文永蓬，周偉浩，徐小峻，尚慧琳, 李瓊

(1. 上海工程技術(shù)大學(xué) 城市軌道交通學(xué)院，上海 201620；2. 上海應(yīng)用技術(shù)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，上海 200235)

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考慮熱力耦合的軌道車輪輻板參數(shù)優(yōu)化研究

文永蓬1，周偉浩1，徐小峻1，尚慧琳2, 李瓊1

(1. 上海工程技術(shù)大學(xué) 城市軌道交通學(xué)院，上海 201620；2. 上海應(yīng)用技術(shù)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，上海 200235)

以提高雙S型軌道車輪的綜合性能為目的，建立雙S型軌道車輪模型，采用軌道車輪的熱力耦合計(jì)算方法，討論雙S型軌道車輪輻板在熱力耦合條件下的幾種優(yōu)化思路，通過正交實(shí)驗(yàn)的方法對(duì)雙S型軌道車輪輻板的關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。研究結(jié)果表明：當(dāng)S彎方向?yàn)檎约敖Y(jié)合圓弧處于正中位置時(shí)，雙S型輻板車輪具有較好安全性能；雙S型軌道車輪的輻板厚度以及靠近輪輞處的圓弧半徑對(duì)雙S型軌道車輪性能的影響較大。該研究不僅適用于雙S型軌道車輪的結(jié)構(gòu)特性分析，同時(shí)還對(duì)其他輻板軌道車輪的優(yōu)化設(shè)計(jì)具有重要的參考價(jià)值。

熱力耦合；軌道車輪；疲勞強(qiáng)度；正交實(shí)驗(yàn)；參數(shù)優(yōu)化

在城市軌道車輛運(yùn)行過程中，由于站間距短、行車密度高等因素造成車輛頻繁的啟動(dòng)和制動(dòng)，車輪和軌道的摩擦、車輪與閘瓦的摩擦產(chǎn)生大量的熱，引起車輪產(chǎn)生較大的熱載荷，與此同時(shí)，車輪還承受來自車輛的全部載荷，熱載荷和結(jié)構(gòu)載荷劇烈的共同作用往往造成車輪的疲勞損傷[1]。車輪的輻板是輪輞和輪轂的重要連接部件，在熱力耦合載荷作用下起到承上啟下的作用，對(duì)車輪的性能具有重要的影響。近年來，對(duì)車輪的疲勞分析及優(yōu)化設(shè)計(jì)進(jìn)行了大量報(bào)道[2-13]。早期對(duì)車輪疲勞問題的研究大多只考慮結(jié)構(gòu)載荷的作用[2-4]，研究車輪在直道、彎道以及道岔處的應(yīng)力大小，并算出安全系數(shù)與許用安全系數(shù)比較。目前，越來越多學(xué)者已經(jīng)注意到溫度的改變對(duì)于車輪疲勞的影響，重視列車在踏面制動(dòng)時(shí)伴隨著閘瓦與踏面間的摩擦車輪表面產(chǎn)生大量的熱，認(rèn)為溫度的變化對(duì)車輪使用壽命的影響不可忽略。張萍[5]探討了熱流密度的加載方式，為車輪的熱分析及熱力耦合分析提供了重要的參考價(jià)值；Seo等[6-8]研究了車輪的熱疲勞問題，對(duì)車輪熱疲勞壽命預(yù)測(cè)方法進(jìn)行了探討；候耐等[9-11]通過對(duì)車輪在結(jié)構(gòu)載荷、熱載荷及2個(gè)載荷共同作用下的研究分析，認(rèn)為結(jié)構(gòu)載荷和熱載荷的共同作用是導(dǎo)致車輪疲勞失效的主要原因。對(duì)于車輪的優(yōu)化設(shè)計(jì)，徐傳來等[12]通過APDL語言對(duì)軌道車輪進(jìn)行參數(shù)化建模，運(yùn)用ANSYS一階優(yōu)化工具對(duì)車輪截面進(jìn)行形狀化優(yōu)化，其優(yōu)化后車輪的質(zhì)量少，但是應(yīng)力有所增加；劉林芽等[13]通過遺傳算法對(duì)單S型輻板車輪的輻板關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，以聲輻射功率為優(yōu)化目標(biāo)，優(yōu)化后的車輪聲輻射功率較標(biāo)準(zhǔn)車輪聲輻射功率在大部分頻段上均有所減小。總之，以上研究很少考慮到熱力耦合下軌道車輪輻板的參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)，也未能針對(duì)軌道車輪輻板多參數(shù)的特點(diǎn)提出多目標(biāo)的優(yōu)化策略。為此，研究熱載荷和結(jié)構(gòu)載荷的共同作用對(duì)軌道車輪的影響，以抗熱損性較好的雙S型車輪[14]作為研究對(duì)象，分析雙S型車輪輻板的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，保持車輪的輪轂和輪輞不變，針對(duì)軌道車輪輻板提出多目標(biāo)結(jié)構(gòu)優(yōu)化思路，得到幾種優(yōu)化后的軌道車輪輻板，并進(jìn)一步分析比較優(yōu)化后車輪的最大耦合應(yīng)力、質(zhì)量和踏面溫度等特性。

1　軌道車輪有限元模型

1.1雙S型車輪模型

上海4號(hào)線使用的是馬鋼生產(chǎn)的國產(chǎn)車輪ZD840，為雙S型車輪。以該雙S型車輪為研究對(duì)象，利用ANSYS有限元分析軟件進(jìn)行建模，在建模過程中忽略對(duì)計(jì)算結(jié)果較小的圓弧等細(xì)節(jié)，采用8節(jié)點(diǎn)的六面體單元SOLID70建立有限元模型，該雙S型車輪的有限元模型中共含有21 490個(gè)節(jié)點(diǎn)和19 308個(gè)單元，劃分好網(wǎng)格的模型如圖1所示，該車輪材料為R9T，其基本屬性如表1所示。

(a)三維截面圖；(b)二維截面圖圖1　雙S型車輪有限元模型Fig.1 FEM model for the double S rail wheel

材料名稱數(shù)值泊松比ν0.3彈性模量E/MPa2×105密度ρ/(kg·m-3)7800強(qiáng)度極限σb/MPa900屈服極限σs/MPa580許用應(yīng)力[σ]/MPa352疲勞極限σ-1/MPa315

1.2載荷工況及加載條件

我國城市軌道車輛車輪尚未建立計(jì)算載荷和計(jì)算載工況標(biāo)準(zhǔn)，一般是基于國際鐵路聯(lián)盟UIC510-5或歐盟的BS EN13979-1標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行。在軌道車輛運(yùn)行過程中，車輪受到輪軌之間的三向應(yīng)力，包括橫向力、縱向力和垂向力，其中橫向力和縱向力的方向有2個(gè)，垂向力的方向?yàn)樨Q直向上，但是列車彎道或過道岔運(yùn)行時(shí)，由于轉(zhuǎn)向架兩側(cè)重量分配不一致，使得一側(cè)的輪軌間垂向力大于另一側(cè)，導(dǎo)致兩側(cè)車輪受到的垂向力位置和大小均有區(qū)別。除了輪軌作用力，車輪還受到制動(dòng)時(shí)閘瓦施加的閘瓦力，包括閘瓦壓力和閘瓦摩擦力，其中，閘瓦摩擦力根據(jù)車輪運(yùn)行方向不同有2個(gè)方向?；谝延械膰?個(gè)標(biāo)準(zhǔn)，考慮車輪結(jié)構(gòu)載荷(計(jì)算見文獻(xiàn)[15])和熱載荷共同作用，基本涵蓋了列車運(yùn)行時(shí)的制動(dòng)過程中車輪受到的各種載荷情況。

2　軌道車輪的熱力耦合計(jì)算方法

2.1溫度場(chǎng)分析

溫度場(chǎng)分析首先要確定熱載荷條件，包括環(huán)境溫度、熱流密度和換熱系數(shù)。在計(jì)算熱載荷時(shí)用到的軌道車輪相關(guān)參數(shù)及制動(dòng)條件如表2所示，其熱力學(xué)計(jì)算參數(shù)如表3所示。

表2　軌道車輪參數(shù)及制動(dòng)條件Table 2 Parameters and braking conditions of the rail wheel

表3　軌道車輪熱力學(xué)參數(shù)Table 3 Thermodynamic parameters of the rail wheel

2.1.1環(huán)境溫度

根據(jù)城市軌道交通車輛車輪所處的工作條件，選取環(huán)境空氣溫度為24 ℃，車輪自身表面溫度為40 ℃。

2.1.2熱流密度

采用能量法進(jìn)行計(jì)算，假設(shè)城市軌道交通車輛在制動(dòng)過程中減少的動(dòng)能全部轉(zhuǎn)化為熱能，根據(jù)動(dòng)能定理以及熱流密度q的計(jì)算公式可得：

(1)

式中：m為列車質(zhì)量；v0為初速度；t為制動(dòng)時(shí)間；S為踏面與閘瓦的接觸面積；D為軌道車輪直徑；n為閘瓦數(shù)；l為閘瓦寬度；η為熱流分配系數(shù)。

2.1.3換熱系數(shù)

對(duì)流換熱系數(shù)可由經(jīng)驗(yàn)公式[16]，求得對(duì)流換熱系數(shù)h的計(jì)算公式：

h=16.7(1+1.33v)

(2)

式中：v為車輛運(yùn)行速度。

由于溫度場(chǎng)分析屬瞬態(tài)熱分析，所以在選擇分析類型時(shí)選擇瞬態(tài)分析，將以上計(jì)算得到熱載荷值施加到雙S型車輪模型上，對(duì)車輪制動(dòng)過程中的溫度場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算分析，由表2中制動(dòng)減速度和制動(dòng)初速度可計(jì)算出制動(dòng)時(shí)間約為17 s。圖2為溫度最高時(shí)刻即10 s時(shí)的溫度云圖，圖3為制動(dòng)過程中車輪踏面溫度隨時(shí)間變化關(guān)系圖，車輪在制動(dòng)過程中踏面溫度先增大后減小，在10 s時(shí)刻車輪踏面溫度最大為192.2 ℃。

單位：℃圖2　雙S型車輪溫度云圖Fig.2 Temperature contour for the double S rail wheel

圖3　雙S型車輪17 s內(nèi)踏面最高溫度變化情況Fig.3 Maximum tread temperature for the double S rail wheel within 17 s

2.2熱力耦合分析

采用間接耦合法，首先將熱分析模型中的熱單元SOLID70轉(zhuǎn)換為結(jié)構(gòu)單元SOLID185，再將軌道車輪熱分析中得到的溫度場(chǎng)各節(jié)點(diǎn)溫度載荷作為體載荷施加到車輪上。并且，為了保持耦合前后的完整性，在熱應(yīng)力分析時(shí)建立與溫度場(chǎng)一致的載荷步[17]。得到制動(dòng)過程中車輪的熱力耦合情況，圖4為制動(dòng)結(jié)束時(shí)刻熱力耦合應(yīng)力云圖，由圖4可知，制動(dòng)結(jié)束時(shí)，車輪最大應(yīng)力位于輻板處，最大應(yīng)力約為120.4 MPa。圖5為整個(gè)制動(dòng)過程中最大耦合應(yīng)力點(diǎn)耦合應(yīng)力的變化情況，由圖5可知，最大耦合應(yīng)力隨著制動(dòng)時(shí)間逐步增大，在制動(dòng)結(jié)束時(shí)刻達(dá)到最大值。

單位： Pa圖4　雙S型車輪耦合應(yīng)力云圖Fig.4 Thermal-mechanical coupling stress contour for the double S rail wheel

圖5　雙S型車輪17 s內(nèi)輻板最大耦合應(yīng)力變化情況Fig.5 Maximum thermal-mechanical coupling stress for the double S rail wheel within 17 s

綜上，雙S型車輪的踏面溫度最大值出現(xiàn)在制動(dòng)過程中，而熱力耦合應(yīng)力最大值出現(xiàn)在制動(dòng)結(jié)束時(shí)刻。這2個(gè)性能參數(shù)描述了雙S型車輪重要的特性，踏面溫度與車輪踏面材料的屬性相關(guān)，熱力耦合應(yīng)力與車輪的壽命相關(guān)。因此，在下面的研究中，把制動(dòng)過程中踏面最高溫度和制動(dòng)結(jié)束時(shí)刻最大耦合應(yīng)力，作為熱力耦合下車輪的評(píng)價(jià)指標(biāo)。此外，為節(jié)省成本，把車輪輕量化也作為一項(xiàng)評(píng)價(jià)指標(biāo)。

3　不同輻板參數(shù)下雙S型車輪性能

圖6為雙S型輻板車輪結(jié)構(gòu)特征圖。如圖6所示，雙S型車輪輻板存在2個(gè)S型彎和連接2個(gè)S彎的過渡圓弧三部分組成，S彎的厚度均為D。下面S彎形同“S”，稱為正S彎；上面S彎形同反“S”，稱為反S彎。保持雙S型車輪的陰影部分(輪輞和輪轂)固定不動(dòng)，即a點(diǎn)、b點(diǎn)、c點(diǎn)和d點(diǎn)固定不動(dòng)，將輻板的空間作為輻板設(shè)計(jì)域。

在輻板設(shè)計(jì)域內(nèi)，考慮雙S型車輪輻板2個(gè)S彎的正反方向、結(jié)合圓弧的位置、S彎半徑及輻板厚度，可分以下3種情況熱力耦合分析。

圖6　雙S輻板車輪結(jié)構(gòu)特征圖Fig.6 Structural features for the double S rail wheel

3.1S彎方向

在雙S型車輪中，規(guī)定雙S型車輪下面的S彎方向?yàn)殡pS車輪的方向，則原車輪為正雙S車輪，可以建立反雙S車輪，正雙S車輪和反S車輪的二位截面如圖7所示，并對(duì)反雙S車輪進(jìn)行熱力耦合分析，其結(jié)果如表4所示。

圖7　正、反雙S車輪的二維模型Fig.7 Forward two dimensional model and the reverse one for the double S rail wheel

Table 4 Comprehensive performance comparison of the forward model and the reverse model for the double S rail wheel

正雙S車輪反雙S車輪耦合應(yīng)力/MPa120.4121.4車輪質(zhì)量/kg288288踏面溫度/℃192.2191.3

表4中，正雙S車輪和反雙S車輪的質(zhì)量一樣，踏面溫度和耦合應(yīng)力均差不多，由于主要考慮耦合應(yīng)力，正雙S車輪的耦合應(yīng)力略小于反雙S車輪，因此，正雙S車輪性能優(yōu)于反雙S車輪，下面的分析中，均針對(duì)正雙S車輪進(jìn)行。

3.2結(jié)合圓弧位置

在正雙S車輪輻板中，2個(gè)S彎呈軸對(duì)稱分布，2個(gè)S彎的大小和形狀都是相同的，所以2個(gè)S彎中間結(jié)合圓弧就在輻板的正中間位置，現(xiàn)考慮2個(gè)S彎的大小形狀不同，在重新建立模型的過程中，盡量保持車輪的質(zhì)量以及結(jié)合圓弧的半徑不變，對(duì)原雙S車輪輻板進(jìn)行修改，得到2個(gè)新的雙S車輪模型，并和原模型進(jìn)行對(duì)比，3個(gè)模型的二維截面特征如圖8所示。

圖8　結(jié)合圓弧位置不同的雙S型車輪的二維模型Fig.8 Two dimensional model of the double S rail wheel for the different arc position

Table 5 Comprehensive performance comparison of three kinds of arc models for the double S rail wheel

圓弧偏下圓弧正中圓弧偏上耦合應(yīng)力/MPa134.3120.4125車輪質(zhì)量/kg288.1288289.1踏面溫度/℃194192.2195

對(duì)由于結(jié)合圓弧位置不同引起的新雙S輻板車輪進(jìn)行熱力耦合分析，結(jié)果如表5所示。由表5可知，當(dāng)結(jié)合圓弧在車輪輻板正中位置時(shí)，車輪質(zhì)量最小，踏面溫度最低，輻板耦合應(yīng)力也最低，因此，結(jié)合圓弧在正中位置時(shí)，雙S型車輪的性能較優(yōu)。

3.3S彎半徑及輻板厚度

由以上討論可知，S彎方向和結(jié)合弧位置在一定范圍內(nèi)發(fā)生變化時(shí)，結(jié)合圓弧在輻板正中間的正雙S型車輪是相對(duì)較優(yōu)的。因此，本節(jié)主要對(duì)S彎方向及結(jié)合圓弧位置相對(duì)較優(yōu)的原車輪輻板的4個(gè)尺寸參數(shù)進(jìn)行討論。

根據(jù)圖6，雙S型車輪輻板由3段等半徑圓弧R1,R2和R3組成，且S彎的厚度D不變。現(xiàn)以R1,R2,R3和D這4個(gè)車輪輻板關(guān)鍵參數(shù)作為優(yōu)化變量，以車輪輻板最大耦合應(yīng)力、車輪質(zhì)量和車輪踏面最高溫度作為優(yōu)化目標(biāo)，現(xiàn)對(duì)每個(gè)變量參數(shù)賦予3個(gè)值，通過對(duì)這4個(gè)關(guān)鍵變量隨機(jī)組合來尋找優(yōu)化參數(shù)，共81種組合，由于實(shí)驗(yàn)次數(shù)較多，故本文采用可減少計(jì)算量的正交實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)方法進(jìn)行分析。

正交實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)方法[18]是實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)中的一種優(yōu)化方法，利用數(shù)理統(tǒng)計(jì)的原理對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行科學(xué)地分析，通過少數(shù)實(shí)驗(yàn)就能夠了解到各個(gè)因素對(duì)實(shí)驗(yàn)指標(biāo)的影響情況，并且能夠確定各個(gè)因素影響的主次順序，從而找出優(yōu)化參數(shù)組合。

采用正交實(shí)驗(yàn)的設(shè)計(jì)方法，分析輻板的4個(gè)參數(shù)對(duì)雙S型車輪性能的影響，找出性能較優(yōu)的參數(shù)組合，從而獲得優(yōu)化車輪。本實(shí)驗(yàn)中有4個(gè)因素A,B,C,和D，分別對(duì)應(yīng)輻板參數(shù)R1,R2,R3和D。每個(gè)因素有3個(gè)水平，即每個(gè)因素對(duì)應(yīng)的3個(gè)值，列出所有因素水平表，如表6所示。

利用正交實(shí)驗(yàn)的設(shè)計(jì)方法，選用“四因素三水平”正交表L9(34)，每個(gè)實(shí)驗(yàn)條件做3次，每次實(shí)驗(yàn)對(duì)3個(gè)指標(biāo)測(cè)定，并取平均值，實(shí)驗(yàn)方案及其實(shí)驗(yàn)結(jié)果如表7所示，分析比較計(jì)算得到的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，進(jìn)而選取出較優(yōu)的雙S型車輪輻板的參數(shù)組合。

表6　因素水平表Table 6 Factors and levels table

表7　實(shí)驗(yàn)方案及結(jié)果Table 7 Experimental scheme and results

根據(jù)實(shí)驗(yàn)分析結(jié)果，可繪制出各個(gè)優(yōu)化目標(biāo)的效應(yīng)曲線圖，如圖9所示。

由圖9可以得出各優(yōu)化目標(biāo)下以及綜合條件下雙S型車輪輻板參數(shù)的優(yōu)化組合，分析過程如下：

1)耦合應(yīng)力為主

由圖9(a)可知，在單純以耦合應(yīng)力為優(yōu)化目標(biāo)下，各因素的主次順序?yàn)镈>B>A>C，根據(jù)每個(gè)因素的每個(gè)水平的平均值大小可以得出耦合應(yīng)力優(yōu)化組合為A2B1C2D3(優(yōu)化模型1)。

2)質(zhì)量為主

由圖9(b)可知，在單純以質(zhì)量為優(yōu)化目標(biāo)下，各因素的主次順序?yàn)镈>B>C>A，根據(jù)每個(gè)因素的每個(gè)水平的平均值大小可以得出耦合應(yīng)力優(yōu)化組合為A3B3C3D1(優(yōu)化模型2)。

3)踏面溫度為主

由圖9(c)可知，在單純以踏面溫度為優(yōu)化目標(biāo)下，各因素的主次順序?yàn)镈>B>C>A，根據(jù)每個(gè)因素的每個(gè)水平的平均值大小可以得出耦合應(yīng)力優(yōu)化組合為A2B3C1D3(優(yōu)化模型3)。

4)綜合平衡考慮

在以上3個(gè)優(yōu)化目標(biāo)中，耦合應(yīng)力關(guān)系到雙S型車輪的行車安全及使用壽命，為主要優(yōu)化目標(biāo)，其次考慮成本等目標(biāo)，兼顧車輛輕量化和車輛材料的加工工藝的要求。因此，優(yōu)化目標(biāo)主次順序?yàn)椋厚詈蠎?yīng)力>質(zhì)量>踏面溫度，根據(jù)優(yōu)化目標(biāo)的主次順序，可確定因素D和因素B對(duì)車輪性能影響較大，因素C和因素A相對(duì)較小。

對(duì)于因素D：因素D對(duì)3個(gè)目標(biāo)的影響均較大，但主要考慮的指標(biāo)是耦合應(yīng)力最小，故選D3，此時(shí)，踏面溫度D3也是較優(yōu)的。

對(duì)于因素B：因素B對(duì)3個(gè)目標(biāo)的影響也較大，其影響程度僅次于D，從耦合應(yīng)力角度選B1。

對(duì)于因素C：因素C對(duì)3個(gè)目標(biāo)均是次要因素，耦合應(yīng)力C1和C2差不多，從踏面溫度角度選C1。

(a)耦合應(yīng)力效應(yīng)曲線;(b)質(zhì)量效應(yīng)曲線；(c)踏面溫度效應(yīng)曲線圖9　各優(yōu)化目標(biāo)的效應(yīng)曲線Fig.9 Effect curve of each optimization objective

對(duì)于因素A：因素A對(duì)以上3個(gè)指標(biāo)也是次要因素，從耦合應(yīng)力、踏面溫度角度選A2。

故綜合考慮耦合應(yīng)力、車輪質(zhì)量以及踏面溫度后，確定綜合平衡選取的優(yōu)化組合為：A2B1C1D3(優(yōu)化模型4)。

圖10分別建立上述以單目標(biāo)優(yōu)化時(shí)優(yōu)化的3個(gè)模型以及綜合目標(biāo)優(yōu)化的1個(gè)模型。由圖10可知，4個(gè)模型的S彎半徑和輻板厚度在原有的雙S型車輪輻板的基礎(chǔ)上都有一定程度的改變，優(yōu)化后的雙S型車輪耦合應(yīng)力、車輪質(zhì)量和踏面溫度均發(fā)生變化，結(jié)果如表8所示。由表8可知，以上4種優(yōu)化模型的耦合應(yīng)力均有所下降，優(yōu)化模型1,3和4的耦合應(yīng)力下降的最明顯，其中優(yōu)化模型1的耦合應(yīng)力比原車輪下降最多，達(dá)16.7%，但是這3個(gè)優(yōu)化模型的質(zhì)量卻都有上升，但是最大不超過2.5%；優(yōu)化模型2耦合應(yīng)力較原車輪相近，但其質(zhì)量比原車輪下降了2.8%；優(yōu)化模型3的踏面溫度較優(yōu)，但只比原車輪低了0.9%。因此，由上述優(yōu)化效果可知，不改變車輪輻板的基本形狀，僅僅使S彎半徑和輻板厚度微小的改變，若造成車輪質(zhì)量增加，則可降低其耦合應(yīng)力；對(duì)于踏面溫度，僅改變輻板參數(shù)，其優(yōu)化效果不明顯，但可通過使用優(yōu)化材料屬性來進(jìn)行提升。

綜上，以耦合應(yīng)力、車輪質(zhì)量以及踏面溫度為優(yōu)化目標(biāo)，通過改變雙S型車輪輻板2個(gè)S彎的正反方向、結(jié)合圓弧的位置、S彎半徑及輻板厚度，確立了優(yōu)化目標(biāo)及設(shè)計(jì)參數(shù)的優(yōu)先級(jí)，雙S型車輪輻板厚度D和靠近輪輞處的圓弧半徑R2這2個(gè)參數(shù)對(duì)車輪性能最靈敏，對(duì)雙S型車輪綜合性能影響顯著。因此，今后在加工制造過程中這2個(gè)參數(shù)的加工誤差需要格外關(guān)注。

(a)優(yōu)化模型1；(b)優(yōu)化模型2;(c)優(yōu)化模型3；(d)優(yōu)化模型4圖10　優(yōu)化前后輻板形狀比較圖Fig.10 Comparison of results before and after optimization

優(yōu)化車輪A2B1C2D3(模型1)A3B3C3D1(模型2)A2B3C1D3(模型3)A2B1C1D3(模型4)原車輪A2B2C2D2設(shè)R1/mm34.538.534.534.534.5計(jì)R2/mm30.538.538.530.534.5參R3/mm34.538.530.530.534.5數(shù)D/mm2521252523耦合應(yīng)力/MPa100.3119.1104.7105.4120.4車輪質(zhì)量/kg295.3279.9293292.9288踏面溫度/℃192.3196190.4192.9192.2優(yōu)化效果耦合應(yīng)力降低16.7%質(zhì)量降低2.8%溫度降低0.9%耦合應(yīng)力降低12.5%

4　結(jié)論

1)當(dāng) S彎方向?yàn)檎约敖Y(jié)合圓弧處于正中位置時(shí)，雙S型輻板車輪具有較好安全性能，且雙S型車輪輻板厚度D和靠近輪輞處的圓弧半徑R2對(duì)雙S型車輪性能影響較顯著，在加工制造時(shí)，對(duì)車輪這兩個(gè)參數(shù)需要格外重視。

2)根據(jù)雙S型車輪多參數(shù)的特點(diǎn)，確立了以耦合應(yīng)力為主、車輪質(zhì)量和踏面溫度為輔的優(yōu)化思路，按照這個(gè)思路對(duì)輻板的4個(gè)尺寸參數(shù)進(jìn)行平衡選優(yōu)，從而得出綜合性能較優(yōu)的車輪，對(duì)多目標(biāo)優(yōu)化問題提供參考價(jià)值。

3)采用正交試驗(yàn)的方法對(duì)雙S型軌道車輪進(jìn)行參數(shù)優(yōu)化，減少了實(shí)驗(yàn)次數(shù)，能快速直觀地獲得雙S型車輪輻板的優(yōu)化參數(shù)組合，為軌道車輪的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供了一條有效思路。

4)優(yōu)化后的車輪較原車輪均有明顯的優(yōu)化效果，優(yōu)化模型一的耦合應(yīng)力比原車輪下降達(dá)16.7%，因此，考慮熱力耦合效應(yīng)，建議采用優(yōu)化模型一為城市軌道雙S型車輪的進(jìn)一步研究的車輪模型。

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Study on parameter optimization for the rail wheel considering thermal-mechanical coupling

WEN Yongpeng1,ZHOU Weihao1,XU Xiaojun1,SHANG Huilin2,LI Qiong1

(1. College of Urban Railway Transportation, Shanghai University of Engineering Science, Shanghai 201620, China;2. School of Mechanical Engineering, Shanghai Institute of Technology, Shanghai 200235, China)

In order to improve the comprehensive performance of the double S urban rail wheel, a double S rail wheel model was established. The method of thermal-mechanical coupling was introduced in this model. Considering the thermal-mechanical coupling, several thoughts of double S rail wheel optimization model were analyzed. The key parameters of double S rail wheel plate were optimized by the method of orthogonal experiment. The results show that the double S rail wheel has a good safety performance when S bending in the positive direction and circular arc in the center position. The plate thickness and the radius of circular arc near the rim have a greater influence on the performance of the double S rail wheel. The work is not only suitable for the structure analysis of double S rail wheel, but also has important reference value for the other rail wheel optimization design.

thermal-mechanical coupling; rail wheel; fatigue strength; orthogonal experiment; parameter optimization

2016-05-20

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(11472176)；上海市自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(15ZR1419200)；上海市研究生教育創(chuàng)新計(jì)劃學(xué)位點(diǎn)引導(dǎo)布局與建設(shè)培育項(xiàng)目(13sc002)

文永蓬(1979-)，男，江西永新人，博士，副教授，從事軌道車輛關(guān)鍵結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)，軌道車輛振動(dòng)與控制無軌道車輛故障診斷技術(shù)的研究；E-mail：yp_wen@163.com

U270.2

A

1672-7029(2016)10-2042-09