侯茂銳，胡曉依，宗仁莉，郭 濤，羅 俊，樊令舉

（1.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；2.鐵科院（北京）工程咨詢有限公司，北京 100081；3.中車唐山機(jī)車車輛有限公司，河北唐山 063035；4.株洲時(shí)代新材料科技股份有限公司，湖南株洲 412007；5.青島博銳智遠(yuǎn)減振科技有限公司，山東青島 266111）

轉(zhuǎn)臂式軸箱定位裝置由于結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、重量較輕，且各向剛度的選取具有方便性和獨(dú)立性，因此在高速動(dòng)車組中得到廣泛應(yīng)用。轉(zhuǎn)臂定位橡膠節(jié)點(diǎn)（簡(jiǎn)稱轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)）用于連接軸箱轉(zhuǎn)臂與構(gòu)架，以傳遞牽引或制動(dòng)載荷。轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)由金屬和橡膠組成，在列車運(yùn)行過程中受到機(jī)械振動(dòng)和外部環(huán)境的影響，必然產(chǎn)生機(jī)械損傷和疲勞失效現(xiàn)象，從而導(dǎo)致轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度發(fā)生改變。轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度是高速動(dòng)車組動(dòng)力學(xué)性能的重要影響因素，而更換動(dòng)車組轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)需要進(jìn)行落輪處理，并且還要進(jìn)行壓裝等工序，不但流程復(fù)雜，而且耗時(shí)較長(zhǎng)，影響運(yùn)用單位的動(dòng)車組周轉(zhuǎn)。因此，獲取服役動(dòng)車組轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)的剛度變化范圍，研究其對(duì)動(dòng)車組動(dòng)力學(xué)性能的影響具有重要意義。

國(guó)內(nèi)外諸多學(xué)者開展了相關(guān)研究工作。文獻(xiàn)［1］利用單軸、雙軸以及平面拉伸等方法對(duì)轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)的天然橡膠材料進(jìn)行相關(guān)測(cè)試并得到其數(shù)學(xué)模型。文獻(xiàn)［2］通過疊加模型的有限元方法計(jì)算轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)的離散剛度，分析頻率-剛度特性對(duì)動(dòng)車組動(dòng)力學(xué)性能的影響。文獻(xiàn)［3］對(duì)CHR2型動(dòng)車組服役運(yùn)用60萬km 后的轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)進(jìn)行拆解、檢查并測(cè)試剛度，選取了2 個(gè)剛度變化較大的進(jìn)行臺(tái)架疲勞試驗(yàn)，根據(jù)疲勞試驗(yàn)得到的轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度變化情況，計(jì)算轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)更換周期。文獻(xiàn)［4］利用有限元方法，計(jì)算動(dòng)車組轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度變化，對(duì)比分析基于Mooney-Rivlin 與Ogden 這2 種橡膠本構(gòu)模型的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果。文獻(xiàn)［5］介紹了德國(guó)Freudenberg Schwab 公司研發(fā)的自適應(yīng)變剛度液壓轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)，并以此開展變剛度轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)對(duì)車輛動(dòng)力學(xué)性能影響的仿真分析。文獻(xiàn)［6］對(duì)轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了-60～60 ℃溫度下的剛度測(cè)試，發(fā)現(xiàn)溫度低于-40 ℃后轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度明顯增大。文獻(xiàn)［7］將Poynting-Thomson 模型與Zobory 模型相結(jié)合，對(duì)比分析變剛度轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)的曲線通過能力及對(duì)車輪磨耗的影響。文獻(xiàn)［8］采用Ogden 橡膠本構(gòu)模型，計(jì)算分析某轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)變剛度橡膠球鉸的剛度，并結(jié)合S-N 曲線預(yù)測(cè)橡膠球鉸的疲勞壽命。文獻(xiàn)［9-11］建立了考慮轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)非線性剛度特性的數(shù)學(xué)模型，分析非線性剛度對(duì)車輛動(dòng)力學(xué)性能的影響。以往研究主要考慮轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)的設(shè)計(jì)性能對(duì)車輛動(dòng)力學(xué)或疲勞可靠性的影響，而對(duì)轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)服役后的剛度變化研究較少，尤其是缺少樣本量較大情況下統(tǒng)計(jì)規(guī)律。

本文選擇來自3 個(gè)不同生產(chǎn)廠家且在京滬、武廣高鐵CRH3型動(dòng)車組上服役120 萬km 的轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)，進(jìn)行剛度測(cè)試，分析剛度和剛度變化率的分布，分析對(duì)比剛度變化與運(yùn)行線路、生產(chǎn)廠家的關(guān)聯(lián)關(guān)系，并建立CRH3型動(dòng)車組拖車動(dòng)力學(xué)仿真模型，在分別匹配60N 和60D 鋼軌廓形條件下，仿真分析轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度變化對(duì)車輛直線運(yùn)行穩(wěn)定性、平穩(wěn)性和曲線通過性能的影響。

1 轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度測(cè)試與分析

標(biāo)準(zhǔn)TB/T 2843—2015《機(jī)車車輛用橡膠彈性元件通用技術(shù)條件》規(guī)定，轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)出廠靜剛度公差應(yīng)小于±15%［12］，而對(duì)于服役轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)，其剛度許用范圍并無規(guī)定。轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)軸向剛度對(duì)車輛動(dòng)力學(xué)性能影響較小［13］，故主要針對(duì)轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度進(jìn)行測(cè)試和分析。對(duì)于CRH3型動(dòng)車組的轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)，其名義徑向剛度為120 MN·m-1，則轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)出廠剛度應(yīng)控制在102～138 MN·m-1范圍內(nèi)。

在京滬和武廣高鐵上運(yùn)用的CRH3型動(dòng)車組轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)主要來自3 個(gè)生產(chǎn)廠家（分別為廠家A，廠家B 和廠家C），對(duì)服役120 萬km 進(jìn)行高級(jí)修的3家421 個(gè)轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)進(jìn)行剛度測(cè)試。轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)靜剛度的測(cè)試裝置如圖1所示。

圖1 轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)靜剛度測(cè)試裝置

按照標(biāo)準(zhǔn)TB/T 2843—2015 的規(guī)定，測(cè)試前需將待測(cè)轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)恒溫（23 ℃±2 ℃）處理48 h。為準(zhǔn)確測(cè)試轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)的剛度，將轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)壓裝在圖1所示的金屬外套中并保持間隙配合。通過2 個(gè)千分表記錄試驗(yàn)中轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)的變形。預(yù)壓力為100 N，預(yù)載后進(jìn)行正式試驗(yàn)，以1 mm·min-1的速度將載荷由100 N 加載至130 kN、再以同樣速度卸載到100 N，如此循環(huán)3次，選取10～100 kN的位移-載荷曲線進(jìn)行靜剛度計(jì)算。

1.1 不同運(yùn)行線路測(cè)試結(jié)果對(duì)比

在不同線路上運(yùn)行的來自廠家A、服役120 萬km 的轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)靜剛度測(cè)試對(duì)比分布如圖2 所示。為分析轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度變化程度，結(jié)合新品剛度計(jì)算得到徑向剛度變化率對(duì)比分布如圖3所示。徑向剛度及徑向剛度變化率最小值、最大值、均值等統(tǒng)計(jì)情況見表1。

表1 不同線路轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度、徑向剛度變化率統(tǒng)計(jì)

圖2 不同線路轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度分布對(duì)比

圖3 不同線路轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度變化率分布對(duì)比

由圖2、圖3 和表1 可知：京滬高鐵的轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)服役120 萬km 后，徑向剛度分布范圍為85～120 MN·m-1，武廣高鐵的為95～125 MN·m-1；京滬高鐵的轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度變化率分布在-35%～0 之間，武廣高鐵的在-15%～10%之間。由此可見，廠家A 生產(chǎn)的轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)在2 條高鐵線路上服役120 萬km 后剛度均呈減小趨勢(shì)，其中京滬高鐵最大減小了33%。

為排除由于樣本點(diǎn)與樣本點(diǎn)、樣本點(diǎn)與總樣本之間差異導(dǎo)致的誤差，對(duì)不同線路轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度變化率分布進(jìn)行假設(shè)檢驗(yàn)，統(tǒng)計(jì)結(jié)果見表2。由表2 可知，運(yùn)行在京滬和武廣高鐵上的轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)服役120 萬km 后，剛度變化率分布均服從顯著性水平為0.25 的正態(tài)分布。根據(jù)正態(tài)分布3 西格瑪原則，得到廠家A 生產(chǎn)的轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)在2 條線路上的徑向剛度變化率大概率變化區(qū)間分別為（-38.9%，-1.1%）和（-17.8%，8.6%）。

表2 不同線路轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度變化率檢驗(yàn)統(tǒng)計(jì)結(jié)果

1.2 不同生產(chǎn)廠家測(cè)試結(jié)果對(duì)比

對(duì)在武廣高鐵上服役120萬km，由3個(gè)廠家生產(chǎn)的CRH3型動(dòng)車組轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)進(jìn)行靜剛度測(cè)試，得到轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度分布如圖4所示，徑向剛度變化率分布如圖5所示，徑向剛度及徑向剛度變化率最小值、最大值、均值等統(tǒng)計(jì)信息見表3。

圖4 不同生產(chǎn)廠家轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度分布對(duì)比

圖5 不同生產(chǎn)廠家轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度變化率對(duì)比

表3 不同生產(chǎn)廠家轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度、剛度變化率統(tǒng)計(jì)

由圖4、圖5和表3可知：廠家A、廠家B、廠家C 的轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度分別分布在90～130，110～160 和100～130 MN·m-1之間；廠家B 的轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度總體較大，最大值達(dá)158.5 MN·m-1，廠家A 和廠家C 的轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度相當(dāng)；3 個(gè)廠家的轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度分布率分別分布在-15%～10%，0～20%，-30%～15%之間；服役120 萬km 后，廠家A、廠家C 的轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度呈減小趨勢(shì)，而廠家B的呈增大趨勢(shì)。

不同廠家轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度變化率假設(shè)檢驗(yàn)統(tǒng)計(jì)結(jié)果見表4。由表4可知，3個(gè)廠家的轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)變化率均服從正態(tài)分布。根據(jù)3西格瑪原則，3個(gè)廠家的轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度變化率大概率變化區(qū)間分別為（-17.8%，8.6%），（0.06%，18.6%）以及（-30.9%，5.1%）。

表4 不同廠家轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度變化率假設(shè)檢驗(yàn)統(tǒng)計(jì)結(jié)果

2 車輛動(dòng)力學(xué)模型建立與驗(yàn)證

2.1 模型建立

在多體動(dòng)力學(xué)軟件Simpack 中建立CHR3型動(dòng)車組拖車動(dòng)力學(xué)仿真模型如圖6 所示。該模型包括1 個(gè)車體、2 個(gè)構(gòu)架、4 個(gè)輪對(duì)和8 個(gè)軸箱。車體、構(gòu)架、輪對(duì)均考慮橫向、垂向、縱向、點(diǎn)頭、搖頭和側(cè)滾6 個(gè)方向的自由度，其中輪對(duì)的垂向和側(cè)滾為非獨(dú)立自由度；軸箱只考慮點(diǎn)頭方向的自由度，車輛系統(tǒng)共46 個(gè)獨(dú)立自由度。輪軌垂向力采用Hertz 非線性彈性接觸理論進(jìn)行計(jì)算，輪軌蠕滑力則采用FASTSIM 理論進(jìn)行計(jì)算。一系、二系懸掛系統(tǒng)采用非線性彈簧和非線性阻尼進(jìn)行模擬，其中轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向、橫向、垂向剛度利用三向線性彈簧力元模擬（縱向和垂向剛度對(duì)應(yīng)單個(gè)轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)的徑向剛度，橫向剛度對(duì)應(yīng)單個(gè)轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)的軸向剛度）。

圖6 動(dòng)車組拖車動(dòng)力學(xué)仿真模型

2.2 模型驗(yàn)證

利用高速綜合檢測(cè)列車實(shí)測(cè)車體振動(dòng)加速度數(shù)據(jù)，在0～10 Hz 頻率范圍內(nèi)對(duì)仿真模型進(jìn)行驗(yàn)證，分別在時(shí)域和頻域內(nèi)對(duì)車體橫向、垂向振動(dòng)加速度進(jìn)行比較［14］。仿真時(shí)車輛運(yùn)行速度為303 km·h-1。車體橫向、垂向振動(dòng)加速度試驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真結(jié)果在時(shí)域和頻域的比較分別如圖7和圖8所示。

由圖7 和圖8 可知，仿真計(jì)算的車體橫向振動(dòng)加速度時(shí)域波形與試驗(yàn)數(shù)據(jù)基本一致；頻域范圍內(nèi)仿真結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的振動(dòng)主頻均在2.5和4.0 Hz左右；仿真結(jié)果稍小于試驗(yàn)數(shù)據(jù)，頻域內(nèi)振動(dòng)主頻均在0.9 Hz 左右，主要為車體的沉浮和點(diǎn)頭模態(tài)振動(dòng)，二者的振動(dòng)模態(tài)非常一致，表明仿真模型準(zhǔn)確、可靠。

圖7 車體橫向振動(dòng)加速度試驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真結(jié)果對(duì)比

圖8 車體垂向振動(dòng)加速度試驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真結(jié)果對(duì)比

3 仿真工況

由第1 節(jié)的測(cè)試結(jié)果可知，轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度的最小值為85.1 MN·m-1，最大值為158.5 MN·m-1，徑向剛度變化率大概率變化區(qū)間的最小值為-38.9%、最大值為18.6%。新品轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度分布區(qū)間為102～138 MN·m-1，由此可得服役轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度最大變化范圍為62.3～163.7 MN·m-1。仿真計(jì)算時(shí)，為了保證剛度變化具有一定裕量，選取轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度變化區(qū)間為60～180 MN·m-1，軸向剛度為12.5 MN·m-1。

由于我國(guó)高速鐵路鋼軌的現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)廓形均與TB60標(biāo)準(zhǔn)廓形存在較大差異［15］，因此下文主要考慮高速鐵路鋼軌常用的60N 標(biāo)準(zhǔn)廓形和60D 預(yù)打磨廓形，2 種鋼軌廓形對(duì)比如圖9 所示。與標(biāo)準(zhǔn)S1002CN 車輪踏面匹配時(shí)，60N 和60D 廓形在輪對(duì)橫移量3 mm 處的名義等效錐度分別為0.10和0.08。

圖9 2種典型鋼軌廓形對(duì)比

軌道不平順激勵(lì)為京滬高鐵實(shí)測(cè)軌道不平順，左軌、右軌的軌向和高低軌道不平順比較如圖10所示。線路條件分別為直線和曲線工況，曲線半徑為5 500 m，半徑長(zhǎng)度為5 000 m，緩和曲線長(zhǎng)度為700 m，曲線超高為175 mm。

圖10 軌向、高低軌道不平順激勵(lì)

4 計(jì)算結(jié)果分析

4.1 直線穩(wěn)定性及平穩(wěn)性

車輛非線性臨界速度是評(píng)價(jià)車輛系統(tǒng)穩(wěn)定性的重要指標(biāo)。使用文獻(xiàn)［16］中的初始激勵(lì)法計(jì)算車輛非線性臨界速度。轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度（對(duì)應(yīng)單個(gè)轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度）變化對(duì)動(dòng)車組非線性臨界速度的影響如圖11 所示。由圖11 可知：當(dāng)轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度由60 MN·m-1增大至180 MN·m-1時(shí)，60N 和60D鋼軌對(duì)應(yīng)的動(dòng)車組非線性臨界速度隨轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度的增大而減??；對(duì)于60D鋼軌，當(dāng)縱向剛度大于120 MN·m-1時(shí)，車輛非線性臨界速度急劇減小，甚至小于200 km·h-1。

圖11 非線性臨界速度

為分析這一現(xiàn)象，對(duì)不同縱向剛度下輪對(duì)橫移量和車體橫移量進(jìn)行分析，結(jié)果分別如圖12 和圖13所示。

圖12 不同縱向剛度下輪對(duì)橫移量

圖13 不同縱向剛度下車體橫移量

由圖12 可知，當(dāng)車速大于100 km·h 時(shí)，縱向剛度為140～180 MN·m-1時(shí)對(duì)應(yīng)的輪對(duì)橫移量由小于1 mm逐漸增大至8 mm；當(dāng)車速達(dá)400 km·h-1時(shí)，輪對(duì)橫移量基本恢復(fù)至正常變化范圍；當(dāng)車速達(dá)580 km·h-1時(shí)，輪對(duì)橫移量又增加至約8 mm。輪對(duì)橫移量為8 mm 時(shí)基本達(dá)到輪軌名義游間，這時(shí)輪對(duì)發(fā)生“輪緣-輪緣”接觸，輪緣根部與軌距角接觸產(chǎn)生較大的輪軌沖擊力，影響動(dòng)車組運(yùn)行安全。

由圖13 可知，當(dāng)車速為100～400 km·h-1時(shí)，車體橫移量達(dá)4.5 mm，之后隨著車速的增大車體橫移量逐漸減小，車速大于400 km·h-1后車體橫移量恢復(fù)正常。

由此可知，轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度大于140 MN·m-1時(shí)，CRH3型動(dòng)車組車輪匹配60D 鋼軌出現(xiàn)由等效錐度較低引發(fā)的車體低頻、大幅晃動(dòng)現(xiàn)象，嚴(yán)重影響乘坐舒適性，此時(shí)也發(fā)生車輪輪緣與軌距角接觸，輪軌沖擊力較大，影響動(dòng)車組運(yùn)行安全。

車速為300 km·h-1時(shí)構(gòu)架橫向振動(dòng)加速度和橫向平穩(wěn)性指標(biāo)分別如圖14和圖15所示。

圖14 構(gòu)架橫向振動(dòng)加速度

圖15 橫向平穩(wěn)性指標(biāo)

由圖14 可知，60N 鋼軌對(duì)應(yīng)的構(gòu)架橫向振動(dòng)加速度隨縱向剛度的增大緩慢增大；當(dāng)縱向剛度小于130 MN·m-1時(shí)，60D 鋼軌對(duì)應(yīng)的構(gòu)架橫向振動(dòng)加速度緩慢增大，振動(dòng)響應(yīng)小于60N 鋼軌；當(dāng)縱向剛度大于130 MN·m-1時(shí)，60D 鋼軌對(duì)應(yīng)的構(gòu)架橫向振動(dòng)加速度迅速增大，并且大于60N鋼軌。

由圖15 可知，60N 和60D 鋼軌對(duì)應(yīng)的橫向平穩(wěn)性指標(biāo)相當(dāng)，當(dāng)縱向剛度大于140 MN·m-1時(shí)，60D 鋼軌對(duì)應(yīng)的橫向平穩(wěn)性縱向逐漸大于60N 鋼軌，且橫向平穩(wěn)性指標(biāo)大于2.5，平穩(wěn)性等級(jí)由優(yōu)降為良。

轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度的增大使得動(dòng)車組運(yùn)行穩(wěn)定性和平穩(wěn)性降低，廠家B 生產(chǎn)的服役120 萬km 的轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度已達(dá)到160 MN·m-1，若匹配60D鋼軌或與其廓形接近的鋼軌，易引起動(dòng)車組出現(xiàn)低錐度晃車等異常振動(dòng)問題?，F(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)鋼軌廓形受鋼軌打磨工藝、自然磨耗等多種因素影響，使得部分區(qū)段的鋼軌廓形差異較大，過大的轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度將使動(dòng)車組對(duì)輪軌型面的變化比較敏感，因此，從提升輪軌匹配適應(yīng)性方面考慮，建議適當(dāng)減小CRH3型動(dòng)車組轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)名義縱向剛度。

4.2 曲線通過性能

動(dòng)車組以300 km·h-1速度通過半徑5 500 m曲線，輪軸橫向力、脫軌系數(shù)和磨耗功率等指標(biāo)的對(duì)比分別如圖16—圖18所示。

圖16 輪軸橫向力

圖17 脫軌系數(shù)

圖18 磨耗功率

由圖16—圖18 可知：對(duì)于60N 和60D 鋼軌，隨著轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度由60 MN·m-1增大至180 MN·m-1，輪軸橫向力、脫軌系數(shù)、磨耗功率均隨之增大，60D鋼軌的輪軸橫向力和脫軌系數(shù)均增大約1.2 倍，磨耗功率增大約62%；60N 鋼軌的各項(xiàng)指標(biāo)增幅均小于60D 鋼軌，分別小28%，20%，43%；縱向剛度為60 MN·m-1時(shí)，2 種廓形鋼軌對(duì)應(yīng)的動(dòng)力學(xué)指標(biāo)差異較小；縱向剛度達(dá)到180 MN·m-1時(shí)，60D 鋼軌的輪軸橫向力為7.2 kN，比60N 鋼軌增大約77 %，脫軌系數(shù)為0.11，比60N 鋼軌增大約1.2 倍，但輪軸橫向力和脫軌系數(shù)均遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于安全限值［17］；60D 鋼軌的磨耗功率為169.5 N，比60N 鋼軌增大約30%。降低轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度，使得輪軸橫向力、磨耗功率減小，有利于實(shí)現(xiàn)輪軌低動(dòng)力作用，從而降低車輪磨耗，延長(zhǎng)車輪鏇修周期，降低養(yǎng)護(hù)維修成本。

5 結(jié) 論

（1）CRH3型動(dòng)車組轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)在服役120 萬km后，轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度分布在85.1～158.5 MN·m-1，剛度變化率基本服從正態(tài)分布，根據(jù)3 西格瑪原則，剛度變化率大概率分布在-38.9%～18.6%范圍內(nèi)。京滬高鐵與武廣高鐵上廠家A 轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)的剛度變化范圍接近，不同生產(chǎn)廠家轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)剛度變化范圍有較大差異，廠家A、廠家B 和廠家C 的轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度分別分布在90～130，110～160 和100～130 MN·m-1之間，廠家B 的轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度較名義剛度總體增大，廠家A 和廠家C 的轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)徑向剛度較名義剛度總體減小，這與各廠家轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)橡膠材料差異性、橡膠成分配方以及生產(chǎn)工藝有關(guān)。

（2）應(yīng)用高速綜合檢測(cè)列車測(cè)試數(shù)據(jù)對(duì)建立的CRH3型動(dòng)車組拖車動(dòng)力學(xué)仿真模型進(jìn)行驗(yàn)證，0～10 Hz范圍內(nèi)仿真計(jì)算的車體橫向、垂向振動(dòng)加速度時(shí)域波形與試驗(yàn)結(jié)果基本一致；仿真計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果的振動(dòng)主頻均在2.5和4.0 Hz左右，驗(yàn)證了仿真模型的有效性。

（3）隨著轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度的增大，車輛非線性臨界速度逐漸減小，構(gòu)架橫向振動(dòng)加速度和車輛橫向平穩(wěn)性逐漸增大，當(dāng)轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度大于140 MN·m-1時(shí)，60D鋼軌的車輛非線性臨界速度急劇減小，輪對(duì)和車體橫移量增大，出現(xiàn)輪軌低錐度匹配引起的異常振動(dòng)問題?，F(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)鋼軌廓形受鋼軌打磨工藝、自然磨耗等多種因素影響，使得部分區(qū)段的鋼軌廓形差異較大，過大的轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度將使CRH3型動(dòng)車組對(duì)輪軌型面的變化比較敏感。因此，可適當(dāng)減小CRH3型動(dòng)車組轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)名義縱向剛度，以提升輪軌匹配適應(yīng)性。

（4）輪軸橫向力、脫軌系數(shù)和磨耗功率等曲線通過性能指標(biāo)隨著轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度的增大而增大。60D鋼軌的各項(xiàng)動(dòng)力學(xué)性能指標(biāo)均大于60N 鋼軌，且隨著轉(zhuǎn)臂節(jié)點(diǎn)縱向剛度的增大，二者之間的差異性也不斷增大，但均遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于安全限值。