孫宏友,王　平,張東風,曾曉輝,徐井芒

(1.西南交通大學高速鐵路線路工程教育部重點實驗室,成都　610031；

2.中鐵工程設計咨詢集團有限公司,北京　100055)

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動車組與貨車側(cè)向通過整體道床12號交叉渡線道岔動力學特性分析

孫宏友1,王平1,張東風2,曾曉輝1,徐井芒1

(1.西南交通大學高速鐵路線路工程教育部重點實驗室,成都610031；

2.中鐵工程設計咨詢集團有限公司,北京100055)

摘要：基于列車動力學和道岔動力學理論,建立可考慮整體道床12號交叉渡線道岔鋼軌型面變化的列車-道岔耦合動力學計算模型。用數(shù)值模擬方法分析動車組和貨車以50 km/h側(cè)向通過該交叉渡線道岔時的動力學特性。結(jié)果表明：動車組和貨車通過時輪軌力、脫軌系數(shù)、減載率、輪軸橫向力、車體振動響應有所不同,但均滿足安全舒適要求。

關(guān)鍵詞：動車組；貨車；交叉渡線道岔；動力學

道岔是鐵路軌道結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵部件，是使列車從一股軌道轉(zhuǎn)入另一股軌道所必須的線路設備[1]，需要采用寬度及高度漸變的尖軌及心軌這種特殊斷面的鋼軌[2]。交叉渡線道岔因其結(jié)構(gòu)及功能特殊性[3]，平面線型設計條件有限，存在不可避免的輪軌結(jié)構(gòu)不平順和橫向沖擊、軌道整體剛度沿線路方向的分布不均勻[4]、活動軌件易變形而形成離縫、無縫道岔伸縮及振動過大等原因?qū)е铝熊囘^岔時的輪軌動力作用和養(yǎng)護維修工作量遠大于區(qū)間線路。對于整體道床12號交叉渡線道岔而言，需要研究列車與道岔間的動態(tài)相互作用問題，以提升其技術(shù)性能。

交叉渡線道岔自身結(jié)構(gòu)復雜，岔區(qū)的輪軌關(guān)系也較區(qū)間軌道[5]和普通單開道岔復雜，基于列車動力學和道岔動力學理論，與將道岔軌道視為等截面處理[6-8]不同，建立了可考慮交叉渡線道岔鋼軌型面變化的列車-道岔耦合動力學計算模型。為了將列車模型與道岔模型統(tǒng)一為整體振動系統(tǒng)，以輪軌動態(tài)接觸幾何關(guān)系[9-11]為基礎，利用赫茲法向接觸理論和蠕滑理論分析了二者的相互作用。依據(jù)上述模型，采用哈密爾頓原理組建整體模型振動方程組，用于求解列車過岔時列車及道岔系統(tǒng)的動態(tài)響應特性，分析評價列車側(cè)向通過[12]整體道床12號交叉渡線道岔的安全性及平穩(wěn)性。

1計算模型和參數(shù)

1.1車輛模型

車輛模型建立過程中，主要參考快速或高速客車或貨車結(jié)構(gòu)形式，以4個輪對、2個轉(zhuǎn)向架和1個車體構(gòu)成，轉(zhuǎn)向架考慮成沒有搖枕、搖動臺和旁承的三無結(jié)構(gòu)，同時將各部件視為剛體，即車輛模型是由7個剛體組成的多剛體全車模型。其中輪對與轉(zhuǎn)向架之間的一系懸掛由彈簧和阻尼原件組成，懸掛點位于各輪軸端部共8個，轉(zhuǎn)向架與車體之間的二系懸掛同樣由彈簧和阻尼原件組成，車體與前后轉(zhuǎn)向架中心兩側(cè)各2個懸掛點共4個，每個懸掛點又分為縱向、橫向和垂向3個方向。此時，車輛模型自由度分布情況中除輪對考慮沉浮、橫移、側(cè)滾和搖頭4個自由度以外，轉(zhuǎn)向架和車體均考慮沉浮、橫移、側(cè)滾、搖頭和點頭5個自由度，共計31個自由度[13]。

1.2道岔模型

道岔模型在包括轉(zhuǎn)轍器、連接部分、12號銳角轍叉、6號銳角轍叉及6號鈍角轍叉等基本結(jié)構(gòu)的前提下，充分考慮了各細部結(jié)構(gòu)對交叉渡線道岔振動的影響，盡可能使道岔模型與實際情況相符，基本的建模原則和方法與文獻[14]相同。圖1所示為本文研究的交叉渡線道岔線型示意，圖2所示為本文研究的交叉渡線道岔模型示意，由于交叉渡線道岔具有對稱性，所以模型示意只畫出了左半部分。

圖1　交叉渡線道岔線型示意

1.3計算參數(shù)

本文研究的12號交叉渡線道岔直向容許通過速度160 km/h，采用固定型轍叉，分12號銳角轍叉、6號銳角轍叉、6號鈍角轍叉3種，軌下基礎為整體道床型式布置。道岔扣件系統(tǒng)豎向剛度為35 kN/mm，橫向剛度為30 kN/mm。道岔采用調(diào)高墊板，適應無砟軌道調(diào)高需求。轉(zhuǎn)轍器尖軌采用60D40尖軌，為曲線尖軌形式，尖軌尖端為藏尖式，跟端為防跳限位器。尖軌設置兩個牽引點，尖軌長13.64 m，其中彈性可彎段長度3.85 m，彈性可彎中心距尖軌尖端距離11.198 m，導曲線半徑為350 m，相離型曲線尖軌。尖軌尖端理論厚度3.0 mm，距實際尖端200 mm處開始補充刨切。道岔軌距均為1435 mm，岔枕均按垂直于直股方向布置，岔枕間距一般按600 mm布置(牽引點和轍叉部分等除外)。

圖2　交叉渡線道岔模型示意

2計算結(jié)果

利用本文建立的車輛模型和交叉渡線道岔模型，分別計算了CRH2動車組和C80型貨車以50 km/h速度側(cè)向通過整體道床12號交叉渡線道岔時的動力學響應數(shù)據(jù)，由于列車在運行的過程中第一輪對最先受到?jīng)_擊并且沖擊劇烈，主要以第一輪對的動力學響應數(shù)據(jù)作為分析對象。

2.1輪軌力分布

CRH2動車組和C80型貨車第一輪對兩側(cè)輪軌間垂向力和橫向力如表1所示。

表1　CRH2動車組和C80型貨車第一輪對輪軌垂向力　kN

由表1可以看出，列車在側(cè)向通過整體道床12號交叉渡線道岔時，基本軌要先后經(jīng)過轉(zhuǎn)轍器部分、12號轍叉護軌、6號銳角轍叉和6號鈍角轍叉，尖軌要先后經(jīng)過轉(zhuǎn)轍器部分、12號轍叉、6號銳角轍叉護軌和6號鈍角轍叉，在這些部位輪軌相互作用劇烈，使輪軌間作用力有較大程度變化，其中CRH2動車組的輪軌垂向力最大值為108.03 kN，輪軌橫向力最大值為37.95 kN；C80型貨車的輪軌垂向力最大值為179.69 kN，輪軌橫向力最大值為70.05 kN。

2.2安全性評價

列車運行安全性評價主要包括脫軌系數(shù)和減載率，根據(jù)列車第一輪對輪軌間相互作用力所得的CRH2動車組和C80型貨車脫軌系數(shù)和減載率分別如圖3～圖6所示。

圖3　CRH2動車組第一輪對脫軌系數(shù)

圖4　C80型貨車第一輪對脫軌系數(shù)

從圖3可以看出，CRH2動車組側(cè)向通過整體道床12號交叉渡線道岔時輪對脫軌系數(shù)最大值為0.51，小于安全限值0.8。從圖4可以看出，C80型貨車側(cè)向通過整體道床12號交叉渡線道岔時輪對脫軌系數(shù)最大值為0.54，小于安全限值0.8。輪對脫軌系數(shù)最大值發(fā)生在固定轍叉區(qū)，主要由輪對通過交叉渡線道岔沖擊心軌所致，脫軌系數(shù)的幅值較小，對行車安全性影響較小。

圖5　CRH2動車組第一輪對減載率

圖6　C80型貨車第一輪對減載率

從圖5可以看出，CRH2動車組側(cè)向通過整體道床12號交叉渡線道岔時，減載率最大值為0.56，未超出安全限值0.6。從圖6可以看出，C80型貨車側(cè)向通過整體道床12號交叉渡線道岔時，減載率最大值為0.48，未超出安全限值0.6。

2.3輪軸橫向力

輪軸橫向力大小將影響線路穩(wěn)定性，是產(chǎn)生軌排橫移量增加，軌道結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性降低的重要原因之一，對于道岔結(jié)構(gòu)而言，需嚴格控制其側(cè)股各部位軌距，可從輪軸橫向力角度進行評判。CRH2動車組和C80型貨車第一輪對輪軸橫向力分別如圖7、圖8所示。

圖7　CRH2動車組第一輪對輪軸橫向力

圖8　C80型貨車第一輪對輪軸橫向力

由圖7、圖8可知，列車側(cè)向通過整體道床12號交叉渡線道岔時，CRH2動車組和C80型貨車第一輪對輪軸橫向力最大值分別為43.83 kN和61.12 kN，這是由于車輪通過固定轍叉有害空間時產(chǎn)生較大橫向力而導致的。根據(jù)列車通過道岔時的輪軸橫向力限值計算式0.85(10+P0/3)計算，可以得到CRH2動車組和C80型貨車第一輪對輪軸橫向力的限值分別為48.17 kN和77.85 kN，其中P0為列車靜軸重。上述輪軸橫向力最大值未超出限值范圍。

2.4車體振動響應

CRH2動車組和C80型貨車車體垂向及橫向振動加速度隨輪對所在道岔位置的不同而產(chǎn)生的變化分別如圖9、圖10所示。

圖9　CRH2動車組車體振動響應

圖10　C80型貨車車體振動響應

由圖9(a)可以看出，當CRH2動車組側(cè)向通過整體道床12號交叉渡線道岔時，由于道岔存在結(jié)構(gòu)不平順和有害空間，將使車體產(chǎn)生明顯波動，列車側(cè)向通過交叉渡線道岔時垂向振動加速度最大值為0.59 m/s2，遠小于車體舒適度指標1.3 m/s2，這是因為目前動車組車輛優(yōu)良的一系和二系減振使由輪對向上傳遞的振動得到了較大程度的衰減。由圖10(a)可以看出，C80型貨車側(cè)向通過同一存在結(jié)構(gòu)不平順和有害空間的交叉渡線道岔時，由于貨車性能不如動車組好，使貨車側(cè)向通過交叉渡線道岔時垂向振動加速度最大值為0.64 m/s2。

由圖9(b)可以看出，當CRH2動車組側(cè)向通過整體道床12號交叉渡線道岔時，車體橫向加速度在車輪通過轉(zhuǎn)轍器和轍叉位置附近達到峰值，且在導曲線上維持較大值。由于列車側(cè)向過岔時，未被平衡加速度是導致車體具有較大橫向加速度的主要原因，因此舒適度指標相對于車體垂向加速度也有更為嚴格的要求。考慮到輪對在固定轍叉處將與心軌產(chǎn)生撞擊，此處車體橫向加速度達到最大值0.42 m/s2，小于舒適度控制標準1 m/s2。由圖10(b)可以看出，C80型貨車側(cè)向通過此交叉渡線道岔時，車體橫向加速度在車輪通過轉(zhuǎn)轍器和轍叉位置附近達到峰值，考慮到輪對在固定轍叉區(qū)將與心軌產(chǎn)生撞擊，此處車體橫向加速度達到最大值0.89 m/s2。

3結(jié)論

通過對CRH2動車組和C80型貨車以50 km/h速度側(cè)向通過整體道床12號交叉渡線道岔動力學響應的計算分析，可以得出以下結(jié)論。

(1)CRH2動車組的輪軌垂向力最大值為108.03 kN，輪軌橫向力最大值為37.95 kN；C80型貨車的輪軌垂向力最大值為179.69 kN，輪軌橫向力最大值為70.05 kN。

(2)CRH2動車組和C80型貨車脫軌系數(shù)最大值分別為0.51和0.54，均小于安全限值0.8；CRH2動車組和C80型貨車減載率最大值分別為0.56和0.48，均未超出安全限值0.6。

(3)CRH2動車組輪軸橫向力最大值為43.83 kN，未超出限值48.17 kN。C80型貨車輪軸橫向力最大值為61.12 kN，未超出限值77.85 kN。

(4)CRH2動車組垂向和橫向振動加速度最大值分別為0.59 m/s2和0.42 m/s2，小于車體舒適度控制標準1.3 m/s2和1 m/s2；C80型貨車垂向和橫向振動加速度最大值分別為0.64 m/s2和0.89 m/s2。

綜上所述，整體道床12號無砟交叉渡線道岔可以滿足CRH2動車組和C80型貨車安全舒適通過的要求。

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Dynamics Analysis of EMUS and Freight Car Passing through No.12 Crossover Turnout with Solid BedSUN Hong-you1, WANG Ping1, ZHANG Dong-feng2, ZENG Xiao-hui1, XU Jing-mang1

(1.MOE Key Laboratory of High speed Railway Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China;2.China Railway Engineering Consulting Group Co., Ltd., Beijing 100055, China)

Abstract：Based on the theories of train dynamics and turnout dynamics, a dynamic model for a vehicle-turnout coupling system is established to address rail profile changes of No.12 crossover turnout with solid bed. The dynamic characteristics of EMUS and freight car are analyzed with numerical simulation method when they pass through crossover turnout at the speed of 50 km/h. The results show that EMUS and freight car may differ in wheel-rail force, derailment coefficient, load reduction rate, axle lateral force, car body vibration response when passing through the turnout, but both meet the requirements for safety and comfort.

Key words：EMUS; Wagon; Crossover turnout; Dynamics

中圖分類號：U213.6

文獻標識碼：A

DOI:10.13238/j.issn.1004-2954.2015.05.015

文章編號：1004-2954(2015)05-0070-04

作者簡介：孫宏友(1988—)男，碩士研究生，E-mail：563471355@qq.com。

基金項目：中央高?；究蒲袠I(yè)務費專項資金資助項目 (2682013CX043)

收稿日期：2014-07-19； 修回日期：2014-08-25