劉振明

（中國(guó)北車(chē) 齊齊哈爾軌道交通裝備有限責(zé)任公司 技術(shù)開(kāi)發(fā)中心，黑龍江齊齊哈爾161002）

2006年以來(lái)，部分裝用轉(zhuǎn)K6型轉(zhuǎn)向架的車(chē)輛發(fā)生車(chē)輪踏面和輪緣磨耗不均現(xiàn)象，表現(xiàn)為某些部位的車(chē)輪踏面圓周磨耗和輪緣磨耗大于其他位。本文對(duì)轉(zhuǎn)K6型轉(zhuǎn)向架基礎(chǔ)制動(dòng)裝置結(jié)構(gòu)和受力進(jìn)行了分析，并據(jù)此得出基礎(chǔ)制動(dòng)裝置結(jié)構(gòu)對(duì)車(chē)輪磨耗的影響結(jié)果。

1 轉(zhuǎn)K6型轉(zhuǎn)向架基礎(chǔ)制動(dòng)裝置的結(jié)構(gòu)

轉(zhuǎn)K6型轉(zhuǎn)向架的基礎(chǔ)制動(dòng)裝置由制動(dòng)梁、固定和游動(dòng)杠桿、中拉桿、支點(diǎn)等組成。如圖1和圖2所示。

圖1 轉(zhuǎn)K6型轉(zhuǎn)向架

圖2 基礎(chǔ)制動(dòng)裝置結(jié)構(gòu)

固定和游動(dòng)杠桿下段、固定杠桿上段、游動(dòng)杠桿上段與車(chē)輛縱向中心垂直面的夾角分別為40°，50°，53°，如圖3所示。

圖3 基礎(chǔ)制動(dòng)裝置側(cè)視圖

2 基礎(chǔ)制動(dòng)裝置受力分析

分別對(duì)緩解和制動(dòng)狀態(tài)下基礎(chǔ)制動(dòng)裝置各部件進(jìn)行受力分析，然后根據(jù)制動(dòng)梁的受力情況分析閘瓦對(duì)車(chē)輪的作用。為便于分析忽略各部件間的摩擦力。

2．1 緩解狀態(tài)

2．1．1 固定杠桿端

（1）支點(diǎn)受力分析

支點(diǎn)的受力情況如圖4所示。

圖4 支點(diǎn)受力

圖5 固定杠桿受力

根據(jù)圖4可以列出如下等式：

式中F11為支點(diǎn)座對(duì)支點(diǎn)沿50°方向的支承反力；F12為支點(diǎn)座對(duì)支點(diǎn)沿垂直于50°方向的支承反力；F21為固定杠桿對(duì)支點(diǎn)沿50°方向的支承反力；F21為固定杠桿對(duì)支點(diǎn)沿垂直于50°方向的作用力；G1為支點(diǎn)的重力（包括支點(diǎn)與固定杠桿連接處的圓銷(xiāo)等），為4．823 kg；M1為支點(diǎn)座對(duì)支點(diǎn)的平衡力矩；L2為F12與F22作用點(diǎn)的距離，裝第3孔時(shí)為210 mm；L為F12與G1作用點(diǎn)的距離，為155 mm。

根據(jù) 式 （1，2）可 以 解 出 F11＝ 7．96 N；F21＝22．42 N。

F12、F22、M1與固定杠桿的受力有關(guān)，此處無(wú)法求出，留待后面求解。

（2）固定杠桿受力分析

固定杠桿的位置隨閘瓦和車(chē)輪磨耗情況的不同而不同，此處取杠桿中心線在車(chē)輛縱向垂直面內(nèi)的投影為垂向時(shí)進(jìn)行計(jì)算。固定杠桿的受力情況如圖5所示。

根據(jù)圖5可以列出如下等式：

式中F21為支點(diǎn)對(duì)固定杠桿沿50°方向的作用力，根據(jù)式（1），（2）求得，為22．42 N；F22為支點(diǎn)對(duì)固定杠桿沿垂直于50°方向的支承反力；G2為固定杠桿重力（包括固定杠桿與制動(dòng)梁連接處的圓銷(xiāo)等），為12．36 kg；G3為中拉桿重力之半（包括中拉桿與固定杠桿連接處的圓銷(xiāo)等），為11．94 kg；F41為制動(dòng)梁對(duì)固定杠桿沿40°方向的支承反力；F42為制動(dòng)梁對(duì)固定杠桿沿垂直于40°方向的支承反力。

根據(jù)式（5），（6），（7）可以解出F22＝68．4 N；F41＝192．6 N；F42＝81．8 N；將F22代入式（3），（4）可以解出F12＝104．6 N；M1＝19 976 N·mm。

（3）固定杠桿端制動(dòng)梁受力分析

固定杠桿端制動(dòng)梁受力情況如圖6所示。

圖6 固定杠桿端制動(dòng)梁受力

根據(jù)圖6可以列出制動(dòng)梁沿車(chē)輛橫向未被平衡的力為：

式中F41為固定杠桿對(duì)制動(dòng)梁沿50°方向的作用力，根據(jù)式（5），（6），（7）求得，F(xiàn)41＝192．6 N；F42為固定杠桿對(duì)制動(dòng)梁沿垂直50°方向的作用力，根據(jù)式（5），（6），（7）求得，F(xiàn)42＝81．8 N；F53為制動(dòng)梁沿車(chē)輛橫向未被平衡的力；根據(jù)式（8）可以解出F53＝61 N。

由以上分析可知，緩解狀態(tài)下，由于重力和基礎(chǔ)制動(dòng)裝置結(jié)構(gòu)的原因，固定杠桿端制動(dòng)梁受到一個(gè)大小為61 N的橫向力，該力指向無(wú)支點(diǎn)座的一側(cè)。

2．1．2 游動(dòng)杠桿端

（1）游動(dòng)杠桿受力分析

游動(dòng)杠桿的位置隨閘瓦和車(chē)輪磨耗情況的不同而不同，此處取杠桿中心線在車(chē)輛縱向垂直面內(nèi)的投影為垂向時(shí)進(jìn)行計(jì)算。游動(dòng)杠桿的受力情況如圖7所示。

圖7 游動(dòng)杠桿受力

根據(jù)圖7可以列出如下等式：

式中G7為車(chē)體拉條（包括車(chē)體拉條與游動(dòng)杠桿連接處的連接圓銷(xiāo)等）質(zhì)量的一半，為4．09 kg；G6為游動(dòng)杠桿重力（包括游動(dòng)杠桿與制動(dòng)梁連接處的圓銷(xiāo)等），為15．66 kg；G3為中拉桿重力之半（包括中拉桿與游動(dòng)杠桿連接處的圓銷(xiāo)等），為11．94 kg；F71為制動(dòng)梁對(duì)固定杠桿沿40°方向的支承反力；F72為制動(dòng)梁對(duì)固定杠桿沿垂直于40°方向的支承反力；M2為制動(dòng)梁支柱對(duì)游動(dòng)杠桿的力矩。

根據(jù)式（9），（10），（11）可以解出F71＝237．9 N；F72＝199．6 N；M2＝65 219 N·m。

（2）游動(dòng)杠桿端制動(dòng)梁受力分析

游動(dòng)杠桿端制動(dòng)梁的受力分析如圖8所示。

根據(jù)圖8可以列出制動(dòng)梁沿車(chē)輛橫向未被平衡的力為：

式中G4為制動(dòng)梁的重力（包括閘瓦等），為64．36 kg；F71為固定杠桿對(duì)制動(dòng)梁沿53°方向的作用力，根據(jù)式（9），（10），（11）求得，F(xiàn)71＝237．9 N；F72為固定杠桿對(duì)制動(dòng)梁沿垂直53°方向的作用力，根據(jù)式（9），（10），（11）求得，F(xiàn)72＝199．6 N；F83為制動(dòng)梁沿車(chē)輛橫向未被平衡的力。

根據(jù)式（12）可以解出F83＝0 N；

由以上分析可知，緩解狀態(tài)下游動(dòng)杠桿端制動(dòng)梁不受橫向力。

2．2 制動(dòng)狀態(tài)

制動(dòng)狀態(tài)基礎(chǔ)制動(dòng)裝置的受力與車(chē)輛結(jié)構(gòu)有關(guān)，下面以C80型敞車(chē)為例，對(duì)制動(dòng)狀態(tài)時(shí)制動(dòng)梁的受力情況進(jìn)行分析。

由于C80型敞車(chē)車(chē)體拉條和轉(zhuǎn)K6轉(zhuǎn)向架中拉桿相對(duì)于車(chē)輛縱向垂直平面均是偏斜布置的，這使得兩端制動(dòng)梁的受力情況均發(fā)生改變。下面計(jì)算這兩者對(duì)制動(dòng)梁橫向受力的影響。C80型敞車(chē)的制動(dòng)拉條沿車(chē)輛縱向向有支點(diǎn)座側(cè)偏斜1．3°，導(dǎo)致車(chē)體拉條對(duì)游動(dòng)杠桿有一個(gè)橫向分力。轉(zhuǎn)K6型轉(zhuǎn)向架在C80型敞車(chē)上的組裝位置如圖9所示。

圖9 轉(zhuǎn)K6型轉(zhuǎn)向架在C80型敞車(chē)上的組裝位置

由于固定杠桿和游動(dòng)杠桿的尺寸和角度不同，所以中拉桿與車(chē)輛的縱向中心線并不平行，如圖1和圖3所示。中拉桿位置的傾斜也會(huì)導(dǎo)致制動(dòng)時(shí)存在橫向分力。經(jīng)計(jì)算，中拉桿兩端的工作銷(xiāo)孔（一端按內(nèi)孔，另一端按中孔）在水平平面內(nèi)的相對(duì)橫向偏移量為35．3 mm，換算成中拉桿的角度為1．927°，在縱向垂直平面內(nèi)的相對(duì)垂向偏移量為21．9 mm，換算成中拉桿的角度為1．195°。

空車(chē)時(shí)制動(dòng)拉條的拉力為6 678 N，按角度計(jì)算得出車(chē)體拉條的橫向分力為151 N，指向有支點(diǎn)座一側(cè)。根據(jù)制動(dòng)拉條的拉力和杠桿長(zhǎng)度比例，計(jì)算得出中拉桿的壓力為6 678×450÷150＝20 033 N，每個(gè)閘瓦對(duì)車(chē)輪的縱向壓力為6 678 N，按角度計(jì)算得出中拉桿的橫向分力為673 N。結(jié)合前邊緩解狀態(tài)的計(jì)算情況，可得出空車(chē)制動(dòng)狀態(tài)固定杠桿端制動(dòng)梁所受的橫向力為中拉桿施加的橫向分力加上原有的力，為673＋61＝734 N，指向無(wú)支點(diǎn)座的方向。

重車(chē)時(shí)車(chē)體拉條的拉力為19 540 N，按角度計(jì)算得出車(chē)體拉條的橫向分力為443 N，指向有支點(diǎn)座一側(cè)。根據(jù)車(chē)體拉條的拉力和杠桿長(zhǎng)度比例，計(jì)算得出中拉桿的壓力為19 540×450÷150＝58 620 N，每個(gè)閘瓦對(duì)車(chē)輪的縱向壓力為19 540 N，按角度計(jì)算得出中拉桿的橫向分力為1 971 N。結(jié)合前邊緩解狀態(tài)的計(jì)算情況，可得出重車(chē)制動(dòng)狀態(tài)固定杠桿端制動(dòng)梁所受的橫向力中拉桿施加的橫向分力加上原有的力，為1 971＋61＝2 032 N，指向無(wú)支點(diǎn)座的一側(cè)。

同理，可得出空車(chē)制動(dòng)狀態(tài)游動(dòng)端制動(dòng)梁所受的橫向力為車(chē)體拉條和中拉桿施加的橫向分力加上原有的力為151＋673＋0＝824 N，指向有支點(diǎn)座的方向；重車(chē)制動(dòng)狀態(tài)游動(dòng)端制動(dòng)梁所受的橫向力為車(chē)體拉條和中拉桿施加的橫向分力加上原有的力443＋1 971＋0＝2 414 N，指向有支點(diǎn)座的一側(cè)。

2．3 緩解和制動(dòng)狀態(tài)制動(dòng)梁受力匯總

緩解和制動(dòng)狀態(tài)制動(dòng)梁受力計(jì)算結(jié)果匯總?cè)绫?所示。根據(jù)表1可知，緩解狀態(tài)固定杠桿端制動(dòng)梁受到橫向力作用，這個(gè)橫向力是使該制動(dòng)梁產(chǎn)生橫向偏移的原因。通過(guò)對(duì)其他各型轉(zhuǎn)向架的分析可知，中拉桿結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)向架此力均較大，而下拉桿結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)向架此力很小，不易使制動(dòng)梁產(chǎn)生橫向偏移。

表1 制動(dòng)梁所受的主動(dòng)力匯總 N

3 基礎(chǔ)制動(dòng)裝置對(duì)車(chē)輪磨耗的影響

3．1 車(chē)輪受力分析

當(dāng)制動(dòng)梁受到表1所示的制動(dòng)主動(dòng)力時(shí)，將產(chǎn)生車(chē)輪對(duì)其支承反力，因此制動(dòng)梁在水平面內(nèi)的受力情況如圖10所示。圖中F31、F32為車(chē)輪對(duì)制動(dòng)梁的垂直于踏面的支承力和輪對(duì)制動(dòng)梁的橫向反作用力F4（按最不利情況考慮，假定橫向力全部由制動(dòng)梁靠近輪緣的一側(cè)車(chē)輪承擔(dān)），該力與制動(dòng)梁所受到的橫向力F2平衡。圖11所表示的是車(chē)輪所受到制動(dòng)梁的力。

圖10 制動(dòng)梁在水平面內(nèi)的受力情況

圖11 制動(dòng)梁對(duì)車(chē)輪的作用力

根據(jù)圖10可以列出如下等式：

式中F1為制動(dòng)力；F2為制動(dòng)梁所受的橫向力；F31、F32為左右閘瓦與車(chē)輪間的制動(dòng)力；F4為左閘瓦與左車(chē)輪間的橫向作用力。

根據(jù)表1中的數(shù)據(jù)和式（13），（14），（15）可解出空、重車(chē)制動(dòng)狀態(tài)下制動(dòng)梁與車(chē)輪間的作用力，結(jié)果如表2所示。

由表2可見(jiàn)，空、重車(chē)制動(dòng)狀態(tài)下，同一輪對(duì)兩個(gè)車(chē)輪所受的制動(dòng)力略有不同，但差別很小，最大僅有0．36%。

表2 空、重車(chē)制動(dòng)狀態(tài)下車(chē)輪受閘瓦的作用力 N

3．2 支點(diǎn)座位置對(duì)制動(dòng)梁橫移的影響

3．2．1 采用舊型支點(diǎn)

圖12為轉(zhuǎn)K6轉(zhuǎn)向架制動(dòng)杠桿和支點(diǎn)座的相對(duì)位置。因?yàn)檗D(zhuǎn)K6轉(zhuǎn)向架空、重車(chē)時(shí)搖枕的高度差為43 mm，支點(diǎn)座固定在搖枕上，其高度隨搖枕變化，而制動(dòng)杠桿的高度不變，所以為了兼顧空、重車(chē)時(shí)制動(dòng)杠桿的受力，支點(diǎn)座的位置是按照空、重車(chē)時(shí)搖枕的平均高度設(shè)計(jì)的。在空車(chē)狀態(tài)下，支點(diǎn)座比理想位置高出22 mm，因此空車(chē)時(shí)支點(diǎn)座將帶動(dòng)支點(diǎn)和固定杠桿上升，固定杠桿推動(dòng)制動(dòng)梁向A向即無(wú)支點(diǎn)座方向移動(dòng)?？紤]到支點(diǎn)座、支點(diǎn)、固定杠桿、制動(dòng)梁以及制動(dòng)圓銷(xiāo)之間的間隙，經(jīng)過(guò)計(jì)算，當(dāng)制動(dòng)梁居中時(shí)，閘瓦與輪緣間的間隙為9．2 mm，空車(chē)時(shí)制動(dòng)梁最大移動(dòng)量為8．1 mm，此時(shí)閘瓦與輪緣的間隙為9．2－8．1＝1．1 mm，所以在各零件制造及組裝正位時(shí)，最不利條件下車(chē)輪輪緣與閘瓦之間還有1．1 mm的間隙。

圖12 轉(zhuǎn)K6制動(dòng)杠桿和支點(diǎn)座位置

在重車(chē)狀態(tài)下，支點(diǎn)座比理想位置低21 mm，此時(shí)理論上固定杠桿將牽動(dòng)制動(dòng)梁向B向即有支點(diǎn)座方向移動(dòng)。但是，從空車(chē)到重車(chē)時(shí)，搖枕位置下降，由于基礎(chǔ)制動(dòng)裝置各處存在著摩擦，使固定杠桿支點(diǎn)對(duì)固定杠桿施加一個(gè)力矩M3，所以制動(dòng)梁向B向的移動(dòng)受到限制，移動(dòng)量較小或者不移動(dòng)。所以，實(shí)際的情況是空車(chē)時(shí)固定杠桿端制動(dòng)梁向無(wú)支點(diǎn)座方向橫移，重車(chē)時(shí)卻難以恢復(fù)。

力矩M3還使有支點(diǎn)座一側(cè)的制動(dòng)梁滑塊與側(cè)架滑槽下面的作用力F101大于對(duì)側(cè)的作用力F102，如圖12所示，則左側(cè)滑塊與滑槽的摩擦力也大于右側(cè)，導(dǎo)致緩解時(shí)有支點(diǎn)座一側(cè)的緩解阻力大于對(duì)側(cè)。

3．2．2 采用柔性支點(diǎn)

采用柔性支點(diǎn)后，如圖13所示，新增了鏈蹄環(huán)與圓銷(xiāo)、圓銷(xiāo)與支點(diǎn)兩處間隙，這兩處間隙之和在水平方向的分量為7 mm。在這種情況下，支點(diǎn)座若通過(guò)杠桿帶動(dòng)制動(dòng)梁橫移，必須要先消除這個(gè)新增的間隙，結(jié)果是空車(chē)時(shí)制動(dòng)梁最大橫移量將達(dá)不到8．1 mm，而是8．1－7＝1．1 mm，此時(shí)閘瓦與輪緣之間還有9．2－1．1＝8．1 mm的間隙。所以，采用柔性支點(diǎn)后，空車(chē)狀態(tài)支點(diǎn)座不在理想位置這個(gè)因素對(duì)制動(dòng)梁的橫移作用很小，理論上僅有1．1 mm。同樣由于間隙增大的原因，在重車(chē)狀態(tài)下，如圖12所示，固定杠桿支點(diǎn)也不會(huì)對(duì)固定杠桿施加力矩，或者僅施加很小的力矩，所以制動(dòng)梁也不會(huì)由于這個(gè)原因向B向移動(dòng)或移動(dòng)很小。所以說(shuō)，采用柔性支點(diǎn)后，基本可以消除由于支點(diǎn)座位置的原因?qū)е碌闹苿?dòng)梁橫移。

圖13 柔性支點(diǎn)結(jié)構(gòu)

3．3 制動(dòng)梁受力與橫移對(duì)車(chē)輪磨耗的影響

3．3．1 對(duì)車(chē)輪踏面圓周磨耗的影響

根據(jù)表2的中數(shù)據(jù)可知，同一輪對(duì)上兩車(chē)輪受到的制動(dòng)力基本相同，不受制動(dòng)梁橫移的影響，這表明車(chē)輪踏面圓周磨耗不均并非制動(dòng)力不均所導(dǎo)致。

制動(dòng)梁因受橫向力發(fā)生橫移后，一側(cè)閘瓦將靠近一側(cè)車(chē)輪輪緣，閘瓦與鋼軌對(duì)車(chē)輪的磨耗重疊區(qū)域?qū)⒋笥谡＼?chē)輪，且更多地處于滾動(dòng)圓附近，如圖14所示，疊加的結(jié)果使得該位車(chē)輪的實(shí)測(cè)圓周磨耗量大于其他車(chē)輪。

圖14 制動(dòng)梁橫移后閘瓦與鋼軌對(duì)車(chē)輪磨耗的疊加

C80型敞車(chē)的2、8位、C70型敞車(chē)的4、6位、X2K型集裝箱平車(chē)的1、7位、KZ70型石碴漏斗車(chē)的4、5位車(chē)輪均為固定杠桿端有支點(diǎn)座側(cè)，如圖15～圖18所示，根據(jù)上面的分析，此位車(chē)輪踏面圓周磨耗大于其他位車(chē)輪。實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)如圖19～圖22所示。

圖15 轉(zhuǎn)K6型轉(zhuǎn)向架在C80型敞車(chē)上的組裝位置

圖16 轉(zhuǎn)K6型轉(zhuǎn)向架在C70型敞車(chē)上的組裝位置

圖17 轉(zhuǎn)K6型轉(zhuǎn)向架在X2K型平車(chē)上的組裝位置

圖18 轉(zhuǎn)K6型轉(zhuǎn)向架在KZ70型石渣漏斗車(chē)上的組裝位置

圖19 466輛C80型敞車(chē)車(chē)輪踏面圓周月平均磨耗量

3．3．2 對(duì)輪緣磨耗的影響

根據(jù)前邊的分析，參照表1和表2中的數(shù)據(jù)可知，由于緩解狀態(tài)固定杠桿端制動(dòng)梁會(huì)受到一個(gè)指向無(wú)支點(diǎn)座方向的力并向該方向偏移，制動(dòng)狀態(tài)該端的車(chē)輪也受到指向該方向的橫向力作用，因此導(dǎo)致閘瓦與一側(cè)車(chē)輪輪緣的接觸幾率增大、閘瓦對(duì)車(chē)輪存在著橫向作用力，致使該側(cè)車(chē)輪的輪緣磨耗較重，因此制動(dòng)梁受力橫移是輪緣磨耗不均的原因之一。C80型敞車(chē)的2、8位、C70型敞車(chē)的4、6位、X2K型集裝箱平車(chē)的1、7位、KZ70型石碴漏斗車(chē)的4、5位車(chē)輪均為固定杠桿端有支點(diǎn)座側(cè)，如圖15～圖18所示，根據(jù)上面的分析，此位車(chē)輪踏面圓周磨耗大于其他位車(chē)輪。實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)如圖23～圖26所示。

圖20 206輛C70型敞車(chē)車(chē)輪踏面圓周月平均磨耗量

圖21 19輛X2K型集裝箱平車(chē)車(chē)輪踏面圓周月平均磨耗量

圖22 10輛KZ70型石渣漏斗車(chē)車(chē)輪踏面圓周月平均磨耗量

圖23 466輛C80型敞車(chē)車(chē)輪輪緣月平均磨耗量

3．4 制動(dòng)梁緩解阻力不同對(duì)車(chē)輪磨耗的影響

采用原型結(jié)構(gòu)支點(diǎn)的轉(zhuǎn)向架基礎(chǔ)制動(dòng)裝置中，重車(chē)狀態(tài)下由于圖12中力矩M3的作用，兩側(cè)架滑槽對(duì)制動(dòng)梁兩端滑塊的支承力并不相同，因此兩端的緩解阻力也不同。緩解阻力大的一側(cè)閘瓦與車(chē)輪的接觸幾率將大于對(duì)側(cè)，這是導(dǎo)致該位車(chē)輪磨耗偏大的原因之一。

圖24 206輛C70型敞車(chē)車(chē)輪輪緣月平均磨耗量

圖25 19輛X2K型集裝箱平車(chē)車(chē)輪輪緣月平均磨耗量

圖26 10輛KZ70型石渣漏斗車(chē)車(chē)輪輪緣月平均磨耗量

采用柔性支點(diǎn)的轉(zhuǎn)向架基礎(chǔ)制動(dòng)裝置中，重車(chē)狀態(tài)下由于總間隙的增大，圖12中的力矩M3將不復(fù)存在或者僅在公差向不利方向累積時(shí)才存在并且數(shù)值較小，因此兩側(cè)架滑槽對(duì)制動(dòng)梁兩端滑塊的支承力將不存在差異或僅有較小差異，兩端的緩解阻力基本相同或差異很小，兩側(cè)閘瓦與車(chē)輪的接觸幾率也基本一致。

以上結(jié)論已被緩解阻力試驗(yàn)結(jié)果所證明。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，采用原型支點(diǎn)的轉(zhuǎn)向架基礎(chǔ)制動(dòng)裝置存在別勁現(xiàn)象，且固定端制動(dòng)梁有支點(diǎn)座一端的緩解阻力大于對(duì)側(cè)。采用柔性支點(diǎn)的基礎(chǔ)制動(dòng)裝置不存在別勁現(xiàn)象，緩解靈活，且制動(dòng)梁兩端的緩解阻力較為均勻。

4 結(jié)論和建議

綜合以上的分析結(jié)果，可以得出如下結(jié)論：

（1）采用中拉桿結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)制動(dòng)裝置的轉(zhuǎn)K6型轉(zhuǎn)向架，其固定杠桿端制動(dòng)梁易產(chǎn)生橫向偏移和制動(dòng)梁兩端緩解阻力不同；

（2）固定杠桿端制動(dòng)梁橫向偏移和制動(dòng)梁兩端緩解阻力不同，是導(dǎo)致轉(zhuǎn)K6型轉(zhuǎn)向架固定杠桿端、有支點(diǎn)座側(cè)車(chē)輪踏面圓周磨耗和輪緣磨耗大于其他位的原因；

（3）轉(zhuǎn)向架采用柔性支點(diǎn)后，可基本消除轉(zhuǎn)K6型轉(zhuǎn)向架車(chē)輪踏面圓周磨耗和輪緣磨耗不均。

建議在轉(zhuǎn)向架的設(shè)計(jì)中，盡量采用下拉桿結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)制動(dòng)裝置；不得已采用中拉桿基礎(chǔ)制動(dòng)裝置時(shí)，應(yīng)增大機(jī)構(gòu)間隙，盡量減小制動(dòng)梁的橫向偏移和兩端緩解阻力不均。

［1］劉俊清，于科華．大秦線C80型敞車(chē)轉(zhuǎn)K6型轉(zhuǎn)向架車(chē)輪輪緣單側(cè)磨耗原因分析及改進(jìn)措施［J］．鐵道車(chē)輛，2006，44（11）：48－49．