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車輪非對稱磨耗對高速車輛過岔動(dòng)力學(xué)性能的影響

2022-10-11 04:53朱小雪徐井芒閆正陳嘉胤王平
鐵道建筑 2022年9期
關(guān)鍵詞:輪軌道岔轉(zhuǎn)向架

朱小雪徐井芒閆正陳嘉胤王平

1.西南交通大學(xué)高速鐵路線路工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,成都 610031;2.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院,成都610031

車輪初始輪徑差、材料的非均勻性、復(fù)雜的運(yùn)營環(huán)境等諸多因素往往導(dǎo)致同一轉(zhuǎn)向架輪對的左右車輪出現(xiàn)不對稱磨耗現(xiàn)象[1-3]。輪軌非對稱接觸加速輪軌磨損、疲勞破壞并降低經(jīng)濟(jì)效益[4],導(dǎo)致輪徑差、等效錐度等的變化,進(jìn)而影響車輛動(dòng)力學(xué)性能。國內(nèi)外學(xué)者對區(qū)間線路的車輪非對稱磨耗進(jìn)行了研究,在鐵路車輛車輪不對稱磨耗對區(qū)間線路上的輪軌相互作用影響方面已取得了一些可供參考借鑒的成果[5-10]。然而針對高速鐵路道岔這一關(guān)鍵線路設(shè)備,由于存在道岔鋼軌變截面產(chǎn)生的固有不平順、左右軌(尖軌、基本軌)不對稱、輪軌間復(fù)雜的多點(diǎn)動(dòng)態(tài)接觸關(guān)系、高速列車與道岔之間強(qiáng)烈的動(dòng)力作用等,車輪非對稱磨耗車輛經(jīng)過道岔時(shí)會(huì)加劇車輪磨耗及輪軌響應(yīng),進(jìn)而對列車運(yùn)行平穩(wěn)性及安全性構(gòu)成潛在威脅。因此,有必要深入研究車輪非對稱磨耗對高速車輛過岔動(dòng)力學(xué)性能的影響規(guī)律。

本文以高速鐵路18號道岔為研究對象,分析車輪不對稱磨耗對岔區(qū)輪軌接觸幾何關(guān)系的影響;基于三維非赫茲滾動(dòng)接觸理論,闡述車輪不對稱磨耗對輪軌接觸力學(xué)行為特征的影響;建立高速車輛道岔耦合動(dòng)力學(xué)模型,分析不同不對稱磨耗形式對高速車輛直逆向通過道岔的動(dòng)力學(xué)性能的影響規(guī)律。

1 實(shí)測車輪磨耗型面

動(dòng)車組車輛運(yùn)行速度快,線路長,運(yùn)行環(huán)境具有不確定性和隨機(jī)性,加重了車輪磨耗,且主要以車輪踏面凹型磨耗為主[11]。某動(dòng)車組車輪采用LMA磨耗型踏面,左右車輪呈現(xiàn)不同程度的不對稱磨耗,其車輪型面磨耗特點(diǎn)相似,主要分布在橫坐標(biāo)-20~30 mm區(qū)域內(nèi)。如圖1所示,右側(cè)車輪比左側(cè)車輪磨耗更嚴(yán)重。調(diào)查發(fā)現(xiàn),車輛轉(zhuǎn)向架中有一軸出現(xiàn)不對稱磨耗,另一軸也一定存在不同程度的不對稱磨耗,表現(xiàn)為轉(zhuǎn)向架前后輪對偏于一側(cè)或相反的不對稱磨耗形式,即同一轉(zhuǎn)向架上車輪存在反相及同相不對稱磨耗的磨耗形式[12]。

圖1 實(shí)測車輪型面

2 輪軌接觸幾何特性

不同的車輪和鋼軌型面接觸會(huì)導(dǎo)致不同的輪軌接觸幾何關(guān)系,因此,采用跡線法[13]分析車輪磨耗對岔區(qū)輪軌接觸幾何關(guān)系的影響。以前述實(shí)測車輪磨耗型面為研究對象,考慮岔區(qū)固有結(jié)構(gòu)特點(diǎn)及車輪非對稱磨耗的影響,設(shè)置5種工況,見表1。其中S0、S1、S2型面分別表示LMA型新車輪、磨耗后的左側(cè)車輪、磨耗后的右側(cè)車輪型面。研究時(shí)設(shè)定車輛直逆向通過18號單開右開道岔,直尖軌位于前進(jìn)方向右側(cè),其計(jì)算基本參數(shù)參照文獻(xiàn)[14]選取。

表1 車輪型面工況設(shè)置

2.1 道岔鋼軌廓形

由于高速鐵路18號道岔轉(zhuǎn)轍器區(qū)35 mm頂寬的直尖軌斷面位于輪載過渡段,其降低值為0.5 mm,對不同車輪接觸狀態(tài)影響較大,對于研究岔區(qū)輪軌接觸幾何特性具有代表性,故選取該斷面進(jìn)行幾何分析。

2.2 輪軌接觸點(diǎn)

5種工況下,隨著輪對橫向位移的變化,尖軌側(cè)輪軌接觸點(diǎn)的分布見圖2。可知:①J0工況中,S0車輪型面與鋼軌的接觸點(diǎn)隨輪對橫向位移的變化連續(xù)且均勻。輪對橫向位移y=-12.0~5.0 mm時(shí),輪軌接觸點(diǎn)在尖軌頂端附近;y=5.0~12.0 mm時(shí),輪軌接觸點(diǎn)逐漸向軌距角方向移動(dòng)。②J1與J3工況、J2與J4工況的輪軌接觸點(diǎn)變化趨勢相似,主要區(qū)別在于接觸點(diǎn)跳躍的位置的輪對橫向位移不同,因此以J3及J4工況為例進(jìn)行分析。對于J3工況,輪軌接觸點(diǎn)S1車輪型面與鋼軌的接觸點(diǎn)隨著輪對橫向位移的增大出現(xiàn)了不同程度的跳躍,即輪對橫向位移為2.5~3.0 mm、6.5~7.0 mm及9.5~10.0 mm時(shí)會(huì)存在兩點(diǎn)接觸。兩點(diǎn)接觸會(huì)使得兩接觸點(diǎn)在滾動(dòng)半徑上產(chǎn)生差異,從而造成兩接觸點(diǎn)中接觸壓力較小的地方發(fā)生相對滑動(dòng)而導(dǎo)致輪軌磨耗。對于J4工況,S2車輪型面與鋼軌的接觸點(diǎn)在y=-12.0~5.0 mm時(shí)位于基本軌側(cè),輪載過渡滯后于另外兩種踏面;y=5.0~5.5 mm時(shí),輪軌接觸點(diǎn)直接從基本軌轉(zhuǎn)移至軌距角處,跳躍幅度明顯,過大的車輪磨耗增大了接觸點(diǎn)的不連續(xù)性,引起輪軌的沖擊振動(dòng),影響行車的安全性及平穩(wěn)性。

圖2 輪軌接觸點(diǎn)位置隨輪對橫向位移的分布

3種車輪型面的輪軌接觸點(diǎn)對分布見圖3。可知:S0車輪型面上的接觸點(diǎn)較均勻地分布在車輪踏面上;S1車輪型面次之;對于S2車輪型面,由于其踏面磨耗較為嚴(yán)重,凹陷明顯,凹陷部位曲率半徑小于對應(yīng)位置鋼軌的曲率半徑,輪軌在該區(qū)域無法接觸。

圖3 輪軌接觸點(diǎn)對分布

2.3 等效錐度

由于考慮了車輪磨耗,僅有輪軌接觸點(diǎn)對不能定量地描述接觸關(guān)系,因此,采用等效錐度進(jìn)一步分析輪軌接觸幾何特征。等效錐度采用簡化法計(jì)算,等效錐度λ與左右車輪滾動(dòng)圓半徑rL、rR和輪對橫向位移y的關(guān)系為

5種工況下踏面等效錐度隨輪對橫向位移的變化曲線見圖4??芍?,對于車輪對稱的凹形磨耗,隨著磨耗增大,其等效錐度出現(xiàn)了增大趨勢;左右車輪出現(xiàn)不對稱磨耗時(shí),左右車輪的滾動(dòng)圓半徑在y=0附近相差較大,導(dǎo)致等效錐度急劇增大,并出現(xiàn)明顯的正負(fù)錐度突變現(xiàn)象;基本軌側(cè)車輪較尖軌側(cè)磨耗較嚴(yán)重時(shí),輪對對中能力在5種工況中最差;尖軌側(cè)車輪較基本軌側(cè)磨耗嚴(yán)重時(shí),等效錐度略小于最大值,其原因是尖軌的存在增加了輪軌接觸點(diǎn)的接觸范圍,使其在輪對對中位置附近滾動(dòng)圓半徑之差略有減小。

圖4 等效錐度隨輪對橫向位移的變化曲線

3 三維非赫茲滾動(dòng)接觸計(jì)算

車輪型面的不同會(huì)導(dǎo)致輪軌滾動(dòng)接觸過程中滾動(dòng)接觸應(yīng)力及接觸斑面積的變化,進(jìn)而影響輪軌疲勞的傷損性能。采用三維彈性體非赫茲滾動(dòng)接觸數(shù)值程序CONTACT計(jì)算輪軌間法向接觸應(yīng)力、接觸斑面積,探究車輪非對稱磨耗對輪軌接觸力學(xué)的影響。

輪軌法向最大接觸應(yīng)力與接觸斑面積隨輪對橫向位移的變化曲線見圖5??芍很囕喌哪ズ臅?huì)導(dǎo)致接觸應(yīng)力及其輪軌接觸斑面積產(chǎn)生較大的改變。與車輪對稱磨耗相比,車輪不對稱磨耗增大了輪軌法向接觸應(yīng)力,但其變化規(guī)律趨于一致。對于J1、J3工況,其接觸應(yīng)力較J0工況小,這是因?yàn)檐囕喗?jīng)過一定的磨耗,增大了輪軌型面共形度,導(dǎo)致接觸斑面積增大,一定程度上降低了接觸應(yīng)力。對于J2、J4工況,由于車輪磨耗較嚴(yán)重,先由基本軌承載,接觸應(yīng)力降低,隨著輪對橫向位移的增加,接觸點(diǎn)跳至尖軌處,接觸斑面積減小,接觸應(yīng)力增大。

圖5 輪軌最大法相接觸應(yīng)力及接觸斑面積隨輪對橫向位移的變化曲線

4 車輛過岔動(dòng)力學(xué)

4.1 車輛-道岔耦合動(dòng)力學(xué)模型

4.1.1 車輛模型

采用多體動(dòng)力學(xué)軟件SIMPACK建立動(dòng)車車輛模型。車輛模型將主要結(jié)構(gòu)部件簡化為剛體,包含車體、2組轉(zhuǎn)向架和4個(gè)輪對。為較為真實(shí)地模擬高速車輛系統(tǒng),各剛體均考慮伸縮、點(diǎn)頭、沉浮、橫移、側(cè)滾和搖頭6個(gè)自由度,并在模型中設(shè)有軸箱轉(zhuǎn)臂、空氣彈簧等彈簧阻尼及力元。車輛模型的主要參數(shù)參考CRH380A型車選取。

4.1.2 道岔及輪軌接觸模型

借助CAD等輔助工具,將我國350 km/h高速鐵路無砟軌道18號道岔關(guān)鍵組合廓形進(jìn)行離散,并沿線路縱向間隔1 mm插值處理,將得到的道岔截面生成連續(xù)的道岔變截面廓形文件導(dǎo)入SIMPACK軟件,鋼軌與軌下基礎(chǔ)的連接采用彈簧及阻尼單元模擬。對于輪軌接觸模型,輪軌法向力采用Hertz非線性彈性接觸算法,輪軌切向力應(yīng)用FASTSIM算法進(jìn)行計(jì)算。

4.1.3 工況設(shè)置

基于上述不對稱磨耗形式及實(shí)測車輪型面,考慮岔區(qū)復(fù)雜的輪軌接觸關(guān)系、單開道岔的布置方向、列車運(yùn)行方向的不確定性以及車輪非對稱磨耗的影響,設(shè)置7種工況,分析不同的不對稱磨耗形式對高速車輛過岔動(dòng)力學(xué)性能的影響。

G0工況的車輪均采用LMA型新輪踏面,將其作為車輪磨耗工況的參考;G1、G2工況分別為車輪磨耗較小、車輪磨耗較嚴(yán)重的對稱磨耗,以突出車輪不對稱磨耗形式的影響;G3、G4工況分別為導(dǎo)向輪對基本軌側(cè)車輪磨耗較嚴(yán)重的反相、同相不對稱磨耗;G5、G6工況分別為導(dǎo)向輪對尖軌側(cè)車輪磨耗較嚴(yán)重的反相、同相不對稱磨耗。輪位編號見圖6,各工況下不同輪位的車輪型面設(shè)置見表2。其中,v為車速。

圖6 輪位編號

表2 各工況下不同輪位的車輪型面

4.2 車輛過岔動(dòng)力學(xué)性能分析

考慮到道岔本身的變截面、左右鋼軌的不對稱性等特點(diǎn),為探究左右側(cè)車輪及前后輪對不同的磨耗情況對車輛過岔動(dòng)力學(xué)性能的影響規(guī)律,分別提取前后輪對基本軌側(cè)及尖軌側(cè)的性能指標(biāo)。

4.2.1 輪對橫移響應(yīng)

7種工況下車輛轉(zhuǎn)向架前后輪對的橫向位移變化曲線見圖7。

圖7 7種工況下車輛轉(zhuǎn)向架前后輪對的橫向位移

由圖7(a)可知:①G0工況下,前輪對進(jìn)入道岔區(qū)后,由于尖軌的存在導(dǎo)致輪對從軌道中心線位置向尖軌側(cè)偏離,并以軌道中心線為中心做波長較長的往返運(yùn)動(dòng),其橫向位移最大達(dá)2.05 mm。②對于車輪對稱磨耗的G1、G2工況,G1工況下車輪磨耗較小,輪對進(jìn)入轉(zhuǎn)轍器區(qū)后輪對橫向位移最大值為2.48 mm;G2工況下,較大的車輪磨耗及道岔固有不平順的激勵(lì)導(dǎo)致輪對以軌道中心線為中心做蛇行運(yùn)動(dòng)。③G3—G6工況下,除因道岔本身結(jié)構(gòu)特點(diǎn)產(chǎn)生輪對橫移外,由于輪對左右車輪踏面存在不對稱磨耗,車輛運(yùn)行過程中輪軌接觸點(diǎn)始終偏向于負(fù)錐度一側(cè),導(dǎo)致輪對中心偏離軌道中心線;同時(shí),由于輪對向較小輪徑一側(cè)偏移,存在一定的沖角,形成了輪對中心偏離軌道中心線的蛇行運(yùn)動(dòng),致使出現(xiàn)更嚴(yán)重的車輪不對稱磨耗。當(dāng)尖軌側(cè)車輪較基本軌側(cè)出現(xiàn)更嚴(yán)重的磨耗時(shí),在轉(zhuǎn)轍器區(qū)出現(xiàn)較為明顯的輪對橫移,同相不對稱磨耗工況偏離軌道中心線最大值達(dá)9.71 mm,反相不對稱磨耗工況偏離軌道中心線最大值達(dá)8.74 mm。

由圖7(b)可知:①對于G0、G1及G2工況,轉(zhuǎn)向架后輪對與前輪對的橫移響應(yīng)幾乎相同。②對于各不對稱磨耗工況,后輪對與前輪對的橫移響應(yīng)的變化趨勢相似。其中,G3、G5工況下,后輪對偏離軌道中心運(yùn)動(dòng)的距離及幅值均比前輪對有所減??;G4工況下,后輪對的蛇行運(yùn)動(dòng)幅值比前輪對?。籊6工況下,后輪對的運(yùn)動(dòng)偏離軌道中心線最大值達(dá)10.60 mm。

綜上,前后輪對不同的磨耗工況對輪對橫向位移有一定影響,轉(zhuǎn)向架后輪對橫向位移主要取決于前輪對。

4.2.2 輪軸橫向力

輪軸橫向力為同一輪對左右車輪輪軌橫向力的代數(shù)和,用于判定車輛在運(yùn)行過程中是否因?yàn)檫^大的橫向力而導(dǎo)致軌距擴(kuò)寬或線路產(chǎn)生嚴(yán)重變形。7種工況下前后輪對的輪軸橫向力最大值見圖8??芍簩τ诓粚ΨQ磨耗形式,當(dāng)尖軌側(cè)車輪出現(xiàn)較為嚴(yán)重的磨耗時(shí),較大的輪對橫向位移及搖頭產(chǎn)生的偏載效應(yīng)與道岔區(qū)的橫向沖擊疊加,導(dǎo)致輪軸橫向力急劇增加。其中,對于同相不對稱磨耗,兩輪對均向尖軌側(cè)移動(dòng),導(dǎo)致輪軸橫向力較大,因此在G6工況下后輪對輪軸橫向力出現(xiàn)最大值,為53.99 kN,是標(biāo)準(zhǔn)工況下輪軸橫向力最大值的4.32倍;對于反相不對稱磨耗,前后輪對偏轉(zhuǎn)方向不同,車輛懸掛系統(tǒng)會(huì)起一定的約束作用,在G5工況下,后輪對最大值約為45.62 kN,是標(biāo)準(zhǔn)工況下輪軸橫向力最大值的3.65倍。

圖8 7種工況下前后輪對輪軸橫向力最大值

4.2.3 運(yùn)行安全性評價(jià)指標(biāo)

脫軌系數(shù)是根據(jù)車輪爬軌脫軌條件制定的、考慮輪軌之間爬軌脫軌臨界條件并考慮一定的安全余量制定評價(jià)限值。7種工況下前后輪對基本軌側(cè)及尖軌側(cè)脫軌系數(shù)最大值見圖9。可知:①對于G6工況,因后輪對尖軌側(cè)車輪磨耗較嚴(yán)重,左右側(cè)車輪的滾動(dòng)圓半徑差導(dǎo)致前后輪對向尖軌側(cè)橫移并產(chǎn)生較大的搖頭角。在輪載過渡階段,車輪緣與尖軌接觸輪導(dǎo)致尖軌側(cè)橫向力顯著增大,后輪對尖軌側(cè)車輪較大的橫向力與較小的垂向力導(dǎo)致其脫軌系數(shù)急劇增大,脫軌系數(shù)最大值為0.76。可見,尖軌側(cè)車輪磨耗比基本軌側(cè)磨耗嚴(yán)重的同相不對稱磨耗工況對脫軌系數(shù)影響最大。②對于G5工況,前后輪對反相偏轉(zhuǎn),橫向蠕滑力產(chǎn)生的蠕滑力矩使轉(zhuǎn)向架順時(shí)偏轉(zhuǎn),加劇了前后輪對的搖頭作用,且由于小輪徑差在尖軌側(cè),導(dǎo)致輪對向尖軌側(cè)橫移,因此后輪對的尖軌側(cè)車輪產(chǎn)生了較大的橫向蠕滑力而導(dǎo)致其橫向力增加,進(jìn)而導(dǎo)致脫軌系數(shù)增大。

圖9 7種工況下前后輪對脫軌系數(shù)最大值

4.2.4 運(yùn)行平穩(wěn)性評價(jià)指標(biāo)

客運(yùn)專線運(yùn)行平穩(wěn)性主要是針對客車上旅客的乘坐舒適度而制定的評價(jià)車體隨機(jī)振動(dòng)的指標(biāo),采用Sperling指標(biāo)衡量車輛運(yùn)行平穩(wěn)性。7種工況下客車橫向及垂向Sperling平穩(wěn)性指數(shù)最大值見圖10??芍很囕唽ΨQ凹形磨耗的加深會(huì)導(dǎo)致垂向Sperling指數(shù)最大值增大,但不同的不對稱磨耗形式對其大小影響不大;車輪對稱凹形磨耗的加深會(huì)導(dǎo)致橫向Sperling指數(shù)最大值增大;客車橫向Sperling指數(shù)最大值出現(xiàn)在G6工況,約為2.41,接近于優(yōu)等Sperling指標(biāo)限值2.50,這表明當(dāng)尖軌側(cè)車輪出現(xiàn)比基本軌側(cè)磨耗嚴(yán)重的同相磨耗時(shí),車輛的運(yùn)行平穩(wěn)性低于其他磨耗形式。

圖10 7種工況下Sperling平穩(wěn)性指數(shù)最大值

4.2.5 磨耗指數(shù)

車輪與鋼軌滾動(dòng)接觸時(shí),輪軌蠕滑力是引起輪軌磨耗的主要原因,輪軌磨耗表現(xiàn)為車輪和鋼軌外形的變化,影響車輛動(dòng)力學(xué)性能。采用磨耗指數(shù)進(jìn)行輪軌磨耗程度分析,用蠕滑力與相應(yīng)蠕滑率乘積絕對值之和來表示。7種工況下前后輪對的基本軌側(cè)及尖軌側(cè)磨耗指數(shù)見圖11。可知:對于不對稱磨耗形式,當(dāng)尖軌側(cè)車輪磨耗較嚴(yán)重時(shí),尖軌側(cè)磨耗指數(shù)急劇增大,不利于輪軌廓形的保持能力。磨耗指數(shù)最大值出現(xiàn)在G6工況的前輪對尖軌側(cè),為287.60,約為標(biāo)準(zhǔn)工況下磨耗指數(shù)最大值的36倍;其次為G5工況,為227.09。

圖11 7種工況下前后輪對磨耗指數(shù)最大值

5 結(jié)論

1)當(dāng)踏面磨耗凹陷明顯時(shí),尖軌側(cè)輪軌接觸點(diǎn)會(huì)在凹陷部位兩側(cè)出現(xiàn)明顯的跳躍現(xiàn)象;當(dāng)尖軌、基本軌兩側(cè)車輪出現(xiàn)不同形式的不對稱磨耗時(shí),其等效錐度明顯大于對稱磨耗的等效錐度,且在輪對橫向位移為0的位置附近出現(xiàn)較明顯的正負(fù)等效錐度突變現(xiàn)象,輪軌接觸幾何關(guān)系變差。

2)車輪磨耗會(huì)導(dǎo)致接觸應(yīng)力及其輪軌接觸斑面積產(chǎn)生一定的改變;與車輪對稱磨耗相比,車輪不對稱磨耗增大了輪軌法向接觸應(yīng)力,但變化趨勢相似。

3)前后輪對不同的磨耗情況對輪對橫向位移有一定的影響,轉(zhuǎn)向架的后輪對的橫向位移主要取決于前輪對;當(dāng)尖軌側(cè)車輪比基本軌側(cè)磨耗嚴(yán)重時(shí),在轉(zhuǎn)轍器區(qū)出現(xiàn)較為明顯的輪對橫移現(xiàn)象,而輪對較大的橫向位移及搖頭產(chǎn)生的輪緣接觸力與道岔區(qū)輪載過渡引起的橫向沖擊正向疊加導(dǎo)致輪軸橫向力急劇增加。

4)當(dāng)基本軌側(cè)的磨耗較尖軌側(cè)車輪嚴(yán)重時(shí),對脫軌系數(shù)及橫向Sperling指數(shù)等指標(biāo)影響不大;當(dāng)尖軌側(cè)車輪比基本軌側(cè)磨耗嚴(yán)重時(shí),上述指標(biāo)增加程度明顯,特別是尖軌側(cè)車輪比基本軌側(cè)磨耗嚴(yán)重且為同相磨耗時(shí),其結(jié)果最為不利。

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