龔凱，向俊，余翠英，毛建紅,2

(1.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410075；

2.華東交通大學(xué) 土木建筑學(xué)院，江西 南昌 330009)

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大風(fēng)災(zāi)害引起的貨物列車脫軌全過程分析

龔凱1，向俊1，余翠英1，毛建紅1,2

(1.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410075；

2.華東交通大學(xué) 土木建筑學(xué)院，江西 南昌 330009)

摘要:針對貨物列車在大風(fēng)災(zāi)害下的安全運行問題，基于列車-軌道系統(tǒng)空間振動計算模型及列車脫軌能量隨機分析理論，提出大風(fēng)災(zāi)害下列車脫軌全過程計算方法。以我國常見的大風(fēng)災(zāi)害為對象，計算運營速度下貨物列車在8~10級大風(fēng)環(huán)境中的脫軌全過程，對脫軌機理、輪軌幾何接觸狀態(tài)及輪軌相對位置進(jìn)行分析。研究結(jié)果表明：大風(fēng)災(zāi)害引起的列車-軌道系統(tǒng)輸入能量的增加是導(dǎo)致貨物列車脫軌的主要原因；隨著風(fēng)速及車速的增大，系統(tǒng)輸入能量隨之增加，轉(zhuǎn)向架與鋼軌的橫向相對位移增大明顯，但轉(zhuǎn)向架搖頭角變化較??；另外，曲線線路上列車橫向振動更加劇烈，其中轉(zhuǎn)向架與鋼軌橫向相對位移及轉(zhuǎn)向架搖頭角均大于直線上的相應(yīng)值，其最大分別為87.3 mm和4.59°。上述機理及數(shù)據(jù)可為列車車輪脫軌掉道檢測裝置提供參考，確保列車在脫軌瞬間及時停車。

關(guān)鍵字：鐵路軌道；大風(fēng)災(zāi)害；脫軌機理；能量隨機分析理論；輪軌幾何接觸狀態(tài)；

大風(fēng)是指瞬時風(fēng)速為17.2 m/s以上(8級大風(fēng)以上)的自然現(xiàn)象，其嚴(yán)重影響著我國鐵路的安全運營。據(jù)統(tǒng)計，青藏鐵路在1961~1982年期間大風(fēng)吹翻列車達(dá)數(shù)十次之多[1]。同時，作為歐亞大陸重要通道的蘭新線需要穿越新疆大風(fēng)戈壁地區(qū)，該地區(qū)常被稱為“百里風(fēng)區(qū)”，一年內(nèi)有320多天都在刮8級及以上大風(fēng)，常常引起列車脫軌或側(cè)翻[2]。面對大風(fēng)這一極端的自然災(zāi)害，目前要完全杜絕脫軌事故的發(fā)生不太可能，但有效的預(yù)報脫軌事故的發(fā)生，及時停車，將事故損失降到最低，將不失為一種積極的態(tài)度和做法。然而，在實際運營中曾出現(xiàn)貨物列車部分車輛脫軌了，而司機未能發(fā)現(xiàn)，導(dǎo)致本來的小事故釀成了大事故。為避免脫軌事故的進(jìn)一步擴大，研發(fā)列車車輪脫軌掉道檢測裝置十分必要。該裝置是否可靠取決于它是否能在車輪脫軌掉道的第一時間檢測到位，而處理這一問題必須計算列車脫軌全過程。向俊等[3-5]針對列車脫軌全過程計算進(jìn)行了開創(chuàng)性的研究，但并未考慮大風(fēng)災(zāi)害下的列車脫軌全過程，且現(xiàn)有研究仍鮮見報道，許多學(xué)者針對橫風(fēng)氣動特性及風(fēng)載作用下列車的運行安全性進(jìn)行了研究。高廣軍等[6]根據(jù)動力學(xué)力矩平衡原理，研究了列車最高安全運行時速與風(fēng)速之間的關(guān)系；任尊松等[7]采用流體力學(xué)計算軟件FLUENT對側(cè)風(fēng)風(fēng)速作用下列車的運行安全性進(jìn)行了研究；崔濤等[8]采用計算流體力學(xué)理論和列車多剛體動力學(xué)理論相結(jié)合的思想，研究了列車流固耦合振動機理及其安全性；郗艷紅[9-10]對橫風(fēng)作用下的列車運行安全控制問題進(jìn)行了探討；Baker等[11-12]分析了橫風(fēng)環(huán)境下列車的輪重減載率和脫軌系數(shù)等安全性指標(biāo)的變化；Christian[13]和Carsten[14]采用ADAMS/RAIL軟件建立了高速車輛系統(tǒng)動力模型，研究了振風(fēng)特性曲線對高速列車橫風(fēng)穩(wěn)定性的影響；Xu等[15]對穩(wěn)態(tài)和非穩(wěn)態(tài)橫風(fēng)作用下車輛軌道系統(tǒng)動態(tài)響應(yīng)和車輛的安全性進(jìn)行了分析。近來，肖新標(biāo)等[16]借助高速鐵路氣動特性的研究成果，針對強風(fēng)環(huán)境引起的高速列車脫軌機理進(jìn)行了初步探討，并提出了一套脫軌安全域準(zhǔn)則。為此，本文基于列車-軌道系統(tǒng)(以下稱為“此系統(tǒng)”)空間振動計算模型[17]及列車脫軌能量隨機分析理論[18]，采用考慮了輪軌“游間”影響的輪軌位移銜接條件，將大風(fēng)荷載作為輸入此系統(tǒng)的一種外部能量，結(jié)合現(xiàn)有空氣動力學(xué)研究成果[19]，將其與列車正常條件下的構(gòu)架蛇形波疊加，一并作為此系統(tǒng)的橫向振動激振源，并以軌道豎向幾何不平順作為此系統(tǒng)豎向振動激振源，提出大風(fēng)災(zāi)害下列車脫軌全過程計算方法。并以我國常見的大風(fēng)災(zāi)害為對象，對運營速度下貨物列車在8~10級大風(fēng)環(huán)境中的脫軌全過程進(jìn)行計算，分析列車脫軌機理、輪軌幾何接觸狀態(tài)及輪軌相對位置，找到列車車輪脫軌掉道瞬間輪軌之間的幾何尺寸關(guān)系，為研發(fā)列車車輪脫軌掉道檢測裝置提供參考。

1大風(fēng)災(zāi)害下列車脫軌全過程計算方法

曾慶元等[18]提出采用車輛構(gòu)架實測(人工)蛇形波作為此系統(tǒng)的橫向振動激振源，并采用構(gòu)架蛇形波標(biāo)準(zhǔn)差σp作為此系統(tǒng)的輸入能量。這里的σp包含所有影響列車正常運行的已知因素和未知因素，可以有效的將多因素的振動響應(yīng)分析及列車脫軌隨機分析轉(zhuǎn)化為單因素的此系統(tǒng)橫向振動輸入能量的隨機分析。而大風(fēng)作為影響列車安全運行的已知因素，也應(yīng)被納入該能量中。但是，上述σp是列車在正常運行條件下通過實測及統(tǒng)計之后獲得的，其中風(fēng)荷載的影響較小，根據(jù)這個σp無法算出列車脫軌。那么，能使列車發(fā)生脫軌的構(gòu)架蛇形波是否可以測得，其相應(yīng)的標(biāo)準(zhǔn)差又是多少？實際上，列車在脫軌時的構(gòu)架蛇形波難以測得，相應(yīng)的標(biāo)準(zhǔn)差也無法獲得，因為有限次的試驗做不出列車脫軌，即便能做出，試驗帶來的耗費及列車脫軌使得人們也不敢輕易嘗試，更何況在大風(fēng)環(huán)境下做列車脫軌試驗。另外，大風(fēng)環(huán)境下有限次的脫軌試驗也不可能覆蓋所有的風(fēng)速范圍。

為此，只能借助于現(xiàn)有列車空氣動力學(xué)研究成果[19]。該文獻(xiàn)根據(jù)列車在橫風(fēng)作用的受力特點，通過計算和分析列車的風(fēng)致振動特性以及列車抖振反應(yīng)譜，將橫風(fēng)對列車產(chǎn)生的復(fù)雜影響轉(zhuǎn)化為此系統(tǒng)的輸入能量，并對原有的不同列車時速V與構(gòu)架蛇形波標(biāo)準(zhǔn)差σp的關(guān)系曲線(稱為“σp-V”曲線)進(jìn)行擴充，得到了不同風(fēng)速下的σpw-V曲線，這里的σpw由列車正常運行時的輸入能量和橫風(fēng)產(chǎn)生的能量兩部份組成，這個σpw可能是大風(fēng)災(zāi)害下列車脫軌時的構(gòu)架蛇形波標(biāo)準(zhǔn)差, 也可能是列車在大風(fēng)災(zāi)害下正常運行的構(gòu)架蛇形波標(biāo)準(zhǔn)差。但無論這個σpw是否能使列車脫軌，本文均將其作為此系統(tǒng)的輸入能量，采用車輪脫軌幾何準(zhǔn)則[18]，試算出能夠使列車發(fā)生脫軌的構(gòu)架蛇形波標(biāo)準(zhǔn)差σpw。這里采用車輪脫軌幾何準(zhǔn)則來源于中國鐵道科學(xué)研究院在滾動試驗臺上測出的單輪對車輪輪緣爬軌過程，試驗中發(fā)現(xiàn)車輪懸浮量為25 mm時，車輪脫軌。那么，列車脫軌全過程可以理解為列車在運行一段時間之后車輪輪緣逐漸爬至鋼軌頂面中點的過程，這里的全過程描述了列車脫軌前及脫軌瞬間的狀態(tài)，不包括脫軌后的狀態(tài)。此時，鋼軌對輪緣失去橫向約束作用，車輪即將脫軌掉道。

根據(jù)上述內(nèi)容，大風(fēng)災(zāi)害下貨物列車脫軌全過程計算方法具體步驟如下：1)根據(jù)各風(fēng)速下σpw-V曲線，查出任一風(fēng)速、車速下的σpw，按照Monte-Carlo法隨機模擬出一條構(gòu)架人工蛇形波，并以此作為大風(fēng)災(zāi)害條件下此系統(tǒng)的橫向振動激振源；采用軌道豎向幾何不平順作為此系統(tǒng)豎向振動激振源；2)根據(jù)此系統(tǒng)空間振動計算模型[14]，按照彈性系統(tǒng)動力學(xué)總勢能不變值原理及形成此系統(tǒng)矩陣的“對號入座”法則[18]，進(jìn)而得出此系統(tǒng)的空間振動矩陣方程，并采用Wilson-θ法求解；3)計算此系統(tǒng)各部件振動響應(yīng)，每計算一時間步長，便按照車輪脫軌幾何準(zhǔn)則判斷該時刻車輪最大懸浮量是否達(dá)到25 mm。若達(dá)到，判定列車脫軌，計算停止，已得到的此系統(tǒng)各部件振動響應(yīng)反映了列車脫軌全過程；若未達(dá)到，則繼續(xù)計算下一時刻此系統(tǒng)振動響應(yīng)，并做出列車是否脫軌的判定，直至列車走出計算長度范圍的軌道線路；4)當(dāng)列車走出計算長度范圍的軌道線路仍未脫軌時，則可以保持風(fēng)速不變，增大車速V，并查出相應(yīng)的σpw，重復(fù)上述步驟1)~3)直至車輪最大懸浮量達(dá)到25 mm為止；也可以保持車速V不變，增大風(fēng)速，并查出相應(yīng)的σpw，重復(fù)上述步驟1)~3)直至算出列車脫軌全過程為止。

2計算實例與分析

2.1　大風(fēng)災(zāi)害下直線路段列車脫軌全過程計算

由多次脫軌實例可知，全列混編或全列空載貨物列車容易發(fā)生脫軌事故，而發(fā)生脫軌事故的常常是全列空載貨物列車[20]。同時，在實際運營中敞車的通用性較強，約占貨車總數(shù)的60%[21]。為此，在貨物列車脫軌全過程計算中，采用不利列車編組，即1輛DF4型機車+12輛空載敞車，列車運行速度采用運營速度，分別為60，70和80 km/h。軌道全長500 m，軌道結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

表1　軌道結(jié)構(gòu)參數(shù)

大風(fēng)風(fēng)速根據(jù)文獻(xiàn)[6]中的計算結(jié)果選取，由該文獻(xiàn)可知，當(dāng)空載敞車速度為0 km/h時，其臨界傾覆風(fēng)速為30.8 m/s。同時，文獻(xiàn)[22]指出列車以一定車速運行時，橫風(fēng)導(dǎo)致列車脫軌而不引起列車傾覆。由此說明，在大風(fēng)環(huán)境下，列車傾覆了必然脫軌，而在列車脫軌瞬間則不一定發(fā)生傾覆。對于能夠使列車發(fā)生傾覆的大風(fēng)環(huán)境，我們只能進(jìn)行預(yù)報及時避讓，但對于能使列車發(fā)生脫軌的大風(fēng)環(huán)境，我們無法預(yù)知，唯一的辦法就是使列車在脫軌掉道的瞬間及時停下來。為此，以我國常見的大風(fēng)災(zāi)害為對象，考慮8~10級大風(fēng)環(huán)境中的最大風(fēng)速，分別為20.7，24.4和28.4 m/s。按照大風(fēng)災(zāi)害下列車脫軌全過程計算方法進(jìn)行計算，計算結(jié)果分別列于表2，表3和表4所示，V表示列車的運行速度。

表2　不同風(fēng)速下直線路段貨物列車脫軌過程計算結(jié)果

表3　不同風(fēng)速下直線路段貨物列車脫軌過程計算結(jié)果

表4　不同風(fēng)速下直線路段貨物列車脫軌過程計算結(jié)果

在表2，表3和表4中，各車軸右輪與軌道右側(cè)鋼軌對應(yīng)，各車軸左輪與軌道左側(cè)鋼軌對應(yīng)。在脫軌系數(shù)、輪重減載率等欄中，“()”外為列車車輪脫軌瞬間對應(yīng)的數(shù)值，“()”內(nèi)為列車車輪脫軌前的最大值。

由表2，表3和表4可以看出，當(dāng)風(fēng)速為20.7 m/s時，貨物列車以60 km/h運行，整個運行過程車輪最大懸浮量為13.2 mm，未超過車輪脫軌幾何準(zhǔn)則25 mm，判定該工況下貨物列車未發(fā)生脫軌。但通過增大風(fēng)速或提高車速后，此系統(tǒng)輸入能量增大，車輪最大懸浮量均達(dá)到25 mm，貨物列車脫軌。由此說明，大風(fēng)災(zāi)害引起此系統(tǒng)輸入能量的增大是貨物列車脫軌的主要原因。另外，盡管風(fēng)速不變，但車速增大，貨物列車也發(fā)生了脫軌，因為車速的增大也增加了此系統(tǒng)的輸入能量。受篇幅限制，這里列出了風(fēng)速20.7 m/s、貨物列車速度為70 km/h工況下車輪懸浮量時程曲線如圖1所示。

同時，在表2，表3和表4中，貨物列車在脫軌前，車輪脫軌系數(shù)最高可達(dá)9.74，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過了GB5599-85[23]中脫軌系數(shù)要求的限值1.2；而在列車脫軌瞬間，車輪脫軌系數(shù)最大為6.77，最小為0.31。由此說明脫軌系數(shù)作為控制列車安全運行的重要指標(biāo)具有一定的保守性。這里給出了與圖1相同工況下脫軌系數(shù)時程曲線如圖2所示。

圖1　第5車第3軸左側(cè)車輪懸浮量時程Fig.1 Left wheel lift value time-history curve of the 3staxletree of the 5th wagon

圖2　第5車第3軸左側(cè)脫軌系數(shù)時程Fig.2 Left wheel derailment coefficient time-history curve of the 3st axletree of the 5th wagon

另外，在貨物列車脫軌前，輪重減載率最大為1.0，車輪處于完全減載狀態(tài)，而最小值為0.31，小于GB5599—85[23]中要求的限值0.65。但在列車脫軌瞬間，輪重減載率最大為0.88，最小為0.20。同時，由表3和表4還可以看出，大風(fēng)環(huán)境對70~80 km/h車速下的貨物列車車輪輪重減載率的影響較大，其在列車脫軌前，各工況下的車輪輪重減載率均為1.0。因此，輪重減載率對判定列車脫軌缺乏控制作用。這里列出了與圖1相同工況下的輪重減載率時程曲線如圖3所示。圖3中的時程曲線更加直觀的反映了貨物列車在脫軌全過程中輪重減載率的變化。

圖3　第5車第3軸左側(cè)車輪輪重減載率時程Fig.3 Left wheel load reduction rate time-history curve of the 3st axletree of the 5th wagon

最后，由表2，表3和表4可知，隨著風(fēng)速增大，轉(zhuǎn)向架搖頭角增大幅度較小，其最大為0.34°，最小為0.10°；而轉(zhuǎn)向架與鋼軌橫向相對位移隨風(fēng)速增大及車速提高具有比較明顯的變化，其值逐漸增大，最大為81.1 mm。與圖1相同工況下的后轉(zhuǎn)向架搖頭角時程曲線、后轉(zhuǎn)向架與左側(cè)鋼軌橫向相對位移時程曲線分別如圖4和圖5所示。

由圖4表明，在列車脫軌全過程中，轉(zhuǎn)向架搖頭角時程曲線變化緩慢，其值較小。從圖5可以看出，圖中的“0”線即為車-軌系統(tǒng)的中心線，轉(zhuǎn)向架與鋼軌橫向相對位移的正負(fù)值即表明轉(zhuǎn)向架以中心線作蛇形運動，其反映了輪對在鋼軌上的走行狀態(tài)。

圖4　第5車后轉(zhuǎn)向架搖頭角時程Fig.4 Behind bogie yaw angle time-history curve of the 5th wagon

圖5　第5車后轉(zhuǎn)向架與左側(cè)鋼軌橫向相對位移時程Fig.5 Time-history curve of lateral displacement between behind bogie and left track of the 5th wagon

2.2　大風(fēng)災(zāi)害下的曲線路段列車脫軌全過程計算

為進(jìn)一步增強貨物列車車輪脫軌掉道檢測裝置的可靠性，分析大風(fēng)災(zāi)害下貨物列車在曲線線路上的脫軌機理、輪軌幾何接觸狀態(tài)及其相對位置是十分必要的。本文以某一曲線路段為例，考慮到受大風(fēng)災(zāi)害影響的鐵路一般位于北方平原地區(qū)，這里將最小曲線半徑取為400 m，線路全長500 m，其中直線部分長2×40 m，緩和曲線部分長2×60 m，圓曲線部分長300 m，外軌超高設(shè)為0.07 m。軌道結(jié)構(gòu)與直線路段相同。此系統(tǒng)豎向振動激振源和橫向振動激振源分別采用軌道豎向幾何不平順及構(gòu)架人工蛇形波。計算結(jié)果分別列于表5和表6所示。

表5　不同風(fēng)速下曲線路段貨物列車脫軌過程計算結(jié)果

表6　不同風(fēng)速下曲線路段貨物列車脫軌過程計算結(jié)果

在表5和表6中，各車軸右輪為運行在曲線線路的內(nèi)側(cè)(右側(cè))鋼軌上，而各車軸左輪運行在曲線線路的外側(cè)(左側(cè))鋼軌上。在脫軌系數(shù)、輪重減載率等欄中標(biāo)識與表2，表3和表4一致。

如表5和表6所示，各工況下，貨物列車最大車輪懸浮量均達(dá)到25 mm，列車發(fā)生脫軌?？紤]到篇幅有限，這里列出了風(fēng)速24.4 m/s，貨物列車速度70 km/h工況下的時程，其中車輪懸浮量時程曲線如圖6所示。

由圖6表明，列車在曲線線路上運行的車輪懸浮量起伏次數(shù)相比直線線路更多，其量值在達(dá)到25 mm之前也相對更大一些。由此說明，在曲線線路上列車運行穩(wěn)定性比在直線上差。

圖6　第5車第3軸左側(cè)車輪懸浮量時程Fig.6 Left wheel lift value time-history curve of the 3st axletree of the 5th wagon

同時，由表5和表6可知，貨物列車脫軌前，脫軌系數(shù)及輪重減載率最大值分別為6.67和1.0，均超過了規(guī)范中要求的限值1.2和0.65，并且車輪還出現(xiàn)了完全減載的現(xiàn)象；而在貨物列車脫軌瞬間，脫軌系數(shù)有時超過限值，如風(fēng)速24.4 m/s、貨物列車速度70 km/h工況下脫軌系數(shù)為2.17；但有時卻遠(yuǎn)小于限值，如風(fēng)速24.4 m/s、貨物列車速度60 km/h工況下脫軌系數(shù)為0.28。脫軌系數(shù)和輪重減載率時程如圖7和圖8所示。

圖7　第5車第3軸左側(cè)車輪脫軌系數(shù)時程Fig.7 Left wheel derailment coefficient time-history curve of the 3st axletree of the 5th wagon

圖8　第5車第3軸左側(cè)車輪輪重減載率時程Fig.8 Left wheel load reduction rate time-history curve of the 3st axletree of the 5th wagon

在表5和表6中，隨著車速及風(fēng)速的增大，轉(zhuǎn)向架搖頭角變化幅度依然較小，其變化范圍為4.23°~4.59°；而轉(zhuǎn)向架與鋼軌橫向相對位移則增大明顯，最大為87.3 mm。后轉(zhuǎn)向架搖頭角、后轉(zhuǎn)向架與左側(cè)鋼軌橫向相對位移時程曲線如圖9和圖10所示。

由圖9表明，轉(zhuǎn)向架搖頭角在直線部分的數(shù)值較?。辉诰徍颓€部分，其數(shù)值逐漸增大，直至貨物列車進(jìn)入圓曲線，此時，轉(zhuǎn)向架搖頭角變化緩慢。但相比2.1中的直線路段的相應(yīng)值要大得多。這是因為曲線線路的曲率(即曲線半徑變化)導(dǎo)致轉(zhuǎn)向架搖頭角發(fā)生變化。另外，由圖10表明，轉(zhuǎn)向架與鋼軌橫向相對位移也呈現(xiàn)出了轉(zhuǎn)向架搖頭角同樣的增大趨勢。由此說明，曲線半徑大小對轉(zhuǎn)向架與鋼軌橫向相對位移及轉(zhuǎn)向架搖頭角具有直接影響；列車在曲線線路上運行其橫向振動相比直線更加劇烈。

圖9　第5車后轉(zhuǎn)向架搖頭角時程Fig.9 Behind bogie yaw angle time-history curve of the 5th wagon

圖10　第5車后轉(zhuǎn)向架與左側(cè)鋼軌橫向相對位移時程Fig.10 Time-history curve of lateral displacement between behind bogie and left track of the 5th wagon

3結(jié)論

1)基于列車-軌道系統(tǒng)空間振動計算模型及列車脫軌能量隨機分析理論，提出大風(fēng)災(zāi)害下列車脫軌全過程計算方法。實現(xiàn)了運營速度下貨物列車在8~10級大風(fēng)環(huán)境中的脫軌全過程計算，分析了貨物列車脫軌機理、輪軌接觸狀態(tài)及其相對位置，為進(jìn)一步研發(fā)列車車輪脫軌掉道檢測裝置提供理論依據(jù)。

2)通過增大風(fēng)速，增加此系統(tǒng)輸入能量，相應(yīng)工況的最大車輪懸浮量均達(dá)到車輪脫軌幾何準(zhǔn)則25 mm，判定貨物列車脫軌。同時，保持風(fēng)速不變，增大車速后，對應(yīng)工況的最大車輪懸浮量也均達(dá)到25 mm。因此，隨風(fēng)速及車速的增大，此系統(tǒng)的輸入能量均會隨之增加，致使此系統(tǒng)橫向振動喪失穩(wěn)定，列車脫軌?？梢姶箫L(fēng)災(zāi)害引起此系統(tǒng)輸入能量的增加是導(dǎo)致貨物列車脫軌的主要原因。

3)列車在脫軌前，脫軌系數(shù)最大值高達(dá)9.74，輪重減載率最大值為1.0，車輪處于完全減載狀態(tài)；而在列車脫軌瞬間，脫軌系數(shù)和輪重減載率最大分別為6.77和0.88，最小為0.28和0.11。由此說明，脫軌系數(shù)和輪重減載率難以判斷列車是否脫軌。

4)隨著風(fēng)速增大和車速的提高，轉(zhuǎn)向架與鋼軌橫向相對位移增大明顯，但轉(zhuǎn)向架搖頭角變化較?。磺€線路上的轉(zhuǎn)向架搖頭角遠(yuǎn)大于直線上的相應(yīng)值，轉(zhuǎn)向架與鋼軌橫向相對位移也比直線上的相應(yīng)值更大。說明曲線半徑大小對轉(zhuǎn)向架與鋼軌橫向相對位移及轉(zhuǎn)向架搖頭角具有直接影響，也反映了曲線線路上列車橫向振動更加劇烈。

5)大風(fēng)災(zāi)害條件下，貨物列車在直線線路和曲線線路上脫軌時，轉(zhuǎn)向架搖頭角分別為0.10°~0.34°和4.23°~4.59°；轉(zhuǎn)向架與鋼軌橫向相對位移分別為56.3~81.1 mm和73.5~87.3 mm。本文采用上述2個指標(biāo)作為列車車輪脫軌掉道檢測裝置研發(fā)的基礎(chǔ)參數(shù)，主要有以下2方面的原因：一方面，考慮到列車車輪脫軌掉道檢測裝置的安裝問題，如果直接安裝在車輪上，不僅起不到控制列車脫軌的作用，反而容易影響列車的正常運營。另一方面，考慮轉(zhuǎn)向架與輪對直接相連，雖存在一定的誤差，但較其它部件更能反映列車在脫軌全過程中的輪軌相對位置。因此，建議將列車車輪脫軌掉道檢測裝置安裝在轉(zhuǎn)向架上。這樣，不僅可以避免該裝置對列車正常運行的影響，還可確保其在貨物列車車輪脫軌掉道的瞬間檢測到位并及時停車，將大風(fēng)災(zāi)害引起的貨物列車脫軌損失降到最低。

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(編輯蔣學(xué)東)

Analysis of freight train derailment course induced by gale disaster

GONG Kai1，XIANG Jun1，YU Cuiying1，MAO Jianhong1,2

(1.School of Civil Engineering，Central South University，Changsha 410075，China；

2.School of Civil Engineering and Architecture，East China Jiaotong University，Nanchang 330009，China)

Abstract:For the safe operation problem induced by gale disaster of freight train, the freight train derailment course calculation method under gale disaster was presented on the basis of the train-track system spatial vibration calculation model and the random energy analysis theory of train derailment.By taking the common gale disaster in China as the object, the whole freight train derailment course in 8~10 level of wind environment at the main speed were calculated respectively.The derailment mechanism, the wheel-rail contact state and the relative position between wheel and rail were analyzed.The results show that, with the increase of wind speed and train speed, the system input energy increased, that is the main reason for the freight train derailment induced by gale disaster.The relative lateral displacement between bogie and track is increased obviously, while the bogie yaw angle has small changes.Moreover, the train lateral vibration is more severe in curve, the bogie-track lateral relative displacement and the bogie yaw angle is greater than the corresponding value of straight line which the maximum value is 87.3mm and 4.59° relatively.The mechanism and data above can provide a reference for the detection device of wheel derailment, which can ensure the train to stop in time at the moment that train derailed.

Key words：railway track; the gale disaster; derailment mechanism；random energy analysis theory; wheel-rail geometry contact state

通訊作者：向俊(1968-)，男，湖南溆浦人，教授，博士，從事列車脫軌控制，列車-軌道(橋梁)系統(tǒng)空間振動及鐵路軌道結(jié)構(gòu)等研究;E-mail:Jxiang@csu.edu.cn

基金項目：國家自然科學(xué)基金委員會與神華集團有限公司聯(lián)合資助項目(U1261113)；高等學(xué)校博士學(xué)科點專項科研基金項目(20100162110022)；牽引動力國家重點實驗室開放課題資助項目(TPL0901；TPL1214)；江西省青年科學(xué)基金資助項目(20142BAB216003)

收稿日期：2015-04-08

中圖分類號：U213.2

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號：1672-7029(2015)06-1296-08