王 晨,羅世輝,許自強(qiáng),馬衛(wèi)華,董孝卿,鄔平波

(1. 西南交通大學(xué) 牽引動力國家重點(diǎn)試驗(yàn)室, 四川 成都 610031;2.石家莊鐵道大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，河北 石家莊 050043;3.中國鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司 機(jī)車車輛研究所, 北京 100081)

軌道車輛的失穩(wěn)是指車輛以較高的速度在平直軌道上運(yùn)行，某一振動類型的振幅隨著時間的延續(xù)而不斷擴(kuò)大，這時車輛振動加劇、運(yùn)行平穩(wěn)性降低、車軸橫向力增大，并伴隨著較強(qiáng)烈的蛇行運(yùn)動[1-3]。高速列車運(yùn)行中發(fā)生失穩(wěn)，將會對線路造成嚴(yán)重?fù)p傷，同時影響到列車的運(yùn)行安全。因此，防止車輛失穩(wěn)是高速列車研究中急需關(guān)注的問題。

早在18世紀(jì)Kingel[4]已經(jīng)提出車輛蛇行失穩(wěn)的定義；Wickens[5]重點(diǎn)研究了磨耗輪對蠕滑和輪軌錐度與構(gòu)架穩(wěn)定性之間的關(guān)系；Cooperrider等[6]將修正后的非線性橫縱向蠕滑力移入

輪對失穩(wěn)的研究中；True等[7]提出使用非線性臨界速度方法給車輛失穩(wěn)定性，并給出了非線性臨界速度的計算方法；Polach[8-9]等提出了基于分岔理論的平穩(wěn)性評價標(biāo)準(zhǔn)；Schupp[10]使用延續(xù)算法與多體動力學(xué)軟件相結(jié)合，能夠快速有效地研究復(fù)雜車輛系統(tǒng)非線性穩(wěn)定性問題；Zboinski等[11]研究了軌道車輛在通過曲線線路時車輛穩(wěn)定性，并提出相應(yīng)判定標(biāo)準(zhǔn)；Choi等[12]研究了蠕滑和蠕滑力與第一、第二懸掛系統(tǒng)參數(shù)的關(guān)系，使用直接數(shù)值積分算法，通過Hopf分岔計算了車輛極限環(huán)失穩(wěn)點(diǎn)；Medhi等[13]研究了抗蛇行減振器參數(shù)對車輛穩(wěn)定性影響，在Hans等的基礎(chǔ)上，以兩軸轉(zhuǎn)向架為例分析了蠕滑力和輪軌接觸非線性特性，指出輪緣接觸非線性會顯著增大轉(zhuǎn)向架蛇行運(yùn)動。

周清躍等[14]基于現(xiàn)場實(shí)驗(yàn)分析,提出等效錐度偏大是動車組在某些區(qū)間發(fā)生構(gòu)架失穩(wěn)的原因；孫麗霞[15]研究了高速動車組非線性蛇行運(yùn)動的極限環(huán)分岔特性，并針對車輛蛇行運(yùn)動穩(wěn)定性關(guān)鍵影響因素，展開了輪軌接觸與懸掛參數(shù)的合理匹配關(guān)系研究；梁樹林等[16]研究了高速動車轉(zhuǎn)向架非線性因素對車輛橫向穩(wěn)定性影響，并評價了幾種不同踏面與60 kg軌道匹配性能；樸明偉等[17-18]提出一種基于輪軌匹配的車輛橫向穩(wěn)定性分析新方法，并通過抗蛇行減振器大阻尼抑制蛇行配合頻帶吸能機(jī)制獲得更大的安全穩(wěn)定裕度。陶功權(quán)等[19]在輪軌非赫茲滾動接觸和材料摩擦磨損理論基礎(chǔ)上，研究車輪磨耗對車輛橫向運(yùn)動穩(wěn)定性的影響，提出車輪型面磨耗壽命的判斷條件；曾京、董浩等[20]通過推導(dǎo)系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型的Hofp分岔點(diǎn)來尋找非線性系統(tǒng)的耦合振動點(diǎn)以及耦合振動頻率，運(yùn)用代數(shù)特征根方法對整車的Hofp分岔點(diǎn)進(jìn)行精確分析，使用范式法證明兩類簡單輪對模型分別產(chǎn)生不同分岔類型的原因；張衛(wèi)華等[21]從車輛結(jié)構(gòu)和系統(tǒng)懸掛參數(shù)出發(fā)，基于車輛靈敏度分析對控制策略提出了一種合理的遏制車輛蛇行失穩(wěn)的方法。

本文針對我國高速動車組橫向失穩(wěn)報警問題，根據(jù)高速動車組轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)以及輪軌接觸特點(diǎn)，構(gòu)建了高速動車組多體動力學(xué)模型，通過試驗(yàn)分析與動力學(xué)仿真相結(jié)合的方法，研究輪軌磨耗對構(gòu)架橫向加速度報警的影響。

1 橫向報警問題調(diào)研

自2008年高速鐵路投入運(yùn)營以來，裝有構(gòu)架橫向加速度報警裝置的某型動車組先后在京津城際、武廣高鐵出現(xiàn)動車組構(gòu)架橫向加速度報警情況[22]。特別是2014年以來，隨著運(yùn)行里程的增加，在京津城際、武廣、哈大、京滬等線路運(yùn)行過程中，出現(xiàn)構(gòu)架橫向失穩(wěn)報警的次數(shù)急劇增加。以廣州某動車所為例，該所所轄51列動車組在3個月內(nèi)有40列出現(xiàn)過構(gòu)架橫向失穩(wěn)報警的問題，基本可以排除偶發(fā)因素。經(jīng)檢測車輛構(gòu)架上安裝的橫向加速度傳感器功能正常，未出現(xiàn)虛警問題。

隨后對車輛檢修過程中,發(fā)現(xiàn)部分踏面出現(xiàn)了嚴(yán)重下凹磨耗問題。使用輪對踏面外形測量儀測量磨耗踏面(見圖1)，測量對象為發(fā)生橫向報警的車輛(運(yùn)行26萬km)，發(fā)現(xiàn)踏面出現(xiàn)明顯的凹磨情況(見圖2)，與標(biāo)準(zhǔn)踏面進(jìn)行對比，輪對的凹磨深度達(dá)到0.69 mm。在此后的檢修過程中陸續(xù)對車輛踏面進(jìn)行鏇修，一定程度上緩解了報警事件發(fā)生次數(shù)，然而輪對旋修周期也降低到20萬km左右。通過獲得的輪對踏面外形進(jìn)行分析發(fā)現(xiàn)，凹磨踏面磨耗區(qū)域主要集中在滾動圓附近，磨耗中心約為2.5 mm，輪緣磨耗較為輕微。同時對失穩(wěn)區(qū)間磨耗鋼軌外形進(jìn)行測量，現(xiàn)場實(shí)測鋼軌在軌距角位置也發(fā)生了嚴(yán)重的磨耗，見圖3。

圖1 現(xiàn)場測試踏面外形

2 動力學(xué)性能分析

2.1 動力學(xué)模型

為研究高速動車構(gòu)架橫向失穩(wěn)的原因，建立了高速動車組動力學(xué)模型。一系懸掛包括一系鋼彈簧、垂向減振器、軸箱轉(zhuǎn)臂定位，二系懸掛包括空簧、抗側(cè)滾扭桿、橫向減振器、垂向減振器、抗蛇行減振器、橫向止擋，牽引方式采用Z字形牽引桿。考慮減振器、橫向止擋等的非線性特性，車輛主要參數(shù)見表1。計算工況為滿載工況，輪對滾動圓半徑0.445 m，軌底坡1∶40，軌距1 435 mm，輪對內(nèi)側(cè)距1 353 mm，踏面采用現(xiàn)場跟蹤測試磨耗的LMC踏面。軌道激擾采用實(shí)測軌道不平順樣本。

圖2 車輛凹型磨耗輪對外形

圖3 軌距角磨耗鋼軌外形

為驗(yàn)證動力學(xué)模型準(zhǔn)確性，仿真分析采用嚴(yán)重凹磨踏面分布,通過鋼軌打磨區(qū)間和鋼軌嚴(yán)重磨耗區(qū)間工具橫向振動情況，并與實(shí)測試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，見圖4。在2種工況下仿真數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)基本相吻合，說明構(gòu)建的動力學(xué)模型基本能夠反應(yīng)車輛動力學(xué)性能。

表1 車輛主要參數(shù)

圖4 現(xiàn)場實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真結(jié)果對比

2.2 踏面磨耗對車輛穩(wěn)定性影響

2.2.1 輪軌接觸關(guān)系分析

磨耗輪對-磨耗鋼軌、鏇修輪對-打磨鋼軌、磨耗輪對-打磨鋼軌、鏇修輪對-磨耗鋼軌的等效錐度曲線見圖5，從圖中可明顯發(fā)現(xiàn)，磨耗輪對-磨耗鋼軌對應(yīng)的3 mm位移處名義等效錐度校其他情況要大，磨耗輪對-打磨鋼軌次之，鏇修輪對-打磨鋼軌名義等效錐度最小。LMC鏇修輪對與磨耗、打磨鋼軌匹配的等效錐度曲線曲率整體變化較平緩，且3 mm位移處等效錐度曲線斜率均為正。LMC凹磨輪對與磨耗鋼軌匹配的等效錐度曲線變化最為明顯，較其他輪軌接觸的等效錐度大，而且曲線負(fù)斜率現(xiàn)象非常突出，對分岔構(gòu)型有很大影響。磨耗輪對與打磨鋼軌配合等效錐度曲線也呈現(xiàn)負(fù)斜率情況，而且較鏇修輪對對應(yīng)的2種等效錐度要大得多。

圖5 輪軌接觸等效錐度

上述4種輪軌匹配模式輪軌接觸幾何關(guān)系見圖6。從圖6中可明顯發(fā)現(xiàn)，對于鏇修踏面在滾動圓附近輪軌接觸點(diǎn)呈現(xiàn)均勻分布，隨著輪對橫移接觸點(diǎn)均布。而對于凹磨踏面由于凹磨部分曲率小于鋼軌自身曲率，導(dǎo)致鋼軌無法與凹磨部分接觸，當(dāng)輪對在鋼軌表面發(fā)生橫向移動的時候，輪軌接觸點(diǎn)在凹磨部分的兩側(cè)發(fā)生跳躍。由于輪對橫移過程中凹陷部分會產(chǎn)生類似于輪緣作用，隨著凹磨深度和寬度加劇，接觸點(diǎn)逐漸在凹磨區(qū)域兩側(cè)集中，而且中間間隔寬度逐漸加大，當(dāng)接觸點(diǎn)在兩側(cè)間跳躍時極易發(fā)生輪軌間沖擊，因此也稱這種現(xiàn)象為假輪緣效應(yīng)[23]。磨耗輪對-磨耗鋼軌匹配時輪對上輪軌接觸點(diǎn)與輪對外形關(guān)系見圖7，從圖7中可以看到輪軌接觸區(qū)間主要集中在凹磨區(qū)域兩側(cè)，隨著輪對橫移A點(diǎn)和B點(diǎn)之間會發(fā)生跳躍，由于鏇修踏面采用新設(shè)計的薄輪緣外形，輪軌間隙較大，因此輪對橫向位移較大時才會與輪緣發(fā)生接觸。

圖6 輪軌接觸幾何關(guān)系

圖7 輪對上輪軌接觸點(diǎn)區(qū)域

2.2.2 輪軌磨耗對車輛非線性穩(wěn)定性的影響

以往對車輛穩(wěn)定性進(jìn)行判定多采用線性化模型，即將非線性因素線性化后，計算模型的常系數(shù)線性微分方程組，然后利用特征值判斷系統(tǒng)穩(wěn)定性。但是線性化模型只能對平衡點(diǎn)附近局部穩(wěn)定性進(jìn)行分析。而如果要對系統(tǒng)全局穩(wěn)定性進(jìn)行分析就必須構(gòu)建非線性動力學(xué)模型。為此國內(nèi)外專家學(xué)者對軌道車輛非線性穩(wěn)定性進(jìn)行大量研究，本節(jié)主要針對輪軌磨耗車輛Hopf分岔穩(wěn)定性進(jìn)行研究。

鐵道車輛蛇行運(yùn)動是一種強(qiáng)烈的非線性自激振動，由于輪軌間非線性接觸關(guān)系，輪對運(yùn)動過程中會出現(xiàn)Hopf分岔和極限環(huán)運(yùn)動。在車輛系統(tǒng)動力學(xué)中常使用非線性微分方程對車輛動力學(xué)行為進(jìn)行分析

(1)

(2)

方程中參數(shù)a與平衡解X是相關(guān)的，隨著a值變化，平衡解X會出現(xiàn)由穩(wěn)定狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)椴环€(wěn)定狀態(tài)，即失穩(wěn)情況，此時系統(tǒng)會出現(xiàn)分岔現(xiàn)象。如果a為車輛速度，此時的速度a即為車輛臨界速度，車輛臨界速度一般存在于車輛高速運(yùn)行情況下，當(dāng)車速超過臨界速度，系統(tǒng)出現(xiàn)分岔情況，由穩(wěn)定狀態(tài)轉(zhuǎn)入不穩(wěn)定狀態(tài)。當(dāng)參數(shù)a變化達(dá)到某些臨界值的時，系統(tǒng)狀態(tài)發(fā)生極大的變化，這種變化即被稱為分岔(bifurcation)。一般情況下分岔穩(wěn)定性滿足下式

(3)

(4)

車輛系統(tǒng)的Hopf分岔構(gòu)型有多種，而正常速度下輪對非線性蛇行主要由以下幾種分岔構(gòu)型：

亞臨界分岔構(gòu)型，見圖8(a)，分岔發(fā)生在自變量小于分岔點(diǎn)之前，正常輪軌磨耗情況多為亞臨界分岔。但是該構(gòu)型一旦發(fā)生蛇行失穩(wěn)，容易導(dǎo)致輪對大幅度橫向移動，進(jìn)而發(fā)生輪緣貼靠影響到車輛安全運(yùn)行。

超臨界分岔構(gòu)型，見圖8(b)、圖8(c)，分岔發(fā)生在自變量大于分岔點(diǎn)之后，新輪新軌條件下超臨界分岔較為少見，多發(fā)生于運(yùn)行里程較長的嚴(yán)重磨耗輪軌情況下。該構(gòu)型下發(fā)生失穩(wěn)時輪對橫向位移隨著速度增大逐漸增加，不會出現(xiàn)瞬時大幅值輪對橫移。

圖8 典型分岔構(gòu)型

不同磨耗輪軌對應(yīng)的4種匹配條件下的分岔構(gòu)型圖和對應(yīng)的非線性臨界速度見圖9，縱坐標(biāo)表示不同速度下輪對穩(wěn)定的平衡位置，橫坐標(biāo)表示輪對速度曲線，極限環(huán)消失的分界點(diǎn)對應(yīng)的速度即為車輛非線性臨界速度。圖9(a)、圖9(b)為磨耗輪對與磨耗鋼軌、打磨鋼軌匹配獲得超臨界分岔構(gòu)型圖，圖中A點(diǎn)對應(yīng)的即為輪對橫移收斂為0時車輛非線性臨界速度。在該構(gòu)型情況下車輛失穩(wěn)是一個漸變過程，能夠幫助及時發(fā)現(xiàn)問題。圖9(c)、圖9(d)為鏇修輪對與磨耗鋼軌、打磨鋼軌匹配獲得亞臨界分岔構(gòu)型圖，圖中輪對橫移極限環(huán)消失位置A即為亞臨界構(gòu)型圖對應(yīng)非線性臨界速度。在該構(gòu)型下車輛加速過程中失穩(wěn)是一個突變的過程，會直接影響到車輛正常運(yùn)行，值得注意。

圖9中磨耗輪對-磨耗鋼軌非線性臨界速度為184 km/h，磨耗輪對-打磨鋼軌非線性臨界速度為220 km/h；鏇修輪對-磨耗鋼軌非線性臨界速度為470 km/h，鏇修輪對-打磨鋼軌轉(zhuǎn)向架非線性臨界速度達(dá)到570 km/h。磨耗輪對與磨耗鋼軌對應(yīng)的轉(zhuǎn)向架運(yùn)行穩(wěn)定性明顯降低，已經(jīng)無法滿足動車組最大運(yùn)行速度250 km/h的要求。

圖9 不同磨耗輪軌分岔構(gòu)型

2.2.3 構(gòu)架橫向加速度

采用TB 10761—2013《高速鐵路工程動態(tài)驗(yàn)收技術(shù)規(guī)范》[24]規(guī)定的構(gòu)架橫向加速度方法評價輪軌型面磨耗后對車輛橫向運(yùn)動穩(wěn)定性的影響，按照標(biāo)準(zhǔn)對構(gòu)架橫向加速度進(jìn)行0.5～10 Hz帶通濾波，觀察是否出現(xiàn)連續(xù)6個超過8 m/s2波峰。圖10分別給出鏇修輪對-打磨鋼軌、磨耗輪對-磨耗鋼軌和鏇修輪對-磨耗鋼軌、磨耗輪對-打磨鋼軌條件下構(gòu)架橫向加速度時間歷程。按照標(biāo)準(zhǔn)在鏇修、打磨過的輪軌對應(yīng)構(gòu)架橫向加速度值未超過標(biāo)準(zhǔn)所規(guī)定的值，而在車輛運(yùn)行里程超過26萬km后磨耗輪對配合磨耗鋼軌對應(yīng)的橫向加速度雖然未出現(xiàn)6個連續(xù)的峰值，但其幅值已經(jīng)超過標(biāo)準(zhǔn)所規(guī)定的限制值。磨耗輪對-打磨鋼軌對應(yīng)構(gòu)架橫向加速度幅值在4 m/s2左右，鏇修輪對-磨耗鋼軌對應(yīng)構(gòu)架橫向加速度幅值約為2.3 m/s2，而鏇修輪對-打磨鋼軌對應(yīng)構(gòu)架橫向加速度小于1 m/s2，均遠(yuǎn)小于標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定限值。

圖10 不同輪軌磨耗構(gòu)架橫向加速度

在標(biāo)準(zhǔn)中特別關(guān)注構(gòu)架10 Hz以內(nèi)的低頻振動情況，為此特別針對構(gòu)架低頻區(qū)間橫向振動頻率分布進(jìn)行分析。圖11(a)所示鏇修輪對對應(yīng)的構(gòu)架橫向振動主要分布在6～8 Hz頻段內(nèi)，正好為標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的敏感區(qū)間，打磨鋼軌能夠減小功率譜密度幅值但不能徹底消除該頻段下的振動情況，而輪對鏇修后該頻段振動峰值基本消除。分析圖11(b)輪對橫向加速度功率譜密度及圖12輪軌橫向力頻譜圖，發(fā)現(xiàn)凹磨踏面對應(yīng)的輪軌橫向力即分布在6～8 Hz區(qū)間內(nèi)，直接影響到6～8 Hz頻率范圍內(nèi)輪對橫向振動加速度峰值。

磨耗輪對-磨耗鋼軌匹配踏面上輪軌接觸點(diǎn)橫向位移曲線及頻譜圖見圖13。運(yùn)行過程中輪軌接觸點(diǎn)在踏面-20～15 mm區(qū)間內(nèi)移動，按照圖6所示該區(qū)間正好位于凹磨區(qū)域兩側(cè)。而對應(yīng)的輪軌接觸點(diǎn)頻譜圖與上文輪軌橫向力頻譜圖峰值頻率范圍也是相對應(yīng)的。在該頻段里存在的3個主要峰值均能與構(gòu)架橫向加速度峰值對應(yīng)，因此構(gòu)架橫向加速度超標(biāo)極有可能是由于踏面凹磨導(dǎo)致6～8 Hz振動通過輪對傳遞給構(gòu)架的。

2.2.4 抗蛇行減振器阻尼對構(gòu)架橫向加速度影響

抗蛇行減振器是抑制車輛失穩(wěn)的重要元件，以往現(xiàn)場經(jīng)驗(yàn)表明抗蛇行減振器參數(shù)取值不當(dāng)將極大地影響到其性能的發(fā)揮。在論文[25]中曾提到在一定范圍內(nèi)通過改變抗蛇行減振器阻尼來達(dá)到抑制車輛蛇行失穩(wěn)的目的。因此本文專門通過增加抗蛇行減振器阻尼來分析構(gòu)架橫向加速度變化情況。原始阻尼值和增大后構(gòu)架橫向加速度時間歷程以及功率譜密度見圖14。增大抗蛇行減振器阻尼后20 s時間里,構(gòu)架橫向加速度超過7 m/s2峰值僅有7次，而原始阻尼值超過7 m/s2峰值達(dá)到36次，橫向加速度有效值也從3.2 m/s2降低到2.54 m/s2。同樣的構(gòu)架橫向加速度功率譜密度也有極大的改善。但是抗蛇行減振器阻尼不僅與車輛蛇行運(yùn)動有關(guān)還關(guān)系到其他動力學(xué)指標(biāo)，因此在數(shù)值的選擇上還要綜合考慮到其他指標(biāo)。

圖11 構(gòu)架與輪對橫向加速度功率譜密度

圖12 輪軌橫向力頻譜圖

3 試驗(yàn)方案

3.1 試驗(yàn)條件

3.1.1 試驗(yàn)車輛

圖13 磨耗輪對-磨耗鋼軌匹配踏面上輪軌接觸點(diǎn)橫向位移曲線及頻譜圖

為研究車輛失穩(wěn)原因，專門在試驗(yàn)動車組上安裝失穩(wěn)檢測裝置。失穩(wěn)檢測裝置適用于最高運(yùn)行速度350 km/h，最高試驗(yàn)速度385 km/h的動車組，用來監(jiān)測高速動車組轉(zhuǎn)向架狀態(tài)，具有檢測轉(zhuǎn)向架橫向失穩(wěn)及時報警并記錄實(shí)時狀態(tài)功能。失穩(wěn)檢測裝置主要由失穩(wěn)檢測主機(jī)與失穩(wěn)檢測裝置傳感器組成，失穩(wěn)檢測加速度傳感器位于構(gòu)架縱梁一系鋼簧上方。測試編組為8輛編組，動車組運(yùn)營速度為250 km/h，在測試過程中傳感器安裝在1車構(gòu)架上，全程記錄測試數(shù)據(jù)。

3.1.2 試驗(yàn)線路條件

本次試驗(yàn)運(yùn)行線路為某發(fā)生構(gòu)架失穩(wěn)高鐵線路，其中在該失穩(wěn)區(qū)間段曾數(shù)次出現(xiàn)構(gòu)架報警，因此重點(diǎn)關(guān)注該路段。為此對失穩(wěn)區(qū)段進(jìn)行了線路調(diào)研并對車輛輪對踏面進(jìn)行現(xiàn)場檢測,調(diào)研結(jié)果如下：

該區(qū)段鋼軌磨耗情況以軌距角磨耗為主，寬度在20～30 mm，而且有一定的偏移量，在軌距角位置有明顯的磨耗情況，見圖15(a)。為了對比分析鋼軌磨耗對車輛構(gòu)架橫向平穩(wěn)性影響，專門使用軌道打磨車對該區(qū)段上行線進(jìn)行了打磨，打磨后的軌道見圖15(b)。

圖14 增大抗蛇行減振器阻尼后構(gòu)架振動情況

圖15 現(xiàn)場調(diào)研鋼軌照片

3.1.3 試驗(yàn)過程

為分析輪對鏇修與鋼軌打磨對構(gòu)架橫向加速度的影響，現(xiàn)選擇同一列動車組在高鐵構(gòu)架橫向失穩(wěn)區(qū)段上行線以及與之相鄰的下行線鋼軌打磨區(qū)(該區(qū)段下行線鋼軌剛完成打磨)進(jìn)行試驗(yàn)，分析振動波形和頻譜。然后對輪對進(jìn)行鏇修再次通過該區(qū)段，分析輪對鏇修后的構(gòu)架振動波形。

圖16 不同輪軌匹配對應(yīng)構(gòu)架振動波形

3.2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.2.1 高鐵動車組振動測試結(jié)果

圖16、圖17為凹磨輪對鏇修前后動車組以250 km/h速度通過試驗(yàn)區(qū)段時構(gòu)架橫向加速度的波形圖與頻譜圖。結(jié)果顯示：輪對鏇修前構(gòu)架橫向加速度分別達(dá)到8.5 m/s2(磨耗鋼軌)和4.5 m/s2(打磨鋼軌)，振動加速度峰值頻率范圍約為6～8 Hz，與上文仿真分析獲得構(gòu)架橫向加速度峰值頻段相對應(yīng)。輪對鏇修后，磨耗鋼軌對應(yīng)構(gòu)架振動加速度幅值降低至2.68 m/s2(磨耗鋼軌)和0.9 m/s2(打磨鋼軌)，而且新鏇修輪對的動車組構(gòu)架橫向呈無規(guī)律振動且幅值很小，在10 Hz范圍內(nèi)沒有主頻。打磨鋼軌前后構(gòu)架橫向振動幅值顯著降低，但構(gòu)架橫向依然存在6～8 Hz區(qū)間內(nèi)小幅的周期振動。通過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)鏇修輪對能夠有效抑制構(gòu)架敏感頻率范圍內(nèi)振動加速度，緩解構(gòu)架報警情況。而打磨鋼軌能夠在一定范圍里降低加速度的幅值，但不能解決敏感頻率區(qū)間振動問題。

圖17 不同輪軌匹配構(gòu)架振動功率譜密度

3.2.2 動車組不同速度級振動性能對比

針對不同速度對構(gòu)架振動加速度影響問題，選擇鏇修后運(yùn)行30.2萬km的車輛，對比相同線路不同運(yùn)行速度下構(gòu)架的振動數(shù)據(jù)。

同一輛動車組在相同線路以不同速度級運(yùn)行時散點(diǎn)圖對比見圖18，不同速度級構(gòu)架橫向加速度最大值波形圖對比見圖19。從上述圖形可知：動車組構(gòu)架橫向加速度在速度250 km/h時最大值為8.1 m/s2，平均為2.3 m/s2，在速度200 km/h時最大值為5.2 m/s2，平均值為1.7 m/s2。試驗(yàn)中構(gòu)架橫向加速度在250 km/h時的波形圖明顯大于在200 km/h時的波形圖。經(jīng)過試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn),通過失穩(wěn)區(qū)間適當(dāng)?shù)慕档瓦\(yùn)行速度能夠有效降低構(gòu)架橫向加速度幅值，避免構(gòu)架報警情況發(fā)生。

圖18 不同速度級構(gòu)架橫向加速度散點(diǎn)對比

圖19 不同速度級構(gòu)架橫向加速度波形圖對比

4 結(jié)論與展望

(1)通過現(xiàn)場調(diào)研失穩(wěn)車輛,發(fā)現(xiàn)報警轉(zhuǎn)向架車輪出現(xiàn)了不同程度的車輪凹磨現(xiàn)象，輪對磨耗主要集中在滾動圓附近，輪緣處磨耗較小。同時對失穩(wěn)區(qū)間鋼軌外形進(jìn)行測量，發(fā)現(xiàn)失穩(wěn)區(qū)段鋼軌異常磨耗現(xiàn)象比較突出：報警線路區(qū)段鋼軌廓形主要為長期未打磨造成的軌距角磨耗鋼軌，圖形對比顯示長期未打磨鋼軌與標(biāo)準(zhǔn)鋼軌廓形差距較大。

(2)為分析車輪鏇修與鋼軌打磨對構(gòu)架橫向加速度的影響，選擇同一列動車組在構(gòu)架橫向失穩(wěn)區(qū)段與之相鄰的鋼軌打磨區(qū)段進(jìn)行實(shí)車添乘試驗(yàn),然后再對試驗(yàn)動車組輪對進(jìn)行鏇修再次通過打磨區(qū)段，分析獲得的振動波形和頻譜圖。結(jié)合現(xiàn)場實(shí)測輪軌外形，分別仿真不同輪軌匹配關(guān)系下車輛振動特性，發(fā)現(xiàn)構(gòu)架振動峰值區(qū)間集中在6～8 Hz，按照標(biāo)準(zhǔn)低于10 Hz的低頻振動正是構(gòu)架敏感區(qū)間。而凹磨踏面對應(yīng)的輪軌橫向力以及輪對橫向加速度振動峰值區(qū)間恰好集中在6～8 Hz，因此構(gòu)架異常振動很有可能來源于該頻域內(nèi)凹磨踏面輪軌沖擊。輪對鏇修后構(gòu)架振動加速度幅值明顯降低，6～8 Hz之間振動明顯得到抑制，鋼軌打磨以后構(gòu)架橫向加速度得到一定降低，但仍有該頻率區(qū)間峰值。

(3)通過現(xiàn)場試驗(yàn)與仿真分析發(fā)現(xiàn),長期未維護(hù)造成的踏面凹磨是造成構(gòu)架失穩(wěn)主要原因，鋼軌長期未打磨造成的軌距角磨耗進(jìn)一步加劇了構(gòu)架振動情況。對于報警車輛，通過輪對鏇修使得他們外形恢復(fù)至設(shè)計尺寸，可以有效緩解構(gòu)架報警問題。在通過長期未打磨鋼軌路段，動車組在運(yùn)行過程中應(yīng)適當(dāng)降速運(yùn)行能緩解構(gòu)架失穩(wěn)發(fā)生情況。

(4)構(gòu)架失穩(wěn)情況的發(fā)生，一方面是踏面凹型磨耗產(chǎn)生的，另一方面車輛走行部參數(shù)特別是抗蛇行減振器阻尼參數(shù)也對車輛穩(wěn)定性有著重要的影響。

在下階段研究中主要集中于2個部分：一個是抗蛇行減振器參數(shù)對構(gòu)架橫向穩(wěn)定性影響研究；另一個主要關(guān)注走行部參數(shù)對踏面凹型磨耗的影響。