)架通過左右鞍將一個輪對的左右軸承聯(lián)系起來，運用狀態(tài)下左右鞍軸線在垂向和縱向同軸，且均與車軸平行。由于輪對的剛性，當(dāng)副構(gòu)架存在制造誤差時（主要表現(xiàn)為左右鞍軸線垂向同軸度誤差和縱向同軸度誤差），二者裝配后該誤差將強行消除，副構(gòu)架相應(yīng)發(fā)生彈性變形，從而對軸承產(chǎn)生附加載荷。顯而易見，從軸承受力角度來看，該附加載荷越小越好，而其大小根本上取決于副構(gòu)架自身適應(yīng)相應(yīng)彈性變形的剛度特性。下面分別研究副構(gòu)架左右鞍在消除垂向和縱向同軸度誤差時，產(chǎn)生相應(yīng)彈性變形所需的載荷大小，明確其剛度特性，探明副構(gòu)架制造誤差對軸承附加受力的影響程度。

圖1 輪對徑向裝置

1.1 垂向同軸度誤差

當(dāng)副構(gòu)架左右鞍存在垂向同軸度誤差時，如左鞍面高于右鞍面，與輪對裝配承載后，副構(gòu)架將發(fā)生附加彈性變形消除左鞍面與軸箱的垂向間隙，達(dá)到左右鞍面垂向同軸。此時，副構(gòu)架這種附加彈性變形表現(xiàn)為左鞍在垂向載荷作用下相對右鞍發(fā)生彎扭變形。因此，考察副構(gòu)架一端鞍部固定約束，另一端鞍部垂向加載下（如圖2所示），該載荷與鞍面垂向位移間大小關(guān)系，可得出副構(gòu)架左右鞍垂向相對彎扭剛度適應(yīng)其垂向同軸度誤差的能力。

首先對副構(gòu)架上述剛度特性進(jìn)行結(jié)構(gòu)有限元分析，三維實體計算模型如圖3所示，約束和加載方式如圖2所示，即在圖中右鞍面施加三向固定約束，對左鞍施加垂向載荷。計算結(jié)果表明：僅在1 k N垂向載荷作用下，副構(gòu)架結(jié)構(gòu)最大垂向位移即可達(dá)約9.8 mm，如圖4所示。其中，左鞍面平均垂向位移約為8.0 mm。此外，由于副構(gòu)架結(jié)構(gòu)自身特點，其變形以垂向彎曲為主和繞橫向扭轉(zhuǎn)為輔的彎扭組合變形。

圖2 副構(gòu)架左右鞍垂向相對彎扭加載和約束示意圖

圖3 副構(gòu)架三維實體有限元離散模型

圖4 1 k N垂向載荷下垂向變形計算結(jié)果

可見，副構(gòu)架左右鞍垂向相對彎扭剛度很小，也就是說其適應(yīng)垂向同軸度誤差的能力很強。實際上，即使沒有外載作用，僅副構(gòu)架自重引起的最大垂向位移即可達(dá)約10.1 mm，如圖5所示。其中，左鞍面平均垂向位移約為8.5 mm。一方面，由于載荷作用力臂大（可視為軸頸中心距），因此較小的載荷就可形成較大的力矩，而使懸臂梁加載端產(chǎn)生大的垂向變形；另一方面，由于副構(gòu)架中部箱型橫梁特別是安裝交叉連接桿的開孔區(qū)域，其承載截面有限，抗彎和抗扭剛度均較低，也是造成較大變形的主要原因。

副構(gòu)架樣機試驗證實了上述分析結(jié)果。如圖6所示，在試驗載荷（自重載荷、工裝載荷約1.4 k N和作動器載荷2 k N）作用下，加載端鞍部測得的垂向變形約為64.1 mm?？紤]到仿真分析和樣機試驗存在的差異，如仿真分析為理想模型，并假設(shè)結(jié)構(gòu)變形為線彈性，二者在固定端鞍部約束不完全相同等，拋開這些因素可見計算和試驗結(jié)果是相當(dāng)吻合的，均表明副構(gòu)架左右鞍垂向相對彎扭剛度很小。

圖5 自重載荷下垂向變形計算結(jié)果

圖6 副構(gòu)架垂向載荷彎扭變形試驗

1.2 縱向同軸度誤差

同上，當(dāng)副構(gòu)架左右鞍存在縱向同軸度誤差時，與輪對裝配承載后，副構(gòu)架將發(fā)生附加彈性變形消除一端鞍部與軸箱的縱向間隙，達(dá)到左右鞍縱向同軸。此時，副構(gòu)架這種附加彈性變形表現(xiàn)為一端鞍部在縱向載荷作用下相對另一端鞍部發(fā)生彎扭變形，因此，考察副構(gòu)架一端鞍部固定約束，另一端鞍部縱向加載下（如圖7所示），載荷與鞍面縱向位移間大小關(guān)系，可得出副構(gòu)架左右鞍縱向相對彎扭剛度適應(yīng)其縱向同軸度誤差的能力。

按圖7所示的約束和加載方式，即在圖中右鞍面施加三向固定約束，對左鞍施加縱向載荷，對副構(gòu)架上述剛度特性進(jìn)行結(jié)構(gòu)有限元仿真分析。計算結(jié)果表明：僅在1 k N縱向載荷作用下，副構(gòu)架最大縱向位移即可達(dá)約8.8 mm，如圖8所示。其中，左鞍面平均縱向位移約為8.0 mm。同上，由于副構(gòu)架結(jié)構(gòu)自身特點，其變形以縱向彎曲為主和繞橫向扭轉(zhuǎn)為輔的彎扭組合變形。

可見，副構(gòu)架這種左右鞍縱向相對彎扭剛度也很小，也就是說其適應(yīng)縱向同軸度誤差的能力也很強，其原因與分析垂向彎扭剛度時相同。同樣，副構(gòu)架樣機試驗也證實了上述分析結(jié)果。如圖9所示，在作動器縱向載荷約1.1 k N作用下，加載端鞍部測得的縱向變形約為6.8 mm?？梢娪嬎愫驮囼灲Y(jié)果較為吻合，均表明副構(gòu)架左右鞍縱向相對彎扭剛度很小。

一方面，副構(gòu)架左右鞍面采用加工中心整體加工（如圖10所示），能使各向同軸度誤差控制在1 mm以內(nèi)；另一方面，對長期運用后的轉(zhuǎn)K7型轉(zhuǎn)向架副構(gòu)架采用三坐標(biāo)儀進(jìn)行同軸度高精度檢測（如圖11所示），結(jié)果顯示左右鞍同軸度誤差均未超過2 mm。因此，綜合上述分析和試驗結(jié)果可見，實際中由副構(gòu)架制造或裝配誤差引起的軸承各向附加載荷均在1 k N以內(nèi)，其對軸承的附加受力影響可忽略不計。

圖7 副構(gòu)架左右鞍縱向相對彎扭加載和約束示意圖

圖8 1 k N縱向載荷下縱向變形計算結(jié)果

圖9 副構(gòu)架縱向載荷彎扭變形試驗

圖10 副構(gòu)架左右鞍面整體加工

圖11 副構(gòu)架左右鞍面同軸度檢測

2 副構(gòu)架運用載荷下的結(jié)構(gòu)剛度

上述副構(gòu)架可能發(fā)生的彈性變形僅在其與輪軸組裝時出現(xiàn)，當(dāng)各向制造誤差消除后副構(gòu)架與輪對將緊密配合，并在連接桿的協(xié)調(diào)作用下發(fā)揮輪對曲線徑向和直線正位作用。研究表明，副構(gòu)架式自導(dǎo)向徑向轉(zhuǎn)向架有良好的蛇行運動穩(wěn)定性和曲線通過性能，前提是其具有柔軟的輪對縱橫向定位剛度、副構(gòu)架與連接桿間銷接無間隙或小間隙、以及輪對徑向裝置對前后輪對水平運動較強控制能力等。其中輪對定位剛度、銷接間隙及交叉連接桿剛度等的影響機理已得到較多關(guān)注和研究［4－5］，而針對副構(gòu)架在各種連接桿運用載荷下的結(jié)構(gòu)剛度分析及其對轉(zhuǎn)向架性能的影響研究尚未開展。鑒于此，本文著重對副構(gòu)架運用載荷下的結(jié)構(gòu)剛度性能進(jìn)行初步分析探討。

研究表明，運用中連接桿載荷主要分為正對稱和反對稱兩種分布情況。前者在車輛發(fā)生制動時出現(xiàn)，兩連接桿均軸向受拉伸載荷；后者主要在車輛曲線通過時出現(xiàn)，兩連接桿分別軸向受拉伸和受壓縮。另外，車輛在直線蛇行運行時連接桿載荷也表現(xiàn)為反對稱分布，但此時軸向載荷一般較曲線通過時要小。下面分別針對副構(gòu)架在連接桿徑向載荷工況和制動載荷工況下的結(jié)構(gòu)剛度進(jìn)行分析計算。

2.1 徑向載荷工況

徑向載荷工況下，連接桿對副構(gòu)架的軸向載荷呈反對稱分布，如圖12所示。可見，兩連接桿載荷的橫向分力作用方向相同，縱向分力作用方向相反。按圖示的加載和約束方式，即在副構(gòu)架左右鞍面施加三向固定約束，在兩連接桿安裝孔處分別施加25 k N的軸向拉伸和壓縮載荷，對其彈性變形剛度進(jìn)行分析。計算結(jié)果表明：副構(gòu)架主要表現(xiàn)為橫向變形，最大約為0.81 mm，彈性變形剛度約30 MN／m（25／0.81），如圖13所示。

圖12 副構(gòu)架徑向載荷工況下加載和約束示意圖

圖13 徑向載荷工況下橫向變形計算結(jié)果

不難看出，由于兩連接桿軸向載荷的橫向分力作用方向相同，兩端縱向梁均呈懸臂梁受力結(jié)構(gòu)，相應(yīng)發(fā)生同向的橫彎變形，而中部橫梁則基本呈橫向平移變形，因此副構(gòu)架橫向彈性變形剛度主要取決于縱向梁的橫彎剛度及其與鞍部的連接剛度，如圖13所示。根據(jù)副構(gòu)架式自導(dǎo)向徑向轉(zhuǎn)向架的設(shè)計原則，輪對徑向裝置是轉(zhuǎn)向架剪切剛度的主要來源，要滿足25 t軸重、運行速度120 km／h的要求，其值一般不應(yīng)低于12 MN／m?？梢?，副構(gòu)架的橫向彈性變形剛度能夠滿足輪對徑向裝置的設(shè)計要求。

2.2 制動載荷工況

制動載荷工況下，連接桿對副構(gòu)架的軸向載荷呈正對稱分布，如圖14所示?？梢?，兩連接桿載荷的橫向分力作用方向相反，縱向分力作用方向相同。按圖示的加載和約束方式，即在副構(gòu)架左右鞍面施加三向固定約束，在兩連接桿安裝孔處均施加25 k N的軸向拉伸載荷，對其彈性變形剛度進(jìn)行分析。計算結(jié)果表明：副構(gòu)架主要表現(xiàn)為縱向變形，最大約為2.0 mm，連接桿安裝孔平均變形約為1.7 mm，彈性變形剛度約14 MN／m（25／1.7），如圖15所示。

圖14 副構(gòu)架制動載荷工況下加載和約束示意圖

圖15 制動載荷工況下縱向變形計算結(jié)果

同樣，由于兩連接桿軸向載荷的縱向分力作用方向相同，橫向分力相向，中部橫梁呈簡支梁受力結(jié)構(gòu)，連接桿安裝孔與縱向梁之間的兩端橫梁發(fā)生同向的縱彎變形，兩連接桿安裝孔之間的橫梁則基本呈縱向平移變形，因此副構(gòu)架縱向彈性變形剛度主要取決于橫梁兩端結(jié)構(gòu)的縱彎剛度，如圖15所示。

進(jìn)一步分析可知，制動工況下副構(gòu)架這一較大縱向變形將導(dǎo)致轉(zhuǎn)向架軸距呈擴大趨勢，而由于一系橡膠堆柔軟的縱橫向定位剛度，使得該轉(zhuǎn)向架側(cè)架對軸距擴大的約束作用較常規(guī)轉(zhuǎn)向架要小得多。因此，在不影響輪對徑向裝置自導(dǎo)向功能前提下，通常應(yīng)在側(cè)架導(dǎo)框和副構(gòu)架鞍部設(shè)置縱向檔，以控制轉(zhuǎn)向架軸距擴大量，如轉(zhuǎn)K7型轉(zhuǎn)向架即設(shè)置有縱向檔結(jié)構(gòu)。

3 結(jié)論

（1）副構(gòu)架結(jié)構(gòu)適應(yīng)產(chǎn)品制造或裝配誤差的能力較強，其柔軟的左右鞍相對彎扭剛度使得輪軸承受的各向附加載荷極小，對軸承的附加受力影響可忽略不計；

（2）在連接桿徑向載荷工況作用下，副構(gòu)架橫向彈性變形剛度可達(dá)30 MN／m，能夠滿足轉(zhuǎn)向架輪對徑向裝置的設(shè)計要求；

（3）在連接桿制動載荷工況作用下，副構(gòu)架縱向彈性變形剛度相對較小，約為14 MN／m，可能導(dǎo)致較大的轉(zhuǎn)向架軸距擴大，通常應(yīng)在側(cè)架導(dǎo)框和副構(gòu)架鞍部設(shè)置縱向檔。

［1］李亨利.貨車徑向轉(zhuǎn)向架動力學(xué)特性及輪軌磨耗研究［D］.成都：西南交通大學(xué)，2006.

［2］嚴(yán)雋耄，傅茂海.車輛工程［M］.北京：中國鐵道出版社，2008.

［3］王 璞.徑向轉(zhuǎn)向架介紹［J］.鐵道車輛，2002，（4）：25－26.

［4］李 芾，傅茂海，黃運華.徑向轉(zhuǎn)向架機理及其動力學(xué)性能研究［J］.中國鐵道科學(xué)，2002，23（10）：46－51.

［5］李亨利，黃運華.K7型轉(zhuǎn)向架動力學(xué)性能研究［J］.鐵道機車車輛，2009，29（4）：26－29.