宋志坤，王 皓，胡曉依，孫 琛，成 棣,李 強(qiáng)

(1.北京交通大學(xué) 機(jī)械與電子控制工程學(xué)院，北京 100044;2.中國(guó)鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司 鐵道科學(xué)技術(shù)研究發(fā)展中心，北京 100081)

轉(zhuǎn)臂式軸箱定位方式由于結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)潔、各向定位剛度選取獨(dú)立與方便被各型動(dòng)車(chē)組廣泛運(yùn)用。轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)由芯軸、橡膠彈簧、套筒組成，用以連接輪對(duì)與轉(zhuǎn)向架從而傳遞牽引與制動(dòng)力。但是隨著橡膠轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)服役里程增加，受列車(chē)運(yùn)行時(shí)產(chǎn)生的機(jī)械應(yīng)力以及惡劣的環(huán)境因素影響，轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)橡膠彈簧會(huì)發(fā)生老化或疲勞現(xiàn)象，使轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度發(fā)生改變，從而影響車(chē)輛動(dòng)力學(xué)性能。

文獻(xiàn)[1]針對(duì)CRH2型動(dòng)車(chē)組軸箱轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了60萬(wàn)km服役里程下剛度測(cè)試并進(jìn)行了定位節(jié)點(diǎn)殘余壽命分析。文獻(xiàn)[2]仿真研究了在不同踏面類(lèi)型條件下軸箱定位剛度對(duì)車(chē)輛動(dòng)力學(xué)性能的影響。文獻(xiàn)[3]研究了變剛度轉(zhuǎn)臂定位節(jié)點(diǎn)對(duì)車(chē)輛動(dòng)力學(xué)性能的影響，推導(dǎo)了變剛度模型的運(yùn)動(dòng)方程，研究了激擾頻率和幅值對(duì)模型動(dòng)態(tài)剛度的影響規(guī)律。文獻(xiàn)[4]通過(guò)單軸、雙軸與平面拉伸試驗(yàn)，研究了橡膠隔振器的靜態(tài)性能。文獻(xiàn)[5]分析了轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)及失效原因，并根據(jù)轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)的運(yùn)行情況，利用ABAQUS軟件進(jìn)行仿真分析和結(jié)構(gòu)改進(jìn)。文獻(xiàn)[6]針對(duì)CW-2系列轉(zhuǎn)向架的故障問(wèn)題，提出轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)垂向剛度是導(dǎo)致其發(fā)生的原因之一。文獻(xiàn)[7]通過(guò)建立懸掛參數(shù)失效模型，進(jìn)行新車(chē)輪、磨耗車(chē)輪匹配新軌時(shí)懸掛參數(shù)失效的動(dòng)力學(xué)計(jì)算，提出車(chē)輛動(dòng)力學(xué)性能應(yīng)考慮輪軌磨耗的影響。文獻(xiàn)[8]以實(shí)測(cè)車(chē)輪磨耗廓形為依據(jù)，建立單車(chē)動(dòng)力學(xué)模型進(jìn)行車(chē)輛穩(wěn)定性計(jì)算表明，一系定位縱向剛度在車(chē)輪磨耗前后對(duì)車(chē)輛穩(wěn)定性均有較大影響。

但目前的研究對(duì)120萬(wàn)km服役后的轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度變化范圍尚未考慮，并且針對(duì)轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度改變對(duì)動(dòng)力學(xué)影響研究只針對(duì)標(biāo)準(zhǔn)輪軌匹配方式，對(duì)列車(chē)在實(shí)際線(xiàn)路上運(yùn)行所出現(xiàn)的軌面廓形偏差所造成的輪軌匹配差異以及服役動(dòng)車(chē)組抗蛇行減振器種類(lèi)的差異也尚未涉及。本文利用SIMPACK軟件建立CRH3型高速動(dòng)車(chē)組動(dòng)力學(xué)模型，對(duì)實(shí)測(cè)120萬(wàn)km轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度變化數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)與分析，確定服役轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度變化范圍，通過(guò)仿真計(jì)算得到縱、橫向剛度變化對(duì)標(biāo)準(zhǔn)輪軌匹配下車(chē)輛動(dòng)力學(xué)性能影響。同時(shí)，考慮實(shí)際運(yùn)營(yíng)時(shí)不同服役里程下車(chē)輪磨耗踏面、鋼軌廓形差異以及在役抗蛇行減振器種類(lèi)，研究轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度變化對(duì)車(chē)輛動(dòng)力學(xué)指標(biāo)的影響。

1 轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度測(cè)試及分析

本文所研究轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)為凹球形轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)，縱向剛度主要表現(xiàn)在橡膠彈簧壓縮作用，橫向剛度主要表現(xiàn)于橫向的壓縮與剪切作用。對(duì)于新品轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)，標(biāo)準(zhǔn)縱向剛度為120 MN/m，橫向剛度為12.5 MN/m，出廠(chǎng)新品剛度要求為標(biāo)準(zhǔn)剛度± 15%，轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)舊品剛度要求范圍為標(biāo)準(zhǔn)剛度± 20%。初步計(jì)算表明節(jié)點(diǎn)橫向剛度在標(biāo)準(zhǔn)剛度±20%變化范圍內(nèi)，轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)橫向剛度的增加，對(duì)動(dòng)力學(xué)指標(biāo)相對(duì)縱向剛度變化的影響要小得多[9]，因此本文重點(diǎn)研究節(jié)點(diǎn)縱向剛度變化的影響。對(duì)145個(gè)服役120萬(wàn)km轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)進(jìn)行縱向剛度測(cè)試，具體測(cè)試裝置如圖1所示。測(cè)試方法為：通過(guò)加載預(yù)壓力100 N以彌補(bǔ)測(cè)試部件與被測(cè)元件的間隙，再加載至130 kN后卸載至預(yù)載荷，循環(huán)3次，加、卸載速度均為2 mm/min。通過(guò)測(cè)試儀器獲得第三個(gè)循環(huán)的加載過(guò)程中載荷變化量ΔF以及縱向位移量ΔS，計(jì)算得到轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度值[10]。120萬(wàn)km轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向靜剛度測(cè)試結(jié)果如圖2、圖3所示。服役120萬(wàn)km轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度范圍分布在90～150 MN/m之間，絕大部分測(cè)試轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)符合舊品標(biāo)準(zhǔn)；測(cè)試縱向剛度變化率范圍為-15%～10%，分布近似呈現(xiàn)正態(tài)分布，變化率主要集中在-10%～0%之間。

圖1 靜剛度測(cè)試

圖2 縱向剛度分布

圖3 縱向剛度變化率分布

為研究服役轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度變化對(duì)車(chē)輛運(yùn)行動(dòng)力學(xué)性能的影響，前期在實(shí)際運(yùn)營(yíng)線(xiàn)路中選取了一列CRH3型高速動(dòng)車(chē)組進(jìn)行線(xiàn)路試驗(yàn)。該列車(chē)轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)服役里程為100萬(wàn)km，通過(guò)測(cè)試得到更換轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)前后經(jīng)過(guò)同一區(qū)段的軸箱振動(dòng)加速度與構(gòu)架振動(dòng)加速度。加速度傳感器安裝在軸箱端蓋處以及位于軸箱正上方的構(gòu)架部位。對(duì)測(cè)試結(jié)果進(jìn)行1 000 Hz低通濾波，得到軸箱以及構(gòu)架處振動(dòng)加速度如圖4、圖5所示。

圖4 軸箱加速度對(duì)比

圖5 構(gòu)架加速度對(duì)比

通過(guò)圖4、圖5可以看出，更換轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)后，軸箱處的垂向加速度、橫向加速度最大值以及有效值均呈下降趨勢(shì)，構(gòu)架垂向加速度最大值及有效值增大，而橫向加速度大幅度減小，最大降幅達(dá)到27%。由線(xiàn)路試驗(yàn)可知，更換轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)會(huì)影響軸箱以及構(gòu)架處的振動(dòng)響應(yīng)，從而影響車(chē)輛動(dòng)力學(xué)性能。但由于線(xiàn)路試驗(yàn)受環(huán)境因素影響較大，并且線(xiàn)路條件千差萬(wàn)別，故考慮實(shí)際運(yùn)營(yíng)時(shí)的輪軌匹配狀態(tài)以及抗蛇行減振器種類(lèi)研究服役周期內(nèi)轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度變化對(duì)車(chē)輛運(yùn)行性能的影響具有一定的現(xiàn)實(shí)意義。

2 動(dòng)力學(xué)模型的建立及驗(yàn)證

目前多體仿真軟件能夠較為準(zhǔn)確地模擬車(chē)輛實(shí)際運(yùn)營(yíng)工況，克服了線(xiàn)路試驗(yàn)成本高、耗時(shí)長(zhǎng)的缺點(diǎn)，故本文選擇SIMPACK軟件仿真分析服役轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度對(duì)高速動(dòng)車(chē)組動(dòng)力學(xué)性能的影響規(guī)律。為避免電機(jī)與齒輪箱的影響，在SIMPACK軟件中建立拖車(chē)的多體動(dòng)力學(xué)模型，模型包括1個(gè)車(chē)體、2個(gè)構(gòu)架、4個(gè)輪對(duì)、8個(gè)軸箱轉(zhuǎn)臂，其中軸箱轉(zhuǎn)臂只考慮點(diǎn)頭運(yùn)動(dòng)這1個(gè)自由度，其余均為6個(gè)自由度，共15個(gè)剛體、50個(gè)自由度。轉(zhuǎn)臂與構(gòu)架連接處即為轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)，此處用1個(gè)帶有三向剛度、三向阻尼和扭轉(zhuǎn)剛度的點(diǎn)力元模擬轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)特性，建立的CRH3型高速動(dòng)車(chē)組動(dòng)力學(xué)模型如圖6所示。

圖6 車(chē)輛系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型

利用文獻(xiàn)[11]中線(xiàn)路工況進(jìn)行仿真計(jì)算，在時(shí)域及頻域內(nèi)對(duì)車(chē)體與構(gòu)架加速度進(jìn)行比較，仿真結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果在時(shí)域波形上基本一致，并且具有一致的振動(dòng)主頻。

3 動(dòng)力學(xué)仿真計(jì)算及分析

利用臨界速度能夠較為準(zhǔn)確評(píng)判車(chē)輛動(dòng)力學(xué)穩(wěn)定性，并且車(chē)輛動(dòng)力學(xué)系統(tǒng)是一個(gè)非線(xiàn)性系統(tǒng)，計(jì)算非線(xiàn)性臨界速度能夠充分考慮各結(jié)構(gòu)部件對(duì)車(chē)輛運(yùn)行產(chǎn)生的非線(xiàn)性影響，使結(jié)果更加符合實(shí)際。非線(xiàn)性臨界速度計(jì)算方法為在軌道的初始端施加一段實(shí)測(cè)軌道譜，讓動(dòng)車(chē)組動(dòng)力學(xué)模型以高速通過(guò)該路段，使之產(chǎn)生蛇行運(yùn)動(dòng)，再以一定減速度通過(guò)無(wú)激勵(lì)軌道，判斷使蛇行運(yùn)動(dòng)極限環(huán)收斂到一定值(本文取1 mm)的最高速度，即為非線(xiàn)性臨界速度。由線(xiàn)路試驗(yàn)可知，更換轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)前后對(duì)構(gòu)架橫向加速度影響較大，但線(xiàn)路試驗(yàn)易受環(huán)境因素影響，為深入研究轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度對(duì)構(gòu)架橫向振動(dòng)以及動(dòng)力學(xué)性能的影響，結(jié)合動(dòng)力學(xué)仿真計(jì)算，根據(jù)高速動(dòng)車(chē)組整車(chē)試驗(yàn)規(guī)范，將構(gòu)架橫向加速度進(jìn)行0.5～10 Hz帶通濾波后，獲得振動(dòng)加速度幅值。Sperling指標(biāo)數(shù)值用于評(píng)價(jià)車(chē)輛運(yùn)行平穩(wěn)性，根據(jù)GB/T 5599計(jì)算方法，以車(chē)輛Sperling橫向平穩(wěn)性為評(píng)價(jià)指標(biāo)分析服役轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度變化對(duì)車(chē)輛運(yùn)行平穩(wěn)性的影響。若Sperling橫向平穩(wěn)性數(shù)值小于2.5，則判斷列車(chē)運(yùn)行平穩(wěn)性等級(jí)為優(yōu)。踏面的鏇修以及車(chē)輪的更換與輪軌磨耗關(guān)系緊密，本文選取磨耗指數(shù)作為評(píng)判參考標(biāo)準(zhǔn)，研究轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度變化對(duì)車(chē)輛輪軌磨耗的影響。

3.1 服役轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度變化對(duì)車(chē)輛動(dòng)力學(xué)影響分析

轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)舊品剛度要求范圍為標(biāo)準(zhǔn)剛度± 20%，即轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)舊品縱向剛度范圍為96～144 MN/m，橫向剛度10～15 MN/m。結(jié)合實(shí)測(cè)120萬(wàn)km轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度變化范圍，在仿真計(jì)算時(shí)，將縱向剛度仿真工況擴(kuò)展至90～150 MN/m，橫向剛度為10～16 MN/m，以完全滿(mǎn)足服役120萬(wàn)km范圍內(nèi)轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度變化要求。車(chē)輛運(yùn)行時(shí)安裝T70抗蛇行減振器并以60N標(biāo)準(zhǔn)廓形鋼軌與S1002CN鏇修新輪進(jìn)行匹配，得到非線(xiàn)性臨界速度以及以300 km/h通過(guò)帶有京滬實(shí)測(cè)激勵(lì)譜的直線(xiàn)線(xiàn)路時(shí)的Sperling指標(biāo)、磨耗指數(shù)、構(gòu)架橫向加速度幅值如圖7～圖10所示。

圖7 非線(xiàn)性臨界速度

圖8 Sperling平穩(wěn)性指標(biāo)

圖9 磨耗指數(shù)

圖10 構(gòu)架橫向加速度幅值

由圖7～圖10可知，60N標(biāo)準(zhǔn)廓形鋼軌與S1002CN鏇修新輪進(jìn)行匹配時(shí)，在服役轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度變化范圍內(nèi)，車(chē)輛非線(xiàn)性臨界速度隨著轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度增加而下降，平均降幅達(dá)到20%，但仍大于設(shè)計(jì)速度380 km/h，滿(mǎn)足運(yùn)行穩(wěn)定性要求。當(dāng)轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度由90 MN/m增加到150 MN/m時(shí), 車(chē)輛運(yùn)行Sperling平穩(wěn)性指標(biāo)數(shù)值、磨耗指數(shù)以及構(gòu)架橫向加速度均呈現(xiàn)上升趨勢(shì)，其平均增幅分別達(dá)到10%、46%與38%。轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)橫向剛度由10 MN/m增加至16 MN/m，車(chē)輛非線(xiàn)性臨界速度、Sperling橫向平穩(wěn)性指標(biāo)數(shù)值、磨耗指數(shù)以及構(gòu)架橫向加速度最大改變量分別為1.8%、2.1%、8%與1.4%，但相對(duì)縱向剛度變化的影響要小得多，因此后文中設(shè)置轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)橫向標(biāo)準(zhǔn)剛度為12.5 MN/m，重點(diǎn)分析轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度變化對(duì)車(chē)輛動(dòng)力學(xué)性能影響。

3.2 服役條件設(shè)置及車(chē)輛動(dòng)力學(xué)分析

車(chē)輪廓形：該CRH3型高速動(dòng)車(chē)組運(yùn)營(yíng)車(chē)輪踏面為S1002CN踏面，鏇修周期不超過(guò)30萬(wàn)km。分別選取鏇修新輪，10萬(wàn)km磨耗踏面以及20萬(wàn)km磨耗踏面等3種類(lèi)型踏面(以下簡(jiǎn)稱(chēng)S1002CN(0 km)、S1002CN(10萬(wàn)km)、S1002CN(20萬(wàn)km))，踏面廓形對(duì)比如圖11所示。

圖11 磨耗踏面形狀對(duì)比

鋼軌廓形：目前高速鐵路大面積鋪設(shè)60N廓形鋼軌，由于線(xiàn)路打磨偏差以及鋼軌磨耗，廓形千差萬(wàn)別。本文選取60N標(biāo)準(zhǔn)廓形、鋼軌廓形打磨正偏差、鋼軌廓形打磨負(fù)偏差加磨耗等3種鋼軌廓形(以下簡(jiǎn)稱(chēng)60N、60N(positive)、60N(min-wear))，鋼軌廓形對(duì)比如圖12所示。

圖12 軌面廓形對(duì)比

輪軌匹配：利用標(biāo)準(zhǔn)鋼軌以及由于打磨偏差與磨耗形成的極限鋼軌廓形與一個(gè)鏇修周期內(nèi)各階段磨耗踏面進(jìn)行輪軌匹配，輪軌匹配3 mm處名義等效錐度見(jiàn)表1。

表1 各型輪軌匹配下名義等效錐度

抗蛇行減振器：目前CHR3高速動(dòng)車(chē)組適配T60與T70兩種抗蛇行減振器，其特性參數(shù)對(duì)車(chē)輛動(dòng)力學(xué)性能影響顯著，兩種減振器阻尼特性曲線(xiàn)如圖13所示。

圖13 抗蛇行減振器阻尼曲線(xiàn)

通過(guò)剛度測(cè)試得到服役120萬(wàn)km轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度分布在90～150 MN/m之間，通過(guò)仿真計(jì)算表明標(biāo)準(zhǔn)鋼軌與標(biāo)準(zhǔn)車(chē)輪匹配時(shí)，轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度在此范圍內(nèi)能夠滿(mǎn)足車(chē)輛動(dòng)力學(xué)要求。為研究轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)在實(shí)際服役工況下能夠保證車(chē)輛運(yùn)行性能的裕度范圍，現(xiàn)將轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度范圍擴(kuò)展40%，增加至60～180 MN/m。適配T60、T70抗蛇行減振器下，利用60N、60N(positive)和60N(min-wear)3種鋼軌廓形與S1002CN(0 km)、S1002CN(10萬(wàn)km)和S1002CN(20萬(wàn)km)3種踏面廓形進(jìn)行輪軌匹配，分析車(chē)輛在直線(xiàn)工況運(yùn)行時(shí)，轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度變化在適配不同抗蛇行減振器以及不同輪軌匹配狀態(tài)下對(duì)車(chē)輛動(dòng)力學(xué)性能的影響，得到非線(xiàn)性臨界速度、舒適性指標(biāo)、磨耗指數(shù)、構(gòu)架橫向加速度幅值如圖14～圖19所示。

如圖14所示，匹配不同類(lèi)型抗蛇行減振器時(shí)，轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度變化對(duì)車(chē)輛非線(xiàn)性臨界速度影響程度不同。在適配T70抗蛇行減振器時(shí)，隨著轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度增加，各輪軌匹配工況的非線(xiàn)性臨界速度均呈現(xiàn)下降趨勢(shì)。在T70+S1002CN(0 km)+60N(min-wear)、T70+S1002CN(10萬(wàn)km)+60N(min-wear)兩種匹配下，轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度分別超過(guò)140 MN/m和100 MN/m時(shí)，非線(xiàn)性臨界速度大幅度減小，出現(xiàn)晃車(chē)現(xiàn)象。通過(guò)單次積分法[12]進(jìn)行晃車(chē)工況仿真，得到車(chē)輛運(yùn)行時(shí)輪對(duì)橫移量、車(chē)體橫移量與運(yùn)行速度之間的關(guān)系如圖15、圖16所示。隨著運(yùn)行速度的增加，輪對(duì)橫移量呈現(xiàn)先增加后減小再增加的趨勢(shì)，車(chē)體橫移量呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢(shì)。在失穩(wěn)輪軌匹配仿真工況下，車(chē)體橫移以及輪對(duì)橫移在失穩(wěn)起始速度方面表現(xiàn)出一致性，說(shuō)明此時(shí)發(fā)生了一次蛇行失穩(wěn)現(xiàn)象。隨著速度的繼續(xù)增加，車(chē)體橫移量減小，輪軌橫移量上升，說(shuō)明此時(shí)發(fā)生了二次蛇行失穩(wěn)現(xiàn)象。適當(dāng)減小轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度能夠減小一次蛇行失穩(wěn)速度范圍、輪對(duì)與車(chē)體橫向位移量，并且能夠提高二次蛇行失穩(wěn)臨界速度。在適配T60抗蛇行減振器時(shí)，轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度改變對(duì)車(chē)輛非線(xiàn)性臨界速度影響較小，并能夠大幅度改善適配T70抗蛇行減振器時(shí)出現(xiàn)的晃車(chē)現(xiàn)象，提升了車(chē)輛運(yùn)行穩(wěn)定性。

圖14 不同服役里程下各輪軌匹配非線(xiàn)性臨界速度

圖15 單次積分法輪對(duì)橫移量

圖16 單次積分法車(chē)體橫移量

由圖17可以看出，轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度變化對(duì)Sperling指標(biāo)影響顯著，并與鋼軌類(lèi)型、車(chē)輪服役里程以及抗蛇行減振器密切相關(guān)?？傮w而言，隨著縱向剛度增加，各輪軌匹配下舒適性指標(biāo)數(shù)值呈現(xiàn)增大趨勢(shì)。就抗蛇行減振器而言，T60抗蛇行減振器匹配下，轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度改變對(duì)車(chē)輛運(yùn)行Sperling指標(biāo)影響較小，并且相較于T70減振器，各工況匹配下Sprling指數(shù)均明顯下降。對(duì)于服役里程而言，車(chē)輪服役里程越大，Sperling指標(biāo)越小，提升了車(chē)輛運(yùn)行平穩(wěn)性。對(duì)于輪軌匹配而言，60N(min-wear)鋼軌仿真時(shí)，Sperling指標(biāo)在各工況內(nèi)均為最大值。在T70+S1002CN(0 km)+60N(min-wear)、T70+S1002CN(10萬(wàn)km)+60N(min-wear)兩種匹配下，當(dāng)轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度分別超過(guò)120 MN/m與100 MN/m時(shí)，Sperling指標(biāo)數(shù)值超過(guò)了2.5，舒適性等級(jí)降為良，影響車(chē)輛運(yùn)行平穩(wěn)性。

在圖18中，磨耗指數(shù)數(shù)值隨著轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度增加呈現(xiàn)上升趨勢(shì)。適配T70抗蛇行減振器時(shí)，60N(min-wear)鋼軌匹配不同服役里程車(chē)輪踏面時(shí)，其磨耗指數(shù)均為最大值，其中當(dāng)T70+S1002CN(10萬(wàn)km)+60N(min-wear)匹配時(shí)，磨耗指數(shù)顯著增大，最大增幅可達(dá)231%。適配T60抗蛇行減振器時(shí)，轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度對(duì)磨耗指數(shù)的影響降低，各仿真工況磨耗指數(shù)大幅減小，從而減緩了輪軌磨耗。

圖17 不同服役里程下各輪軌匹配Sperling指標(biāo)

圖18 不同服役里程下各輪軌匹配磨耗指數(shù)

圖19 不同服役里程下構(gòu)架橫向加速度幅值

如圖19所示，轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度由60 MN/m增加到180 MN/m時(shí)，構(gòu)架橫向加速度幅值均呈上升趨勢(shì)，而轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度對(duì)其影響程度與抗蛇行減振器種類(lèi)以及輪軌匹配狀態(tài)有關(guān)，以T70+S1002CN(0 km)+60N(min-wear)以及T70+S1002CN(10萬(wàn)km)+60N(min-wear)仿真工況最為顯著，增幅分別達(dá)到64%和48%。安裝T60抗蛇行減振器時(shí)，縱向剛度變化對(duì)各輪軌匹配工況下的構(gòu)架橫向加速度幅值影響較小，其平均最大影響程度不超過(guò)8%。

轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度變化對(duì)動(dòng)力學(xué)性能指標(biāo)的影響程度與輪軌匹配狀態(tài)及抗蛇行減振器種類(lèi)密切相關(guān)。匹配T60抗蛇行減振器時(shí)，轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度變化對(duì)動(dòng)力學(xué)性能指標(biāo)影響程度下降，并且使用T60抗蛇行減振器時(shí)，能夠改善晃車(chē)現(xiàn)象，提高車(chē)輛運(yùn)行平穩(wěn)性以及降低輪軌磨耗。匹配T70抗蛇行減振器時(shí)，減小轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度能夠有效增加車(chē)輛非線(xiàn)性臨界速度，提高一次蛇行運(yùn)動(dòng)發(fā)生臨界速度以及減小輪對(duì)、車(chē)體橫移量幅值，大幅度提高了車(chē)輛運(yùn)行穩(wěn)定性。同時(shí)，降低轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度能夠有效減小Sperling橫向平穩(wěn)性指標(biāo)數(shù)值、磨耗指數(shù)以及構(gòu)架橫向加速度，從而提高車(chē)輛運(yùn)行平穩(wěn)性并減緩了輪軌磨耗。當(dāng)輪軌匹配狀態(tài)較差時(shí)，轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度變化對(duì)動(dòng)力學(xué)性能影響程度顯著提高，以60N(min-wear)鋼軌匹配S1002CN新輪以及磨耗車(chē)輪最為顯著，在服役轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度變化范圍內(nèi)，該工況容易出現(xiàn)晃車(chē)現(xiàn)象、Sperling橫向平穩(wěn)性指標(biāo)數(shù)值超過(guò)了2.5以及構(gòu)架橫向加速度大幅度增加等情況，致使運(yùn)行穩(wěn)定性與平穩(wěn)性下降，同時(shí)，輪軌磨耗數(shù)值較其他匹配工況顯著增大。為提高車(chē)輛運(yùn)行穩(wěn)定性、平穩(wěn)性以及降低輪軌磨耗，應(yīng)該避免使用60N(min-wear)鋼軌，即打磨負(fù)偏差加磨耗后的60N鋼軌。

4 結(jié)論

本文利用試驗(yàn)得到轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)服役120萬(wàn)km后縱向剛度變化范圍及變化率，并結(jié)合實(shí)際運(yùn)營(yíng)兩種抗蛇行減振器以及不同輪軌匹配狀態(tài)，利用SIMPACK軟件仿真分析了服役轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度變化對(duì)車(chē)輛動(dòng)力學(xué)性能的影響，得到如下結(jié)論：

(1)120萬(wàn)km服役里程下轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度分布在90～150 MN/m之間，縱向剛度變化率范圍為-15%～10%，分布近似呈現(xiàn)正態(tài)分布，主要集中分布在-10%～0%之間。

(2)在服役轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度變化范圍內(nèi)，隨著縱向剛度增加，車(chē)輛運(yùn)行穩(wěn)定性、平穩(wěn)性性能明顯下降，并且加劇輪軌磨耗。而橫向剛度對(duì)車(chē)輛動(dòng)力學(xué)性能影響較小。

(3)轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度變化對(duì)動(dòng)力學(xué)性能指標(biāo)的影響程度與輪軌匹配狀態(tài)及抗蛇行減振器種類(lèi)有關(guān)。為滿(mǎn)足車(chē)輛在實(shí)際運(yùn)營(yíng)時(shí)的穩(wěn)定性以及平穩(wěn)性指標(biāo)要求，建議避免使用打磨負(fù)偏差加磨耗后的60N鋼軌，適當(dāng)減小轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度以及使用T60抗蛇行減振器。