李東宇，王軍平，徐 凱，李 芾，孫 超

(1.中鐵物總運(yùn)維科技有限公司 北京 100036；2.西南交通大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，四川 成都 610031；3.成都市經(jīng)濟(jì)和信息化局，四川 成都 610000；4.中國(guó)鐵路沈陽(yáng)局集團(tuán)有限公司 沈陽(yáng)工務(wù)段，遼寧 沈陽(yáng) 110001)

隨著我國(guó)經(jīng)濟(jì)飛速發(fā)展，城市間交通運(yùn)輸需求量越來(lái)越大?！吨虚L(zhǎng)期鐵路網(wǎng)規(guī)劃》對(duì)我國(guó)鐵路未來(lái)發(fā)展進(jìn)行了規(guī)劃，目標(biāo)在2020年達(dá)到12萬(wàn)km以上的鐵路運(yùn)營(yíng)里程，通過(guò)建立省會(huì)城市和大中城市之間的快速客運(yùn)通道、“四縱四橫”等客運(yùn)系統(tǒng)來(lái)滿足日益增長(zhǎng)的客運(yùn)需求[1]。隨著人們生活水平的提升，旅客對(duì)于客車的運(yùn)行時(shí)間、乘坐舒適性及安全性也提出了越來(lái)越高的要求，因此客運(yùn)專線成為旅客運(yùn)輸?shù)淖罴堰x擇[2]。但隨著運(yùn)營(yíng)里程的增加，在客運(yùn)專線上運(yùn)營(yíng)的動(dòng)車組車輛逐漸出現(xiàn)異常振動(dòng)現(xiàn)象，該現(xiàn)象也成為工務(wù)和車輛部門急需解決的問(wèn)題。

Orlova等[3]針對(duì)嚴(yán)重的輪緣磨耗及車輛裝載工況下出現(xiàn)的振動(dòng)加速度偏大等現(xiàn)象，通過(guò)MEDYNA程序?qū)囕v計(jì)算模型進(jìn)行優(yōu)化，并提出了較優(yōu)的車輛懸掛參數(shù)。Johnsson等[4]為得到最佳車輛運(yùn)行性能并盡可能地減小輪軌磨耗，通過(guò)Gensys軟件建立車輛系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型，基于多目標(biāo)優(yōu)化理論優(yōu)化了車輛系統(tǒng)中懸掛參數(shù)阻尼，整體提升了車輛的運(yùn)行性能。張劍等[5]基于60 kg/m鋼軌廓形，以LMA踏面為研究對(duì)象，改進(jìn)了其主要工作面，使輪軌間發(fā)生一定橫移時(shí)的輪軌匹配關(guān)系趨于優(yōu)化，從而改善了車輛的運(yùn)行性能。喬紅剛等[6]通過(guò)線路測(cè)試、抗蛇行減振器臺(tái)架性能測(cè)試及動(dòng)力學(xué)仿真進(jìn)行分析，得出動(dòng)車組異常抖動(dòng)的原因。許自強(qiáng)[7]對(duì)動(dòng)車組橫向穩(wěn)定性進(jìn)行了研究，得出不同速度級(jí)的車輪踏面服役等效錐度建議限制。郝宏志等[8]通過(guò)對(duì)蘭新二線運(yùn)營(yíng)動(dòng)車組異常抖動(dòng)區(qū)間線路進(jìn)行調(diào)研，從車輪踏面、車輛平穩(wěn)性和振動(dòng)測(cè)試等方面展開分析，提出車輪鏇修和鋼軌打磨的建議周期。

以上研究結(jié)果基于車輛懸掛結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及車輪型面設(shè)計(jì)，其對(duì)車輛運(yùn)行品質(zhì)的提升做出了卓越貢獻(xiàn)，但對(duì)于實(shí)際磨耗狀態(tài)輪軌匹配的分析及從鋼軌型面設(shè)計(jì)出發(fā)的研究較少，且沒有對(duì)打磨前后車輛的運(yùn)行性能進(jìn)行跟蹤分析。基于此，本文以打磨前后鋼軌廓形和運(yùn)營(yíng)在某客運(yùn)專線上的動(dòng)車組為研究對(duì)象，對(duì)動(dòng)車組發(fā)生異常抖動(dòng)區(qū)段鋼軌廓形與實(shí)測(cè)車輪踏面匹配時(shí)的輪軌接觸關(guān)系進(jìn)行分析，基于Contact數(shù)值計(jì)算程序?qū)Υ蚰デ昂筝嗆夓o態(tài)接觸進(jìn)行分析，并通過(guò)有限元軟件Ansys建立車體有限元模型，與多體動(dòng)力學(xué)軟件Simpack結(jié)合建立剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)模型，針對(duì)打磨前后的鋼軌廓形對(duì)車輛的運(yùn)行性能進(jìn)行分析，以期對(duì)鋼軌打磨及型面設(shè)計(jì)提出一定的指導(dǎo)作用。

1 輪軌接觸關(guān)系

輪軌接觸關(guān)系直接影響到車輛運(yùn)行性能，為使分析更加趨近現(xiàn)實(shí)，利用廓形測(cè)量?jī)x對(duì)運(yùn)行在某客運(yùn)專線上的車輛車輪踏面及發(fā)生異常振動(dòng)區(qū)段的鋼軌型面進(jìn)行采集，經(jīng)數(shù)據(jù)處理與初步分析后，選取其中具有代表性的型面作為輸入，充分考慮運(yùn)營(yíng)車輛和線路技術(shù)條件，利用中鐵物軌道科技服務(wù)集團(tuán)有限公司開發(fā)的“個(gè)性化鋼軌打磨廓形設(shè)計(jì)系統(tǒng)”對(duì)鋼軌打磨廓形進(jìn)行個(gè)性化設(shè)計(jì)。該客運(yùn)專線為動(dòng)車組與客車混跑線路，其中CRH5型動(dòng)車組占比約為70%，運(yùn)行速度為200 km/h，25T型客車占比約為30%，運(yùn)行速度為160 km/h。

對(duì)動(dòng)車組異常振動(dòng)區(qū)段鋼軌廓形與實(shí)測(cè)車輪踏面匹配時(shí)的輪軌接觸關(guān)系進(jìn)行分析，如圖1所示。當(dāng)輪對(duì)沒有橫移量時(shí)，輪軌接觸點(diǎn)位置呈現(xiàn)明顯的不對(duì)稱性，左側(cè)車輪輪軌接觸點(diǎn)位于滾動(dòng)圓外側(cè)，而右側(cè)車輪的輪軌接觸點(diǎn)位置靠?jī)?nèi)。當(dāng)輪對(duì)橫移量從0 mm增加到1.3 mm時(shí)，左側(cè)鋼軌上的輪軌接觸點(diǎn)位置發(fā)生了較大的變化，并出現(xiàn)了跳躍現(xiàn)象。因此，該客運(yùn)專線上出現(xiàn)的晃車現(xiàn)象是由于輪軌接觸位置的不連續(xù)性導(dǎo)致的，且輪軌接觸位置的不連續(xù)區(qū)間發(fā)生在輪對(duì)橫移量從0 mm增加到1.3 mm時(shí)。

圖1 鋼軌打磨前輪軌接觸位置

通過(guò)綜合考慮運(yùn)營(yíng)車輛車輪特點(diǎn)，對(duì)鋼軌廓形進(jìn)行設(shè)計(jì)，其與車輪的接觸位置如圖2所示。輪軌接觸關(guān)系表明，優(yōu)化設(shè)計(jì)后的鋼軌廓形與實(shí)測(cè)車輪型面進(jìn)行匹配時(shí)，當(dāng)輪對(duì)橫移量從0 mm增加到1.3 mm時(shí)，輪軌接觸點(diǎn)位置隨著輪對(duì)橫移量的變化逐漸過(guò)渡，輪軌接觸點(diǎn)不連續(xù)問(wèn)題得到解決，從而避免了車輛運(yùn)營(yíng)中晃車現(xiàn)象的出現(xiàn)。

圖2 設(shè)計(jì)廓形輪軌接觸位置

根據(jù)設(shè)計(jì)的鋼軌打磨廓形對(duì)磨耗后鋼軌型面進(jìn)行打磨，以在滿足車輛運(yùn)行安全性的前提下，解決晃車和抖車等異常振動(dòng)現(xiàn)象?；诬嚭投盾噮^(qū)段鋼軌打磨前后的實(shí)測(cè)廓形與設(shè)計(jì)廓形對(duì)比如圖3所示。

圖3 打磨前后鋼軌廓形與設(shè)計(jì)廓形對(duì)比

為研究鋼軌打磨效果，對(duì)打磨前后鋼軌表面狀態(tài)進(jìn)行觀測(cè)，如圖4所示。

圖4 打磨前后鋼軌表面狀態(tài)

由打磨前鋼軌表面狀態(tài)可知，打磨前鋼軌光帶較寬，約為43 mm。針對(duì)輪軌接觸點(diǎn)不連續(xù)跳動(dòng)現(xiàn)象，采用設(shè)計(jì)廓形對(duì)磨耗后鋼軌進(jìn)行打磨修正，并對(duì)軌面不平順等進(jìn)行處理，打磨后軌距角較打磨前低，軌頭弧度也更加合理。

輪軌接觸點(diǎn)的分布將直接影響車輪踏面的磨耗狀態(tài)，過(guò)于分散和集中的接觸點(diǎn)均不利于車輛運(yùn)行性能和輪軌磨耗，且會(huì)減少鋼軌的壽命[9]。當(dāng)動(dòng)車組的車輪通過(guò)異常抖動(dòng)區(qū)間打磨前后鋼軌時(shí)，輪軌接觸點(diǎn)在鋼軌上的分布概率如圖5所示。

圖5 輪軌接觸點(diǎn)分布概率

由圖5所示輪軌接觸點(diǎn)分布可以看出，與圖4中打磨前后接觸光帶表現(xiàn)相同，鋼軌打磨前，輪軌接觸點(diǎn)分布區(qū)域較廣，幾乎布滿整個(gè)鋼軌表面，易形成較寬的光帶。左股上的分布范圍在-10～35 mm，右股上的分布范圍在-35～10 mm，左右鋼軌上各個(gè)區(qū)域的接觸點(diǎn)分布概率比較均勻，鋼軌表面光帶寬度為43 mm左右，且在軌距角附近存在接觸，運(yùn)行過(guò)程車輛發(fā)生橫移時(shí)易產(chǎn)生兩點(diǎn)接觸現(xiàn)象，造成車輛運(yùn)行指標(biāo)異常。鋼軌打磨后，輪軌接觸點(diǎn)分布范圍明顯收窄，左股上的分布范圍在-5～20 mm，右股上的分布范圍在-20～5 mm，光帶寬度為25 mm左右。輪軌接觸點(diǎn)大部分集中于軌頂中心附近，而不是原來(lái)的軌距角附近，避免了運(yùn)行過(guò)程中出現(xiàn)兩點(diǎn)接觸現(xiàn)象，滿足動(dòng)車組在直線運(yùn)行時(shí)輪軌接觸光帶居中的要求。

2 輪軌滾動(dòng)接觸計(jì)算

本文采用的數(shù)值分析程序Contact是在Kalker的三維彈性體非赫茲滾動(dòng)接觸理論上開發(fā)的。輪軌接觸點(diǎn)處的蠕滑率在略去高階小量后為[10]

(1)

輪軌余能原理離散表達(dá)式為[10]

計(jì)算參數(shù)取軌距1 435 mm，輪對(duì)內(nèi)側(cè)距1 353 mm，軌底坡1/40，輪對(duì)橫移量0～10 mm；摩擦因數(shù)f=0.3；輪軌材料切變模量G0=82 GPa；泊松比ν=0.28。計(jì)算中忽略車輪材料因素的影響。輪對(duì)向左橫移時(shí)，不考慮輪對(duì)的搖頭角。

影響車輛運(yùn)行穩(wěn)定性最直接的因素是輪軌匹配時(shí)的等效錐度，打磨前后鋼軌對(duì)等效錐度的影響如圖6所示。

圖6 打磨前后等效錐度變化

由于打磨前廓形軌頭兩側(cè)較高，輪對(duì)發(fā)生橫移時(shí)，輪徑差變化較大，使得等效錐度變化較大；鋼軌打磨至設(shè)計(jì)廓形后，輪軌橫移時(shí)的等效錐度變化弧度很小，輪軌關(guān)系分布合理，有利于提升動(dòng)車組車輛運(yùn)行時(shí)的穩(wěn)定性。打磨前后輪軌接觸的滾動(dòng)圓半徑差和接觸角變化如圖7所示。

圖7 打磨前后輪軌接觸的滾動(dòng)圓半徑差和接觸角變化

數(shù)值計(jì)算結(jié)果表明，滾動(dòng)圓半徑差和接觸角具有同樣的變化趨勢(shì)，均表現(xiàn)為隨橫移量的增大而增大；對(duì)于打磨前后的結(jié)果，打磨后結(jié)果小于打磨前。由于輪軌接觸角的改變將造成各向蠕滑力的分配發(fā)生變化，其對(duì)輪軌的蠕滑行為和疲勞損傷會(huì)產(chǎn)生直接影響?？v向蠕滑率和自旋蠕滑率變化如圖8所示。

圖8 打磨前后輪軌縱向蠕滑率和自旋蠕滑率變化

由圖8可知，縱向蠕滑率隨著輪對(duì)橫移量的增大呈增長(zhǎng)趨勢(shì)，由于在輪緣貼靠鋼軌時(shí)，滾動(dòng)圓半徑增大，縱向蠕滑率急劇增長(zhǎng)，從而增大鋼軌磨耗速率。針對(duì)不同廓形的匹配，打磨后廓形匹配時(shí)的計(jì)算結(jié)果的絕對(duì)值較打磨前廓形匹配時(shí)的計(jì)算結(jié)果的絕對(duì)值小。

橫移量y=0 mm時(shí)的接觸斑如圖9所示，其外形呈扁平狀。打磨后鋼軌廓形與車輪匹配時(shí)的接觸斑總面積小于打磨前鋼軌廓形與車輪匹配，但黏著區(qū)面積(空白區(qū)域?yàn)轲ぶ鴧^(qū)，箭頭代表滑動(dòng)方向)比例較大，對(duì)接觸斑的利用更好。

圖9 打磨前后接觸斑變化

3 剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)模型

為分析鋼軌打磨對(duì)車輛振動(dòng)響應(yīng)的影響，引入剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)理論，在Ansys中建立車體有限元模型，并結(jié)合Simpack軟件建立剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)模型，探索鋼軌磨耗后對(duì)車輛運(yùn)行性能的影響。

在引入柔性體的過(guò)程中，利用Ansys平臺(tái)建立車體的有限元模型，如圖10(a)所示。為了實(shí)現(xiàn)快速動(dòng)力學(xué)計(jì)算，利用Guyan縮減理論進(jìn)行子結(jié)構(gòu)分析，并對(duì)子結(jié)構(gòu)進(jìn)行模態(tài)分析，得到車體子結(jié)構(gòu)的縮減質(zhì)量矩陣、剛度矩陣和模態(tài)信息，如圖10(b)所示。

圖10 動(dòng)車組車體有限元模型及主自由度選取

利用線性模態(tài)分析方法對(duì)車體的全自由度和縮減自由度模型分別進(jìn)行模態(tài)分析，由于車輛運(yùn)營(yíng)中車體受到的振動(dòng)主要集中在中、低頻范圍，故只選取前10階模態(tài)(不包括小于1 Hz的前6階剛體模態(tài))，其計(jì)算結(jié)果見表1[11]。從兩種模型的振動(dòng)模態(tài)可以看出，縮減自由度前后的振動(dòng)頻率最大相差僅為2.29%，在可接受范圍內(nèi)?？s減模型與全自由度模型前10階模態(tài)振型一致，車輛橫向及垂向振動(dòng)較為明顯的模態(tài)振型如圖11所示。

表1 縮減前后模態(tài)結(jié)果對(duì)比

圖11 車體典型模態(tài)振型

通過(guò)Simpack軟件提供的FEMBS程序?qū)胲圀w的彈性模型，由此建立動(dòng)車組剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)模型，如圖12所示。

圖12 剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)模型

4 動(dòng)態(tài)特性分析

以軌檢車實(shí)測(cè)線路激勵(lì)作為輸入，基于GB 5599—1985《鐵道車輛動(dòng)力學(xué)性能評(píng)定和試驗(yàn)鑒定規(guī)范》[12]和UIC 518-2009[13]中推薦的運(yùn)行穩(wěn)定性和振動(dòng)加速度的評(píng)估方法，對(duì)運(yùn)營(yíng)車輛的運(yùn)行性能進(jìn)行分析，并與運(yùn)行測(cè)試結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。

在UIC 518—2009[13]中，根據(jù)輪軌導(dǎo)向力之和及構(gòu)架橫向振動(dòng)加速度來(lái)判定車輛的穩(wěn)定性。

每根輪軸的輪軌導(dǎo)向力之和∑Y的最大值評(píng)定標(biāo)準(zhǔn)為

(3)

式中：P0為靜態(tài)軸重；α為系數(shù)，對(duì)于客車取值為1。

對(duì)于構(gòu)架橫向振動(dòng)加速度，應(yīng)在100 m范圍內(nèi)，以10 m為窗口對(duì)其的均方根(Root Mean Square ，RMS)值進(jìn)行滑動(dòng)平均，加速度最大值限制值為

(4)

對(duì)于車體橫向振動(dòng)加速度，規(guī)定其最大值應(yīng)小于2.5 m/s2。

根據(jù)上述判定方法，以軌檢車測(cè)量的打磨前后的軌道激勵(lì)為輸入，對(duì)運(yùn)營(yíng)在打磨前后鋼軌上的車輛運(yùn)行穩(wěn)定性和振動(dòng)加速度進(jìn)行分析計(jì)算，如圖13和圖14所示。

圖13 動(dòng)態(tài)特性分析結(jié)果

圖14 200 km/h速度下打磨前后車體振動(dòng)

由計(jì)算結(jié)果可見，打磨后軌面由于軌距角較打磨前低，使軌頭圓弧半徑變小，曲率變大，等效錐度減小，車輛運(yùn)行穩(wěn)定性得到改善，但在打磨前160 km/h和打磨后100 km/h時(shí)出現(xiàn)了跳點(diǎn)。根據(jù)分析，由于動(dòng)車組輪對(duì)與轉(zhuǎn)向架構(gòu)架之間存在不同程度的彈性約束，其蛇行頻率位于自由輪對(duì)蛇行運(yùn)動(dòng)頻率和剛性轉(zhuǎn)向架蛇行運(yùn)動(dòng)頻率之間[14],通過(guò)計(jì)算得出該客運(yùn)專線打磨前后鋼軌與實(shí)測(cè)踏面匹配時(shí)蛇行頻率與車體固有頻率如圖15所示。當(dāng)動(dòng)車組車輛以160 km/h左右速度運(yùn)行在打磨前實(shí)測(cè)廓形區(qū)段時(shí)，動(dòng)車組轉(zhuǎn)向架蛇行頻率與車體橫向固有頻率重合，此時(shí)動(dòng)車組車輛產(chǎn)生共振，造成車輛橫向失穩(wěn)，運(yùn)行穩(wěn)定性和車輛橫向平穩(wěn)性嚴(yán)重惡化；廓形打磨后，車速達(dá)到110 km/h左右時(shí)，轉(zhuǎn)向架蛇行頻率與車體橫向固有頻率重合。根據(jù)該客運(yùn)專線的動(dòng)車組運(yùn)行情況，車輛會(huì)較快通過(guò)此速度區(qū)間，且在低速運(yùn)行時(shí)由于共振產(chǎn)生的能量較小，故對(duì)乘坐舒適度未產(chǎn)生實(shí)質(zhì)性影響。此外，鋼軌打磨前后鋼軌與磨耗車輪踏面匹配下的車體橫向和垂向振動(dòng)功率譜密度PSD如圖16所示，由于車體10 Hz左右頻率是車體一階垂直彎曲頻率，當(dāng)動(dòng)車組通過(guò)異常抖動(dòng)區(qū)間時(shí)，不合理的輪軌匹配造成動(dòng)車組車體垂向和橫向振動(dòng)能量放大。鋼軌打磨后表面不平順度得到了大幅提升，因此車輛的振動(dòng)能量得到明顯減小。

圖15 蛇行頻率分析

圖16 車輛振動(dòng)功率譜密度PSD

5 打磨效果調(diào)查

打磨質(zhì)量指數(shù)(Grinding Quality Index，GQI)是將鋼軌廓形與設(shè)計(jì)廓形的偏差量化，其為廓形打磨質(zhì)量的指標(biāo)，以直觀量化的指標(biāo)對(duì)打磨質(zhì)量進(jìn)行驗(yàn)收和評(píng)定，鋼軌廓形與設(shè)計(jì)廓形貼合度越好，GQI分?jǐn)?shù)越高。通過(guò)對(duì)打磨前后的GQI值進(jìn)行分析，某客運(yùn)專線打磨前GQI均值為66.91分，打磨后GQI均值達(dá)到97.54分，鋼軌GQI得到大幅度提升，達(dá)到廓形優(yōu)良水平。

采用添乘儀測(cè)量動(dòng)車組通過(guò)打磨前后某客運(yùn)專線異常抖動(dòng)區(qū)間時(shí)的垂向、橫向加速度超限情況，如表2所示。

表2 鋼軌打磨前后抖車區(qū)間加速度等級(jí)超限個(gè)數(shù)情況

通過(guò)個(gè)性化打磨將鋼軌廓形打磨至設(shè)計(jì)廓形后，控制了等效錐度，改善了輪軌接觸關(guān)系不良情況。實(shí)測(cè)車體垂向和橫向加速度的幅值得到明顯改善，打磨后無(wú)Ⅱ級(jí)超限現(xiàn)象，垂向加速度和橫向加速度Ⅰ級(jí)超限分別減少了94.5%、93.3%。打磨前最大垂向加速度為2.5 m/s2，打磨后降低至1.0 m/s2；打磨前最大橫向加速度為1.5 m/s2，打磨后降低至0.5 m/s2，與理論分析結(jié)果的趨勢(shì)基本一致。

為驗(yàn)證鋼軌打磨效果，對(duì)打磨區(qū)間鋼軌運(yùn)行4個(gè)月后和9個(gè)月后的表面狀況進(jìn)行跟蹤測(cè)量，如圖17所示(圖片下側(cè)代表鋼軌內(nèi)側(cè))。從跟蹤調(diào)查結(jié)果可見，打磨4個(gè)月后鋼軌光帶寬度保持在20 mm左右，且位置居中，輪軌接觸良好；打磨9個(gè)月后，鋼軌光帶寬度25～30 mm，位置居中且保持穩(wěn)定。由于光帶是輪軌接觸最直觀的體現(xiàn)，故從打磨后光帶跟蹤情況可知，通過(guò)個(gè)性化廓形打磨，鋼軌光帶位置居中，輪軌接觸良好，能提升車輛運(yùn)行性能。

圖17 打磨后鋼軌表面狀態(tài)情況

6 結(jié)論

通過(guò)對(duì)某客運(yùn)專線異常振動(dòng)區(qū)間晃車抖車機(jī)理的分析，利用個(gè)性化鋼軌廓形設(shè)計(jì)、動(dòng)力學(xué)仿真和鋼軌打磨對(duì)其治理效果進(jìn)行分析，得出以下結(jié)論：

(1)動(dòng)車組異常抖動(dòng)表現(xiàn)為輪軌接觸點(diǎn)發(fā)生不連續(xù)跳動(dòng)現(xiàn)象，輪對(duì)等效錐度變化較大，且不合理的輪軌匹配造成動(dòng)車組轉(zhuǎn)向架蛇行頻率與車體橫向固有頻率重合，引起車體共振。

(2)針對(duì)運(yùn)營(yíng)車輛的類型及出現(xiàn)的問(wèn)題，設(shè)計(jì)了適合該線路的鋼軌廓形。通過(guò)對(duì)輪軌進(jìn)行靜態(tài)接觸分析可見，設(shè)計(jì)鋼軌廓形的輪軌匹配優(yōu)于磨耗后鋼軌。

(3)鋼軌打磨后，輪軌表面不平順得到明顯提升，輪軌接觸點(diǎn)不連續(xù)跳動(dòng)現(xiàn)象得到解決，輪軌接觸光帶位置居中，在運(yùn)行一段時(shí)間后光帶寬度依然控制在20～30 mm，通過(guò)動(dòng)力學(xué)分析及添乘測(cè)試，車輛運(yùn)行性能優(yōu)于鋼軌打磨前，列車運(yùn)行品質(zhì)得到提高。

因此，采用個(gè)性化鋼軌廓形打磨，能優(yōu)化輪軌接觸關(guān)系，明顯提升動(dòng)車組運(yùn)行性能，提高旅客乘坐舒適度。同時(shí)，通過(guò)鋼軌打磨，極大的降低了車輛和軌道等相關(guān)部件的損耗，且降低了振動(dòng)能量，對(duì)輪軌磨耗起到一定的緩解作用，有利于延長(zhǎng)鋼軌的使用壽命。