王峻，侯茂銳，陳波

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輪軌型面對(duì)重載貨車(chē)曲線通過(guò)性能的影響

王峻1，侯茂銳2，陳波2

(1.陜西煤業(yè)化工集團(tuán)神南紅檸鐵路，陜西 榆林 719300；2.中國(guó)鐵道科學(xué)研究院 鐵道科學(xué)技術(shù)研究發(fā)展中心，北京 100081)

為了研究輪軌型面對(duì)重載貨車(chē)曲線通過(guò)性能的影響，選擇我國(guó)LM車(chē)輪踏面與75kg/m鋼軌(簡(jiǎn)稱(chēng)CN75)、美國(guó)AAR-1B踏面與136RE(即68kg/m)鋼軌、歐洲S1002踏面與UIC60鋼軌，比較了這3組輪軌型面的幾何形狀和輪軌接觸幾何關(guān)系.基于Adams/Rail建立了C80BH貨車(chē)的動(dòng)力學(xué)模型，仿真計(jì)算了三種踏面在原配合狀態(tài)時(shí)以及與我國(guó)75kg/m配合時(shí)C80BHBH貨車(chē)的曲線通過(guò)性能，比較了輪軌橫向力、脫軌系數(shù)和輪軌磨耗等參數(shù).結(jié)果表明：AAR-1B踏面與CN75鋼軌配合在半徑400m小曲線上具有較好的曲線通過(guò)性能；LM踏面與CN75鋼軌配合在半徑800米曲線上的輪緣磨耗較??；曲線上，S1002踏面和CN75鋼軌配合的輪軌橫向力出現(xiàn)劇烈振蕩.

重載貨車(chē)；輪軌型面；輪軌關(guān)系；曲線通過(guò)；仿真計(jì)算

0 引言

近年來(lái)，世界范圍內(nèi)重載鐵路得到不斷的發(fā)展，特別是以美國(guó)、加拿大、澳大利亞、南非、巴西等國(guó)家為代表，其貨車(chē)軸重不斷增加，以25、30、32、35 t軸重為主，少量貨車(chē)軸重甚至達(dá)到40t[1-2].然而軸重的增加、運(yùn)行速度的提高以及萬(wàn)噸重載列車(chē)的開(kāi)行，這些將導(dǎo)致輪軌關(guān)系變的不斷復(fù)雜，車(chē)輛動(dòng)力學(xué)性能不斷惡化[3].而車(chē)輪踏面外形是輪軌系統(tǒng)的關(guān)鍵因素之一，它關(guān)系到車(chē)輛的動(dòng)力學(xué)性能，選擇合適的車(chē)輪踏面，可以改善車(chē)輛的動(dòng)力學(xué)性能，減少制造和維修成本，提高穩(wěn)定性，延長(zhǎng)車(chē)輛使用壽命[4].

我國(guó)重載貨車(chē)一般采用LM型車(chē)輪踏面和75kg/m鋼軌，美國(guó)鐵路以貨運(yùn)為主，并且軸重大于30 t的貨車(chē)已占美國(guó)貨車(chē)總量的65%，重載運(yùn)輸比較發(fā)達(dá)，美國(guó)重載貨車(chē)一般采用AAR-1B型車(chē)輪踏面和136RE鋼軌(即68 kg/m鋼軌)[1-2].如果將美國(guó)AAR-1B踏面和歐洲S10002踏面直接與我國(guó)75 kg/m鋼軌匹配，必然存在輪軌接觸幾何上的差異.不同的輪軌外形配合具有不同的輪軌接觸幾何關(guān)系和接觸幾何參數(shù)，這勢(shì)必要影響整個(gè)車(chē)輛動(dòng)力學(xué)性能和輪軌間的磨耗.基于此，本文以陜西紅檸鐵路公司紅柳林站運(yùn)煤敞車(chē)C80BH為例，利用Adams/Rail多體動(dòng)力學(xué)軟件，建立C80BH貨車(chē)的動(dòng)力學(xué)模型，分析研究踏面形狀對(duì)重載貨車(chē)曲線通過(guò)性能的影響.

1 輪軌關(guān)系的幾何形狀比較

1.1 車(chē)輪踏面外形和鋼軌軌頂斷面形狀比較 良好的車(chē)輪踏面形狀應(yīng)該具有一定的脫軌安全性；盡量不發(fā)生蛇行運(yùn)動(dòng)，運(yùn)行穩(wěn)定性好；良好的曲線通過(guò)性能；耐磨性好，即便產(chǎn)生磨耗，其形狀變化要小.圖1(a)比較了LM、AAR-1B和S10002三種踏面的幾何形狀[5-7].

(1)LM車(chē)輪的外側(cè)與基點(diǎn)區(qū)域通過(guò)一條半徑220 mm的反圓弧和一條直線連接；S1002的外側(cè)與基點(diǎn)區(qū)域通過(guò)兩條直線連接；AAR-B的外側(cè)與基點(diǎn)區(qū)域通過(guò)一條直線連接;

(2)各車(chē)輪與鋼軌的接觸點(diǎn)通常發(fā)生在踏面基點(diǎn)區(qū)域.LM和S1002踏面基點(diǎn)距離輪緣內(nèi)側(cè)70 mm，AAR-1B踏面基點(diǎn)距離輪緣內(nèi)側(cè)78 mm;

(3)AAR-1B踏面輪緣厚度為35 mm， S1002踏面輪緣厚度為32.5 mm，LM踏面輪緣厚度為32 mm;

(4)AAR-1B車(chē)輪的輪輞寬度為145 mm，比LM和S1002大10 mm.

(a)車(chē)輪踏面形狀

(b)鋼軌軌頂斷面形狀

我國(guó)鐵路的鋼軌軌型主要有50、60和75kg/m，缺少70 kg/m左右的斷面.國(guó)外重載鐵路大量使用68 kg/m斷面的鋼軌，且較為成熟.圖1 (b) 重點(diǎn)比較了CN75、136RE和UIC60三種鋼軌軌頂斷面的幾何形狀.

(1)CN75、136RE和UIC60的軌頂均都5段圓弧曲線組成，分別如下：CN75軌頂中部圓弧半徑最大為R500 mm，軌距角為R80 mm圓弧，半徑R15 mm的圓弧將其與軌側(cè)斜率1/20的線段連接；136RE的軌頂圓弧半徑比較小，軌頂中部圓弧半徑最小為R254 mm，軌距角圓弧半徑R80mm，過(guò)渡段圓弧半徑R14.3 mm；UIC60鋼軌軌頂中部圓弧半徑為R300 mm，軌距角圓弧半徑與CN75相同，為R80 mm，過(guò)渡段圓弧半徑為R13 mm.

(2)CN75高192 mm，136RE高186 mm ，UIC60高172 mm.

1.2 基本參數(shù)

輪軌配合的基本參數(shù)如表1.

表1 輪軌配合的基本參數(shù)

2 幾何接觸參數(shù)比較

采用自編的輪軌接觸幾何程序計(jì)算不同輪軌匹配的滾動(dòng)圓半徑差和接觸角差，結(jié)果分別如圖2、 圖3所示， 該程序主要采用簡(jiǎn)化方法計(jì)算滾動(dòng)圓半徑差[8].由圖可知，S1002/UIC60在5 mm左右進(jìn)入輪緣接觸狀態(tài)， AAR-1B/136RE在7 mm左右進(jìn)入輪緣接觸狀態(tài)，在進(jìn)入輪緣接觸狀態(tài)之前，滾動(dòng)圓半徑差和接觸角差增加緩慢，之后迅速增大；LM/CN75可以分為3個(gè)階段，在橫移0 ～ 4mm過(guò)程中滾動(dòng)圓半徑差緩慢上升，4 ～ 9 mm過(guò)程中上升幅度增加，9mm之后急劇增大.

圖2 原輪軌配合狀態(tài)下的滾動(dòng)圓半徑差和接觸角差比較

圖3 三種踏面分別與中國(guó)75kg/m鋼軌配合時(shí)的滾動(dòng)圓半徑差和接觸角差比較

由圖3可知，三種踏面與我國(guó)CN75 kg/m匹配時(shí)存在明顯差異.當(dāng)輪對(duì)橫移量小于1.5 mm時(shí)，滾動(dòng)圓半徑差都很小，LM踏面的滾動(dòng)圓半徑差最大，其次是AAR-1B踏面，S1002踏面最??；橫移量大于1.5 mm時(shí)，AAR-1B踏面的滾動(dòng)圓半徑差最大，其次是LM踏面，S1002還是最小.AAR-1B踏面在橫移量達(dá)到5 mm時(shí)就進(jìn)入輪緣接觸狀態(tài)，滾動(dòng)圓半徑差急劇增大.輪對(duì)橫移在1.5～5 mm之間時(shí)，AAR-1B的等效錐度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于LM和S1002的等效錐度，這時(shí)LM和S1002的滾動(dòng)圓半徑差指標(biāo)優(yōu)于AAR-1B.S1002踏面的滾動(dòng)圓半徑差隨輪對(duì)橫移的變化非常小，即使在橫移量達(dá)到8 mm左右進(jìn)入輪緣接觸狀態(tài)時(shí)滾動(dòng)圓半徑差也沒(méi)有急劇增大，這不是踏面設(shè)計(jì)所希望的，將會(huì)對(duì)曲線通過(guò)性能產(chǎn)生不利影響.輪軌匹配的明顯差異，必將導(dǎo)致車(chē)輛動(dòng)力學(xué)性能存在較大差異.

利用Adams軟件計(jì)算輪軌匹配的等效錐度，如圖4所示，該軟件采用線性諧波波計(jì)算等效錐度，同時(shí)采用準(zhǔn)彈性法修正輪軌接觸位置[9]，因此曲線比較光滑.由圖4 可知，輪對(duì)橫移量小于4 mm時(shí)，等效錐度關(guān)系如下：λAAR-1B/CN75>λS1002/UIC60>λLM/CN75>λAAR-1B>λS1002/CN75；輪對(duì)橫移量大于4mm時(shí)，等效錐度關(guān)系如下：λAAR-1B/CN75>λAAR-1B/136RE>λS1002/UIC60>λLM/CN75>λS1002/CN75.AAR-1B踏面與CN75鋼軌配合的等效錐度異常的大，這是由于輪對(duì)內(nèi)側(cè)距增大了6mm，且AAR-1B踏面的輪緣厚度較大，因此輪軌間隙很小， 使得等效錐度非常大. S1002踏面與CN75鋼軌配合，等效錐度減小，因?yàn)檩唽?duì)內(nèi)側(cè)距由1 360 mm減小到1 353 mm，使得輪軌間隙增大，因此等效錐度變小.

圖4 等效錐度比較

3 C80BH貨車(chē)動(dòng)力學(xué)模型

C80BH貨車(chē)采用K5行轉(zhuǎn)向架，轉(zhuǎn)K5型轉(zhuǎn)向架是株洲車(chē)輛廠與美國(guó)原ABC-NACO公司聯(lián)合設(shè)計(jì)的25 t軸重?cái)[動(dòng)式轉(zhuǎn)向架，主要結(jié)構(gòu)包括輪對(duì)和軸承裝置、搖枕組成、側(cè)架組成、彈簧托板組成、彈性懸掛系統(tǒng)及減振裝置、基礎(chǔ)制動(dòng)裝置、常接觸式彈性旁承等組成.

C80BH的主要設(shè)計(jì)參數(shù)：車(chē)輛最高運(yùn)行速度為120 km/h；轉(zhuǎn)向架自重為≤4.7 t；車(chē)輛定距為8.2 m;車(chē)輪踏面形狀為L(zhǎng)M磨耗型踏面；轉(zhuǎn)向架固定軸距為1.8 m；輪徑為840 mm；軸重為25 t；軌距1 435 mm；車(chē)輛自重為19.6 t；空車(chē)垂向剛度為3 682 N/mm；車(chē)輛長(zhǎng)度為12 m；重車(chē)垂向剛度為10 727 N/mm..基于ADAMS/Rail建立C80BH整車(chē)輪軌模型如圖5所示.該模型包括1個(gè)車(chē)體，2個(gè)搖枕，4個(gè)側(cè)架和4個(gè)輪對(duì)，共11個(gè)剛體.車(chē)體和搖枕均考慮6個(gè)自由度；側(cè)架考慮5個(gè)自由度；輪對(duì)考慮4個(gè)自由度.模型考慮了一系懸掛軸箱承載鞍與側(cè)架導(dǎo)向框、二系懸掛搖枕彈簧以及摩擦楔塊減振器非線性特性[10].

圖5 C80BH整車(chē)輪軌模型

4 踏面形狀對(duì)車(chē)輛曲線通過(guò)性能的影響

4.1 踏面形狀對(duì)曲線通過(guò)性能的影響曲線通過(guò)性能評(píng)價(jià)指標(biāo)

5組輪軌匹配的仿真計(jì)算方案如表2所示.

表2 仿真計(jì)算方案

在進(jìn)行曲線通過(guò)計(jì)算時(shí)，根據(jù)不同的曲線半徑設(shè)置了不同的超高和緩和曲線，曲線線路由50 m直線+ 50 m緩和曲線+ 長(zhǎng)120 m圓曲線+ 50 m緩和曲線+ 50 m直線，具體線路條件如表3所示.

表3 曲線通過(guò)線路設(shè)置

仿真計(jì)算了車(chē)輛通過(guò)曲線時(shí)的輪軌橫向力、脫軌系數(shù)及輪軌磨耗等指標(biāo)，結(jié)果如圖6所示，本文中對(duì)輪軌磨耗采用磨耗指數(shù)和磨耗功兩種評(píng)價(jià)方式同時(shí)進(jìn)行評(píng)價(jià).

圖6 踏面形狀對(duì)曲線通過(guò)性能的影響

輪軌磨耗指數(shù)W=Q·α，其中Q表示輪軌橫向力,kN，α表示沖角(°).

輪軌磨耗功W1=Txvx+Tyvy，其中Tx,Ty分別為輪軌接觸斑處的縱向和橫向蠕滑力；vx,vy分別為輪軌接觸斑處的縱向和橫向蠕滑率.

磨耗指數(shù)形式簡(jiǎn)單、應(yīng)用方便，反映了側(cè)磨量與輪緣摩擦功成正比這一規(guī)律，在一定程度主要用于輪緣磨耗的評(píng)價(jià).磨耗功表示輪軌接觸斑處消耗的摩擦功，包括了車(chē)輛蠕滑率特別是沖角的影響，在小半徑曲線上，由于接觸點(diǎn)靠近輪緣根部或發(fā)生兩點(diǎn)接觸，產(chǎn)生較大的蠕滑或滑動(dòng)，輪緣處的摩擦功比只在踏面接觸時(shí)摩擦功大的多.

由圖6(a)、6(b)、6(d)可以看出，隨著曲線半徑的增大，輪軌橫向力、脫軌系數(shù)和磨耗指數(shù)明顯減小，動(dòng)力學(xué)性能提高.在同一曲線半徑下，LM/CN75匹配的輪軌橫向力、脫軌系數(shù)、磨耗指數(shù)最小.與原匹配狀態(tài)相比較，S1002/CN75匹配的輪軌橫向力、脫軌系數(shù)、磨耗指數(shù)均得到改善.曲線半徑小于600 m時(shí)，AAR-1B/CN75匹配的輪軌橫向力、脫軌系數(shù)、磨耗指數(shù)相對(duì)較小，曲線半徑大于600 m后，AAR-1B/CN75的輪軌橫向力較大，使其具有較大的脫軌系數(shù)、磨耗指數(shù).

由圖6(c)看出，曲線半徑為400 m時(shí)，AAR-1B/CN75與LM/CN75的磨耗指數(shù)最小，曲線半徑增大后，AAR-1B/CN75的磨耗指數(shù)大于LM/CN75，其它3組輪軌匹配的磨耗指數(shù)大小相差不大.由圖6(d)看出，LM踏面的磨耗功最大，S1002踏面次之，AAR-1B踏面最小.

由此可知，由于LM/CN75的輪軌橫向力最小，致使其磨耗指數(shù)最?。欢鳯M/CN75的磨耗功最大，說(shuō)明LM/CN75在曲線線路上發(fā)生輪緣接觸或二點(diǎn)接觸，具有非常大的縱向蠕滑率和橫向蠕滑率.原配合AAR-1B/136RE的輪軌橫向力較大，致使脫軌系數(shù)和磨耗指數(shù)較大，但是磨耗功較小，說(shuō)明AAR-1B踏面接觸斑處的蠕滑率和蠕滑率較小.AAR-1B/CN75的磨耗指數(shù)略小于LM/CN75，而AAR-1B/CN75在半徑600 m、半徑800m曲線上的輪軌橫向力較大，說(shuō)明其在曲線上的沖角較小；另一方面，AAR-1B/CN75的磨耗功最小，主要是由于其等效錐度較大，在曲線上具有良好的自導(dǎo)向性能，且輪軌游間很小，輪軌接觸主要在踏面中部接觸，相對(duì)于其它幾組發(fā)生輪緣根部接觸的輪軌匹配，具有較小的蠕滑率.可見(jiàn)，由于磨耗指數(shù)不能考慮輪軌接觸點(diǎn)具體位置對(duì)磨耗的影響，因而不能全面準(zhǔn)確的評(píng)價(jià)輪軌廓形對(duì)磨耗的影響.綜合可知，半徑小于600 m的小曲線上，AAR-1B/CN75具有較小的輪軌橫向力，接觸點(diǎn)集中在踏面中部，輪軌磨耗最小，具有優(yōu)良的曲線通過(guò)性能.

4.2 曲線通過(guò)時(shí)的輪對(duì)動(dòng)力學(xué)參數(shù)

圖7、圖8分別為5組輪軌匹配組合時(shí)車(chē)輛通過(guò)曲線時(shí)前導(dǎo)輪對(duì)橫移和前導(dǎo)輪對(duì)外側(cè)車(chē)輪的輪軌橫向力.

圖7 輪對(duì)橫移

圖8 輪軌橫向力

由圖7可知，5組輪軌匹配時(shí)輪對(duì)進(jìn)入緩和曲線和曲線時(shí)輪對(duì)橫移曲線平滑，而由由緩和曲線進(jìn)入直線時(shí)均有振蕩現(xiàn)象.進(jìn)入圓曲線后LM/CN75的橫移量約為9.8 mm，AAR-1B/136RE的橫移量約為4.8 mm，S1002/UIC60的橫移量約為6.3 mm，AAR-1B/CN75的橫移量約為0.9 mm，S1002/CN75的橫移量約為10.4 mm.由于AAR-1B踏面與CN75鋼軌匹配時(shí)的滾動(dòng)圓半徑差很大，因此通過(guò)曲線時(shí)輪對(duì)的橫移量非常小.

由圖8知，從直線進(jìn)入曲線將使輪軌橫向力顯著增大.LM踏面與CN75鋼軌匹配的輪軌橫向力在直線段上比較大，在圓曲線上是5組中最小；AAR-1B/136RE、S1002/UIC60的輪軌橫向力在直線段上比較小，在曲線上較大.AAR-1B踏面與CN75鋼軌匹配對(duì)曲線半徑變化不敏感，直線和曲線上的輪軌橫向力相差很小，且伴隨振幅不太大振蕩.S1002踏面與CN75鋼軌匹配時(shí)的輪軌橫向力在曲線段上振蕩比較明顯，這是由于在曲線上輪對(duì)橫移量為10.5 mm左右，這時(shí)接觸點(diǎn)正在S1002型面的R100圓弧與R13圓弧過(guò)渡區(qū)間，鋼軌恰好處于R80與R15過(guò)渡圓弧區(qū)間，曲率半徑的不連續(xù)變化導(dǎo)致輪軌接觸點(diǎn)跳躍，并產(chǎn)生沖擊作用.

5 結(jié)論

(1)傳統(tǒng)的磨耗指數(shù)雖然可以在一定程度上反映側(cè)磨量與輪緣摩擦功成正比這一規(guī)律，但是由于不考慮輪軌接觸點(diǎn)具體位置對(duì)磨耗的影響，因而不能全面準(zhǔn)確的評(píng)價(jià)輪軌廓形對(duì)磨耗的影響;

(2)在曲線線路上，LM踏面與CN75鋼軌配合的輪軌橫向力很小，但是由于等效錐度較小，且輪軌游間較大，促使輪對(duì)橫移量較大，輪緣根部發(fā)生接觸，輪軌蠕滑力和蠕滑率迅速增大，接觸斑處的磨耗功增大，使得輪軌磨耗加劇;

(3)半徑小于600 m的曲線上，AAR-1B踏面與CN75鋼軌配合具有較小的輪軌橫向力，接觸點(diǎn)集中在踏面中部，輪軌磨耗最小，具有優(yōu)良的曲線通過(guò)性能.但是，AAR-1B踏面是否可以很好的與我國(guó)CN75鋼軌匹配，還需對(duì)其穩(wěn)定性、平穩(wěn)性進(jìn)行研究;

(4)S1002踏面和CN75鋼軌配合的曲線通過(guò)性能較差，由于等效錐度小，通過(guò)曲線時(shí)輪對(duì)橫移量很大，橫向力伴隨振蕩，導(dǎo)致橫向蠕滑率/力變化較大，這與接觸點(diǎn)不連續(xù)以及鋼軌軌頂曲率突變有關(guān).

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Investigation of Wheel Profile Effect on Curving Performance of Heavy Haul Freight

WANG Jun1, HOU Maorui2, CHEN Bo2

(1. Shanxi Coal Chemical Industry Group Mineral Company Red lemon God South Railway，Yulin 719300，China；2.Railway Science and Technology Research and Developmont Center, China Academy of Railway Science, Beijing 100081, China)

Three sets of wheel/rail profile are chosen, suchas Chinese wheel profile LM and track 75 kg/m (CN75), American wheel profile AAR-1B and track profile 136RE(68 kg/m) , and European standard wheel profile S1002 and track profile UIC60, to compare their profiles and interaction of geometric contact. The curving performance of C80BH freight cars, such as the parameters of lateral wheel-rail force, derailment coefficient and wheel-rail wear, is simulated when the three wheel profiles match their corresponding track profiles and Chinese 75 kg/m rail. Results show that, on the curve of radius 400 meters, the curving performance of AAR-1B matching CN75 is well. On the curve of radius 800 meters, the wheel flange wear of LM matching CN75 is less. The lateral wheel-rail force of S1002 matching CN75 has strenuous oscillation.

heavy haul freight cars; wheel/rail profiles; wheel/rail relationship; curving performance; numerical simulation

1673- 9590(2016)02- 0022- 06

2015-06-21

王峻(1983-)，男，工程師，學(xué)士，主要從事重載鐵路運(yùn)輸?shù)难芯縀- mail:93639814@qq.com.

A