吳寧，寸冬冬

（1. 中國鐵道科學研究院 機車車輛研究所，北京 100081；2. 北京縱橫機電技術開發(fā)公司，北京 100094）

大風環(huán)境下動車組行車車載控制參數(shù)研究

吳寧1，寸冬冬2

（1. 中國鐵道科學研究院 機車車輛研究所，北京 100081；2. 北京縱橫機電技術開發(fā)公司，北京 100094）

由于車體輕量化設計和運行速度的提高，與普速列車相比氣動載荷對動車組的擾動效應更強，動車組在大風環(huán)境下的運行穩(wěn)定性問題凸顯。分析大風環(huán)境下動車組運行穩(wěn)定性，結合實車試驗和仿真計算，研究車體振動參數(shù)與運行穩(wěn)定性指標的關聯(lián)性，提出以車體橫向加速度導數(shù)和側滾角速度作為大風環(huán)境下動車組車載關鍵控制參數(shù)，二者在很大程度上能夠反映大風環(huán)境下動車組爬軌安全性和傾覆安全性?？紤]到一定的安全裕量，動車組車體橫向加速度導數(shù)和側滾角速度的限值分別確定為8 m/s3和5 °/s。

大風；動車組；穩(wěn)定性；控制參數(shù)；車體橫向加速度導數(shù)；側滾角速度

0 引言

隨著動車組車體輕量化設計的發(fā)展和運行速度的提高，氣動載荷對動車組的擾動效應更加明顯，動車組在大風環(huán)境下運行的安全性和舒適性問題凸顯[1]。為保證列車運行安全性和乘坐舒適性，提高運輸效率，我國在高速鐵路大風常發(fā)地段修建有擋風墻等防風設施，沿線安裝大風預警系統(tǒng)，并進行了大風環(huán)境下動車組動力學、空氣動力學等研究性試驗，對大風環(huán)境下動車組的開行方案進行了探索。試驗表明：大風區(qū)段設置擋風墻后起到了良好的防風效果，大風環(huán)境下動車組在一般擋風墻區(qū)段運行時的運行穩(wěn)定性和乘坐舒適性均得到了明顯改善。但另一方面，在個別路基-路塹防風設施過渡段等突變風場位置車體承受氣動載荷波動明顯，導致車體出現(xiàn)劇烈瞬態(tài)振動，乘坐舒適性惡化，并嚴重影響動車組的運行穩(wěn)定性[2-3]。在設置擋風墻后，如何控制行車方式以實現(xiàn)少停輪、少限速的運營目標成為亟待解決的問題。

目前，大風環(huán)境下動車組的行車方案基于大風預警系統(tǒng)在沿線測風點的實測風速確定，根據(jù)風區(qū)沿線測風點的風速確定動車組是否能夠在風區(qū)運行及在風區(qū)的運行速度。這顯然是一種開環(huán)的控制方式，動車組進入風區(qū)的運行速度依賴于進入風區(qū)之前的測風點風速數(shù)據(jù)，使行車與風速的對應關系存在一定滯后，帶來一定安全隱患。另一方面，動車組運行過程中經(jīng)歷的貼地風場復雜多變，測風點的風速并不能反映通過過渡段時劇烈變化的氣動載荷產(chǎn)生的瞬時沖擊對動車組運行穩(wěn)定性的影響。因此，研究基于車載控制參數(shù)的大風環(huán)境下動車組運行閉環(huán)控制方式是很有必要的。

采用實車試驗和仿真計算相結合的方法，分析過渡段突變荷載作用下動車組運行穩(wěn)定性問題；考慮現(xiàn)有車載測試技術的可靠性、穩(wěn)定性，對比車體振動參數(shù)與行車安全性之間的關聯(lián)關系，初步確定動車組運行穩(wěn)定性的車載控制參數(shù)。

1 大風環(huán)境下動車組運行穩(wěn)定性分析

國內外學者對大風環(huán)境下鐵道車輛的行車安全性做過大量研究，主要以仿真計算和風洞試驗為主，重點研究了恒定風速橫風作用下鐵道車輛的行車安全性[4-11]。這方面的研究一般均以輪重減載率和傾覆系數(shù)作為車輛運行穩(wěn)定性的表征參數(shù)，即將橫風作用下車輛運行穩(wěn)定性的失效模式認定為車輛傾覆。然而，通過試驗發(fā)現(xiàn)防風設施過渡段位置（如路塹-路基過渡段、隧道口等）是動車組運行穩(wěn)定性的薄弱環(huán)節(jié)，由于上述位置風場的非均勻分布，動車組通過時車體會受到突變的橫向氣動載荷擾動，這種擾動引起的車體振動響應通過車輛懸掛向下傳遞，影響輪軌力的變化，造成脫軌系數(shù)、輪重減載率、傾覆系數(shù)等運行穩(wěn)定性指標較大甚至超限[2]。在突變風載作用下，動車組有可能出現(xiàn)向背風側傾覆和向迎風側爬軌2種形式的運行穩(wěn)定性失效模式。選取工況1和工況2兩個具有代表性的過渡段試驗數(shù)據(jù)進行分析，2種工況下的車速、頭車車體兩側最大壓差、風載作用時間見表1，車體兩側壓差在一定程度上反映了風載的大小。

表1 2種工況下的車速和所受的外部風載

工況1動車組頭車一位轉向架的實測脫軌系數(shù)和輪重減載率的數(shù)值變化見圖1?？梢钥闯觯阂惠S迎風側車輪脫軌系數(shù)明顯大于其他車輪，達到0.86，而其他車輪最大值為0.31；迎風側車輪減載，背風側車輪增載，減載率最大值為0.52，一軸和二軸的幅值大小相當。

圖1 工況1動車組頭車一位轉向架的實測脫軌系數(shù)和輪重減載率

工況2動車組頭車一位轉向架實測脫軌系數(shù)和輪重減載率的數(shù)值變化見圖2?？梢钥闯觯憾S背風側車輪脫軌系數(shù)略大于其他車輪，最大值為0.41；迎風側車輪減載，背風側車輪增載，二軸減載率稍大于一軸，最大值達到0.92。

結合2種工況的風載特征及車速，對比其動力學響應可以看出：當列車速度較低，風載作用時間較長時，風載增大到一定程度會使動車組產(chǎn)生向背風側傾覆的穩(wěn)定性失效模式；當列車速度較高，風載作用時間較短時，風載增大到一定程度會使動車組產(chǎn)生向迎風側車輪爬軌的失效模式。因此，動車組運行穩(wěn)定性車載控制參數(shù)必須兼顧這兩種穩(wěn)定性失效模式，特別是車輪向迎風側爬軌的穩(wěn)定性失效模式，其所需的風載大小及作用時間更容易滿足，在實際動車組運行過程中發(fā)生的概率相對較大。

2 大風環(huán)境下動車組列車動力學模型

為了結合試驗數(shù)據(jù)對車載控制參數(shù)與安全性指標的關聯(lián)性進行驗證，建立動車組列車動力學模型。計算采用的風載是由試驗實測車體兩側壓差綜合解析而得到的。

采用與試驗一致的動車組動力學參數(shù)，建立包括頭車、中間車和尾車3節(jié)車的列車動力學計算模型（見圖3）。模型包括車體、牽引裝置、構架、軸箱、輪對、一系懸掛裝置、二系懸掛裝置、抗蛇形減振器、抗側滾扭桿、橫向止擋以及車鉤裝置，共計156個自由度，模型中考慮了一系、二系阻尼以及橫向止擋的非線性特性。輪軌接觸采用經(jīng)典的Hertz接觸理論，蠕滑力計算采用Kalker簡化非線性理論方法，車輪踏面型面采用實車車輪型面，鋼軌型面為標準60 kg/m軌，軌底坡為1∶40。

圖3 列車動力學計算模型

3 大風環(huán)境下動車組運行安全性車載控制參數(shù)

3.1 確定原則

大風環(huán)境下動車組行車車載控制參數(shù)用于大風環(huán)境下動車組的行車控制。穩(wěn)定性指標脫軌系數(shù)和輪重減載率等均需要在動車組上換裝測力輪對進行直接測量，由于測力輪對在日常維護、應用管理等方面的特殊性，難以在運營動車組上實現(xiàn)。因此應通過合理的統(tǒng)計分析和理論分析，確定能夠反映大風環(huán)境下動車組運行安全性的車載參數(shù)，作為控制動車組運行狀態(tài)的輸入?yún)?shù)，實現(xiàn)運營動車組在大風環(huán)境下運行穩(wěn)定性的在線評估。確定大風環(huán)境下動車組行車控制參數(shù)應遵循以下原則：（1）能夠在運營動車組上進行在線測試和評估；（2）應比較準確、全面地反映大風環(huán)境對動車組運行穩(wěn)定性的影響；（3）該參數(shù)的測試技術成熟，包括傳感器在內的測試系統(tǒng)穩(wěn)定、可靠。

事實上，與一般情況下由線路因素或走行部狀態(tài)導致的運行安全性問題不同，大風環(huán)境下車體的振動參數(shù)和輪軌力參數(shù)的因果關系正好相反。即車體振動是輸入項，輪軌力參數(shù)是響應項，因此采用車體的振動參數(shù)作為運行安全性的表征參數(shù)是合理的。根據(jù)前文分析，大風環(huán)境下動車組運行穩(wěn)定性應通過脫軌系數(shù)和輪重減載率的數(shù)值直接反映。因此，判斷某個車載參數(shù)是否能夠準確反映動車組的運行穩(wěn)定性可依據(jù)其與脫軌系數(shù)和輪重減載率指標的相關性來進行。

3.2 與安全性指標關聯(lián)性分析

從工程技術的角度考慮，將加速度和角速度作為車載關鍵控制參數(shù)是容易實現(xiàn)的。另一方面，大風環(huán)境下車體橫向振動和側滾振動是引起輪軌力變化的主要原因，同時輪軌力的變化又會通過車輛懸掛反饋在車體橫向加速度和側滾角速度上。因此，選擇車體橫向加速度和側滾角速度作為直接的車載控制參數(shù)或作為車載控制參數(shù)的輸入項，無論從工程實現(xiàn)的角度還是在原理上都是可行的。

在大風導致脫軌系數(shù)超限或數(shù)值較大的情況下，車體橫向加速度均存在明顯的振蕩，出現(xiàn)明顯的反相位突變（見圖4）。一般情況下，這種反相位突變會導致其導數(shù)出現(xiàn)較大的值，即車體的橫向沖動（車體橫向加速度的導數(shù)）與脫軌系數(shù)可能存在很好的相關性。

圖4 脫軌系數(shù)大值點處動力學響應變化

利用建立的動車組列車動力學模型，計算給出各個動力學指標的數(shù)值，對上述推論進行驗證。具體計算結果見表2。

表2 不同橫向風載作用下動力學指標最大值

將表2中各項動力學參數(shù)計算結果進行歸一化處理，對比其隨橫向風載增大的變化趨勢（見圖5）。從圖中可以看出：車體橫向沖動與脫軌系數(shù)的變化趨勢最為相近，相對于其他參數(shù)，車體橫向沖動與脫軌系數(shù)的相關性最好，可以考慮將車體橫向沖動作為大風環(huán)境下動車組行車車載關鍵控制參數(shù)。此外，車體側滾角速度與輪重減載率的變化趨勢也有較好的相似性。

圖5 不同橫向風載作用下車輛動力學響應最大值歸一化曲線

3.3 參數(shù)確定

基于上述研究，利用試驗數(shù)據(jù)對車體振動參數(shù)和運行穩(wěn)定性指標的對應關系進行統(tǒng)計分析。大風區(qū)段和道岔區(qū)段車體橫向沖動和脫軌系數(shù)的散點對應分布分別見圖6和圖7，大風區(qū)段和道岔區(qū)段車體側滾角速度和輪重減載率的散點對應分布分別見圖8和圖9。圖中大風區(qū)段的散點總數(shù)為2 173個，道岔區(qū)段散點總數(shù)為498個。參照UIC518—2009關于采用車體加速度進行安全性評判的濾波方法，車體橫向沖動和側滾角速度均采用6 Hz濾波。

圖6 大風區(qū)段車體橫向沖動相對于脫軌系數(shù)的散點分布

不難看出：（1）在大風作為主要影響因素的條件下，車體橫向沖動與脫軌系數(shù)具有較好的相關性，若將6 Hz濾波后的車體橫向沖動限值確定為8 m/s3，以脫軌系數(shù)限值0.8作為安全性是否符合要求的標準，無漏判點出現(xiàn)，漏判率為0；共有8個誤判點，僅占散點總數(shù)的0.36%。在線路條件（道岔）作為主要影響因素的條件下，則不會出現(xiàn)誤判點。即選擇車體橫向沖動作為行車關鍵控制參數(shù)既能較好地間接反映大風環(huán)境下動車組的爬軌安全性，又能很好地屏蔽線路因素的影響，不會造成動車組正常側向進出道岔時的誤判。（2）大風環(huán)境下車體側滾角速度與輪重減載率具有很好的相關性，若將6 Hz濾波后的車體側滾角速度限值確定為5°/s，以輪重減載率限值0.8作為安全性是否符合要求的標準，無漏判點出現(xiàn)，僅有7個誤判點。即選擇車體側滾角速度作為行車關鍵控制參數(shù)較好地間接反映了大風環(huán)境下動車組的傾覆安全性。

圖7 道岔區(qū)段車體橫向沖動相對于脫軌系數(shù)的散點分布

圖8 大風區(qū)段車體側滾角速度相對于輪重減載率的散點分布

圖9 道岔區(qū)段車體側滾角速度相對于輪重減載率的散點分布

綜上所述，車體橫向沖動和側滾角速度能夠在很大程度上分別反映大風環(huán)境下動車組爬軌安全性和傾覆安全性，宜將車體橫向沖動和車體側滾角速度作為大風環(huán)境下動車組行車關鍵控制參數(shù)，對于分析的動車組，考慮到一定的安全裕量，限值可以分別確定為8 m/s3和5°/s。另一方面，由于與運行安全性指標并不完全對應，存在一定的隨機性，車體橫向沖動和側滾角速度并不能完全替代安全性指標作為大風環(huán)境下動車組運行安全性的評判指標。

4 結論

（1）在突變風載作用下，動車組存在向背風側傾覆和向迎風側爬軌2種形式的運行穩(wěn)定性失效模式。動車組在大風環(huán)境下的運行安全性除傳統(tǒng)認知中的傾覆穩(wěn)定性之外，還應關注突變風載作用下車輪爬軌脫軌的可能。

（2）通過仿真計算和試驗實測結果的綜合分析，提出了以車體橫向加速度導數(shù)和側滾角速度作為大風環(huán)境下動車組車載關鍵控制參數(shù)，二者在很大程度上能夠分別反映大風環(huán)境下動車組爬軌安全性和傾覆安全性，對于分析的動車組，考慮到一定的安全裕量，6 Hz濾波后的限值分別確定為8 m/s3和5 °/s。

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On EMU Train Operation & Load-carrying Control Parameters in High Wind Environment

WU Ning1，CUN Dongdong2
（1. Locomotive & Car Research Institute，China Academy of Railway Sciences，Beijing 100081，China；2. Beijing Zongheng Electro-Mechanical Technology Development Co，Beijing 100094，China）

Due to lightweight design of the train body and increase of running speed of the train, aerodynamic load exerts a stronger perturbing effect on EMU trains than on conventional speed ones, thus the operational stability of EMU trains running in high wind becomes an issue. Based on tests on real trains and simulation calculation, this paper examines operation stability of EMU trains running in high wind and the relationship between vibration parameters and the running stability indexes of the train body, puts forward the idea that the train body lateral acceleration derivative and the side-roll angular speed, which to a large extent are able to show safety in terms of rail-climbing and overturning of EMU trains in high wind, shall be the EMU train loadcarrying key control parameters. Taking into account the safety margin, the paper concludes that the train body lateral acceleration derivative and side-roll angular speed shall be 8 m/s3and 5 °/s respectively.

high wind；EMU；stability；control parameters；train body lateral acceleration derivative；sideroll angular speed

U270.1+1

A

1001-683X（2017）11-0082-06

10.19549/j.issn.1001-683x.2017.11.082

中國鐵路總公司科技研究開發(fā)計劃項目（2015T002-C）

吳寧（1980—），男，副研究員，碩士。E-mail：buxzhewn@sina.com

責任編輯 李鳳玲

2017-01-16