王愛彬 ，滕萬秀 ，羅仁

(1.中車長春軌道客車股份有限公司，吉林 長春 130062；2.西南交通大學 牽引動力國家重點實驗室,四川 成都 610031)*

?

70%低地板鉸接城軌車輛動態(tài)包絡線計算方法研究

王愛彬1，滕萬秀1，羅仁2

(1.中車長春軌道客車股份有限公司，吉林 長春 130062；2.西南交通大學 牽引動力國家重點實驗室,四川 成都 610031)*

根據(jù)70%低地板鉸接城軌列車特殊的結構形式，對CJJ96-2003《地鐵限界標準》予以修訂，制定出一套符合70%低地板鉸接車輛動態(tài)包絡線的計算公式.通過算例與動力學方法計算的動態(tài)包絡線對比，論證了該套公式的合理性.

低地板鉸接；動態(tài)包絡線；動力學；限界

0 引言

20世紀90年代以來，全球掀起了一股現(xiàn)代輕軌電車復興熱潮，中國現(xiàn)代輕軌電車市場也隨之不斷升溫，隨著軌道及輕軌電車技術的發(fā)展，鉸接低地板現(xiàn)代有軌電車在節(jié)能，環(huán)保、運能、速度、安全和舒適等運營性能上有著突出的表現(xiàn)，開始日益受到市場及行業(yè)的廣泛關注.由于現(xiàn)代輕軌電車大多穿梭在都市的道路及樓宇之間，需要大量修建軌道及配套基礎設施，因此，對于寸土寸金的城市土地來說，設計準確安全的限界顯的尤為重要.

有關軌道車輛限界制定及校核方法是從簡易到復雜，日漸成熟完善的過程.起初從結構限界校核車輛限界，到極限動態(tài)量的靜態(tài)限界校核[1-2]，最終發(fā)展到考慮軌道因素及車輛靜態(tài)和準靜態(tài)的全動態(tài)包絡線法[3-4].現(xiàn)國內(nèi)執(zhí)行較為成熟的限界標準JJ96-2003[5]標準是采用全動態(tài)包絡線制定而成，適用于常規(guī)四軸軌道車輛.其所采用的計算公式不能夠表述70%低地板鉸接輕軌車輛的運動姿態(tài)，故不能直接用于低地板城軌列車的限界校核.但目前為止，國內(nèi)還沒相關現(xiàn)代有軌電車動態(tài)包絡線的計算方法及標準發(fā)布，鉸接軌道車輛動態(tài)限界計算標準仍停留于研究探討階段.

本文參考CJJ96-2003《地鐵限界標準》及鉸接車輛之間的位置和姿態(tài)約束關系，針對常見70%低地板鉸接輕軌車輛，制定出了一種分析70%低地板鉸接輕軌車輛限界計算公式.本文以某城市70%低地板鉸接輕軌車輛為研究對象，通過輸入相關車輛及軌道參數(shù)，得到車輛的動態(tài)包絡線.再通過動力學方法[6]仿真出同種工況下車輛的動態(tài)包絡線，并將二者進行對比分析.

1 車輛限界計算方法

70%低地板鉸接輕軌列車編組型式如圖1所示.其運動特點主要在于單一轉向架的車輛結構不能限制車體相對于轉向架的轉動，需要采用雙拉桿等方法限制車體的搖頭角度.這里必須考慮二系允許搖頭角度，并以此確定車體相對于軌道中心線最大搖頭角度.如果二系沒有限制搖頭，那么只有通過前后車體的搖頭限制實現(xiàn)本車的搖頭限制.對于70%低地板輕軌列車，是通過中間拖車限制了車體的搖頭姿態(tài)，然后通過鉸接限制了前后車體的搖頭姿態(tài).

圖1 常用70%低地板鉸接輕軌車輛編組圖

通過上述特點，制定了70%低地板鉸接輕軌車輛的限界計算思路：先假定車體相對于轉向架構架沒有搖頭發(fā)生，計算單轉向架車輛的姿態(tài)和動態(tài)包絡線；再次，通過以上描述的車輛與轉向架及列車中車輛之間的搖頭計算，可以確定有搖頭限制的車輛極限搖頭角；最終，結合以上兩項計算本車斷面最大偏移量和動態(tài)包絡線.

針對2軸單轉向架車輛，先修改CJJ96-2003的公式，考慮除車體相對于轉向架構架無搖頭的車頭全動態(tài)包絡線.以下公式中未說明的參數(shù)與CJJ96-2003標準中參數(shù)的意義一致.同時依據(jù)車輛特殊的結構，部分車體的搖頭、點頭角度兩項參數(shù).

(1)車體橫向偏移計算公式：

其中，l 為輪對輪緣最小外側距(含輪緣最大磨耗)；d 為最大軌距(含鋼軌內(nèi)側面磨耗)；n 為計算斷面至相鄰車軸距離；p 為轉向架固定軸距；Δq1為轉向架軸箱軸承橫向游間；Δq2為車輪橫向彈性變形；Δq3為一系彈簧橫向彈性變形量；Δw1為中心銷徑向間隙及磨損量；Δw2為二系彈簧橫向靜態(tài)變形量；Δw3為二系彈簧橫向動態(tài)變形量；Δe 為軌道垂向彈性變形量；Ψmax為車體最大搖頭角；Δd 為輪對橫向制造誤差值.

上式中，一系、輪軌放大系數(shù)考慮軸距而非定距；二系不考慮放大系數(shù)；二系考慮最大搖頭角ymax，由于小角度假設，其引起的橫向偏移直接與n相乘；與CJJ96-2003標準相同所省略的公式主要是由車體安裝制造誤差及軌道高低偏差、車體不對稱載荷、風壓和車體橫向振動引起的車體傾斜所產(chǎn)生橫向偏移量.

(2)車體豎向向上偏移計算公式

由于前后車輛鉸接，對前后車體垂向位移有限制，所以，一系和二系垂向變形均只能改變車體整體的浮沉量，不能改變點頭.引入每輛車的最大允許點頭角.

αmaxn+后面與CJJ96-2003相同

其中,ΔMt9為車體銷外上翹/下垂量；ΔMt6為車輛地板面未能補賞的高度誤差值；ΔMt8為車體上部及安裝設備高度尺寸制造安裝誤差值；Δfp為轉向架一系彈簧垂向動撓度；Δfs為轉向架二系垂向動撓度；δc為線路中心線垂向位差值；αmax為車體最大點頭角.

上式中,一系、輪軌、二系不考慮放大系數(shù)；二系考慮最大點頭角amax，由于小角度假設，其引起的橫向偏移直接與n相乘；與CJJ96-2003標準相同所省略的公式主要是由車體安裝制造誤差及軌道高低偏差、車體不對稱載荷、風壓和車體橫向振動引起的車體傾斜所產(chǎn)生垂向偏移量.

(3)車體之外的部件計算公式

轉向架、簧下、車輪、受流器計算公式和CJJ96完全相同.受電弓橫向公式和以上車體公式相同，垂向公式和CJJ96相同.

2 計算模型及分析

選用某市70%低地板鉸接車輛為研究對象，計算斷面選取動車斷面，車輛斷面如圖2所示，計算所需的主要限界參數(shù)如表1所示.

圖2 某市70%低地板鉸接車輛車體斷面圖

車體相對與轉向架的點頭角度也可以根據(jù)鉸接結構得到，車輛垂向運動關系如圖3所示.這里僅考慮由于車輛本身的原因引起的車體間的相對點頭角度.

根據(jù)懸掛參數(shù)計算，在相對點頭情況，拖車車體在轉向架中心最大下降量為0.0128 rad；在相反點頭情況，右端整車的點頭角度為0.013 2 rad.

由二系懸掛參數(shù)及結構，可得車體的相對搖頭角為0.008 rad.

圖3 車體相對轉向架點頭角示意圖

依據(jù)上述限界參數(shù)和車體輪廓，通過修正公式計算車輛在空重車及有、無風(風壓400N/m2)情況下的四種工況動態(tài)包絡線.計算所得結果如圖4所示.

圖4 公式法限界計算結果

3 動力學仿真對比分析

為了驗證上述計算的合理性，把該低地板鉸接車計算結果與動力學仿真的限界計算結果進行對比.

由于動力學限界計算方法始終未統(tǒng)一標準，本章節(jié)使用的限界計算方法主要為：將CJJ96-2003計算方法與動力學計算相結合，通過動力學計算得到CJJ96-2003標準中不容易確定的懸掛變形和輪軌間隙，再利用CJJ96-2003標準計算制造、安裝定位和維護誤差引起的偏移量，然后累加得到車輛動態(tài)包絡線.

通過動力學仿真軟件SIMPACK建立鉸接列車動力學模型，如圖5所示，設置轉向架止擋，非線性彈性懸掛和連接車鉤剛度，考慮軌道不平順等因素，計算車輛動態(tài)偏移量.

圖5 動力學模型

在上述空車、重車和無風、有風工況下，考察兩種算法下的一致性.詳見圖6所示，其中差值為公式計算結果與動力學仿真計算結果相減值.

(a) 橫向

(b)垂向

通過兩種計算方法結果對比發(fā)現(xiàn)：

(1)公式計算時，由于參數(shù)選用較為保守的極限參數(shù)，且未考慮車輛二系橫向止擋及垂向止擋，車體的側滾與橫向運動過分疊加，橫向偏移量相比于動力學法偏大；

(2)在大風工況下，由于公式中風壓以均方根運算形式參與到限界計算中，因此風力對限界計算影響效果較小，橫向偏移量相比于動力學法偏小.

(3)且由于參數(shù)選用較為保守原因，公式法的車體垂向偏移相比于動力學法普遍偏大.

4 結論

根據(jù)70%低地板鉸接列車結構特性，本文提供了一種計算常規(guī)70%低地板鉸接車輛動態(tài)包絡線的方法： 依據(jù)現(xiàn)有CJJ96-2003限界標準修改限

界計算公式，使其適用于兩軸單轉向架車輛；計算公式中增加考慮車輛的極限點頭角和搖頭角.

由于該改進公式的源于CJJ96-2003標準，因此仍存在車體側滾及橫移過分疊加和大風影響效果小等弊端.但此公式計算簡便快捷，且與實際動力學仿真結果相比，整體偏于保守，因此可用于實際設計指導中.

[1]UIC 505-1-2006. Railway transport stock Rolling stock construction gauge [S]. France: International Union of Railways, 2006.

[2]UIC 505-4-2007. Effects of application of the kinematic gauges defined in the 505 series of UIC Leaflets on the positions of structures in relation to the tracks and of the tracks in relation to each other [S].[s.l.]:[s.n.],2007.

[3]羅湘萍.全動態(tài)包絡線地鐵車輛限界研究[J].鐵道車輛,1997,35(9):38-42.

[4]滕萬秀，程亞軍.車輛限界計算方法對比研究[J].都市快軌交通,2009,22(4):40-45.

[5]中華人民共和國建設部.CJJ 96-2003 地鐵限界標準[S].北京：中國建筑工業(yè)出版社，2003.

[6]羅仁，董浩，干鋒，等.鐵道車輛動態(tài)包絡線計算方法研究[J].鐵道車輛,2014,52(3):1-5.

Research of 70% Floor Articulated Urban Rail Vehicle Dynamic Envelope Calculation

WANG Aibin1, TENG Wanxiu1, LUO Ren2

(1.CRRC Changchun Railway Vehicle Co. ,Ltd, Changchun 130062, China; 2.Traction Power State Key Laboratory，Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China)

According to the special structure of 70% floor articulated urban rail vehicle, the CJJ96-2003 "standard of metro margin" was revised to set a new dynamic envelope computation formula of 70% floor articulated urban rail vehicle. By comparing with the dynamic envelope calculation method of vehicle dynamics, it is demonstrated that this formula is rational.

articulated urban rail vehicle; dynamic envelope; dynamic; kinematic envelope

1673-9590(2016)04-0042-04

2015-10-21

王愛彬(1987 -)，男，工程師，碩士研究生，主要從事動力學分析及限界的研究E-mail:wangaibin@cccar.com.cn.

A