馮永華，張振先，梁海嘯，李奕瀟，池茂儒

（1 中車(chē)青島四方機(jī)車(chē)車(chē)輛股份有限公司，山東青島 266111；2 西南交通大學(xué) 牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 成都 610031）

隨著我國(guó)高速鐵路的迅速發(fā)展和人民生活水平的提高，對(duì)鐵道車(chē)輛乘坐舒適性的要求越來(lái)越高。而自動(dòng)車(chē)組開(kāi)行以來(lái)出現(xiàn)的一些低頻橫向晃動(dòng)現(xiàn)象，由于其頻率接近人體敏感頻率區(qū)域，導(dǎo)致旅客乘坐體驗(yàn)不佳，舒適感大大降低［1-5］，國(guó)內(nèi)針對(duì)高速動(dòng)車(chē)組低頻晃動(dòng)開(kāi)展了相關(guān)的研究。張金等［6］研究了CRH1 動(dòng)車(chē)組在海南環(huán)島高鐵運(yùn)行的晃車(chē)現(xiàn)象，提出了與車(chē)型相對(duì)應(yīng)的鋼軌整治措施。厲鑫波等［7］基于城際動(dòng)車(chē)組構(gòu)架與車(chē)體振動(dòng)特征，研究了主頻4 Hz 晃車(chē)現(xiàn)象的機(jī)理。池茂儒等［8］分析了鋼軌打磨廓形對(duì)車(chē)輛動(dòng)力學(xué)的影響，提出鋼軌軌肩過(guò)度打磨導(dǎo)致輪軌匹配關(guān)系惡化進(jìn)而引起晃車(chē)現(xiàn)象。

針對(duì)動(dòng)車(chē)組發(fā)生0.7 Hz 低頻車(chē)體晃動(dòng)現(xiàn)象，基于懸掛元件、踏面廓形、鋼軌狀態(tài)及輪軌匹配等方面檢測(cè)數(shù)據(jù)，通過(guò)動(dòng)力學(xué)仿真分析結(jié)合線路試驗(yàn)驗(yàn)證，從車(chē)輛、線路2 方面提出應(yīng)對(duì)措施。

1 晃車(chē)問(wèn)題背景

配屬某鐵路局集團(tuán)有限公司的動(dòng)車(chē)組在通過(guò)特定交路，添乘人員在車(chē)廂連接處監(jiān)測(cè)到明顯的車(chē)體橫向晃動(dòng)現(xiàn)象，呈現(xiàn)出車(chē)體晃動(dòng)幅度大、頻率低的特點(diǎn)，車(chē)體橫向振動(dòng)時(shí)域圖、橫向振動(dòng)加速度頻域圖和橫向平穩(wěn)性指標(biāo)如圖1～圖3 所示。由圖1 可知：車(chē)輛離開(kāi)曲線進(jìn)入直線區(qū)后車(chē)體橫向振動(dòng)加速度瞬間增大1.7 倍，并且在時(shí)域內(nèi)振動(dòng)信號(hào)波形顯示較強(qiáng)的單一周期性，車(chē)體前后端振動(dòng)相位一致，可推斷晃動(dòng)以滾擺為主。由圖2 可知：振動(dòng)存在明顯的頻率為0.7 Hz 單一主頻。由圖3 可知：直線晃車(chē)段的橫向平穩(wěn)性指標(biāo)達(dá)到2.26，明顯大于曲線段1.7。

圖1 車(chē)體橫向振動(dòng)時(shí)域圖

圖2 橫向振動(dòng)加速度頻域圖（直線）

圖3 橫向平穩(wěn)性指標(biāo)

同時(shí)對(duì)該局配屬所有高速動(dòng)車(chē)組進(jìn)行跟蹤普查，發(fā)現(xiàn)出現(xiàn)類(lèi)似橫向晃動(dòng)現(xiàn)象的動(dòng)車(chē)組具有2 個(gè)共同點(diǎn)：一是發(fā)生晃車(chē)的動(dòng)車(chē)組車(chē)輪均經(jīng)過(guò)旋修，而其他同型號(hào)未旋修動(dòng)車(chē)組未發(fā)生晃車(chē)；二是僅在特定交路發(fā)生晃車(chē)現(xiàn)象，其他交路運(yùn)行狀態(tài)良好。

2 晃車(chē)原因分析

為識(shí)別動(dòng)車(chē)組晃車(chē)的具體原因，重點(diǎn)針對(duì)懸掛部件、車(chē)輪、鋼軌及匹配關(guān)系進(jìn)行調(diào)查分析，并實(shí)現(xiàn)仿真再現(xiàn)。

2.1 懸掛元件調(diào)查分析

基于高級(jí)修數(shù)據(jù)，影響車(chē)體橫向振動(dòng)的空氣彈簧橫向剛度、抗側(cè)滾扭桿剛度、一系定位節(jié)點(diǎn)橫向剛度、橫向減振器阻尼力及抗蛇行減振器阻尼力如圖4～圖8 所示，由圖4～圖8 可知：動(dòng)車(chē)組懸掛元件性能參數(shù)與正常車(chē)輛相當(dāng)且滿(mǎn)足運(yùn)用檢修要求。

圖4 空氣彈簧橫向剛度

圖5 抗側(cè)滾扭桿剛度

圖6 定位節(jié)點(diǎn)橫向剛度

圖7 橫向減振器阻尼力

圖8 抗蛇行減振器阻尼力

2.2 車(chē)輪調(diào)查分析

基于UIC 519 算法，計(jì)算新造車(chē)輪、旋修車(chē)輪與60 鋼軌匹配的等效錐度如圖9 所示。由圖9 可知：新造出廠車(chē)輪等效錐度0.04（標(biāo)準(zhǔn)LMA），而旋修后的車(chē)輪等效錐度0.033，降低17%。經(jīng)調(diào)查分析，基于薄輪緣經(jīng)濟(jì)旋修原則，按照DIN 5573 通過(guò)將標(biāo)準(zhǔn)車(chē)輪廓形整體向輪緣側(cè)平移實(shí)現(xiàn)踏面廓形修復(fù)，引起踏面接觸區(qū)域廓形切線斜率降低，如圖10 所示。

圖9 新造與旋修車(chē)輪等效錐度

圖10 旋修踏面廓形示意圖

基于DIN 5573 廓形平移方法，計(jì)算不同薄輪緣厚度旋修廓形的等效錐度，旋修輪緣厚度與等效錐度關(guān)系如圖11 所示。由圖11 可知：與60 軌匹配，輪緣厚度由標(biāo)準(zhǔn)32.9 mm 減小到28.5 mm 時(shí)，等效錐度指數(shù)快速降低；當(dāng)輪緣厚度低于28.5 mm時(shí)，等效錐度為0.026。

圖11 旋修輪緣厚度與等效錐度關(guān)系

2.3 鋼軌調(diào)查分析

經(jīng)調(diào)查，晃車(chē)位置的鋼軌廓形打磨過(guò)度，60 鋼軌和實(shí)測(cè)廓形對(duì)比如圖12 所示，由圖12 可知：從軌頂?shù)杰壖缣帲瑢?shí)測(cè)鋼軌圓弧半徑較小，相比60 鋼軌，其廓形從橫坐標(biāo)0 mm 開(kāi)始向下傾斜，越向鋼軌外側(cè)幅度越大。

圖12 廓形對(duì)比

輪軌接觸點(diǎn)、接觸角差如圖13、圖14 所示。接觸點(diǎn)位置及等效錐度見(jiàn)表1。由圖13、圖14 及表1可知：相比60 鋼軌，LMA實(shí)測(cè)鋼軌匹配的接觸帶寬由8.9 mm 減小為6.2 mm，接觸區(qū)域相對(duì)集中，從而導(dǎo)致等效錐度降低23%，接觸角差降低60%。在這種輪軌接觸條件下，容易引發(fā)一次蛇行運(yùn)動(dòng)，即直線運(yùn)行低頻晃車(chē)。

圖13 輪軌接觸點(diǎn)對(duì)

圖14 接觸角差

表1 接觸點(diǎn)位置及等效錐度

2.4 仿真分析

基于SIMPACK 軟件，建立動(dòng)車(chē)組動(dòng)力學(xué)模型，研究LMA、旋修踏面分別與60 鋼軌、實(shí)測(cè)鋼軌匹配工況下動(dòng)車(chē)組橫向振動(dòng)特征，驗(yàn)證低錐度導(dǎo)致直線運(yùn)行晃車(chē)成因。

車(chē)體橫向振動(dòng)響應(yīng)如圖15 所示，由圖15 可知：隨著輪軌匹配錐度降低，車(chē)體橫向加速在0.7 Hz 處的振動(dòng)主頻逐漸突出；LMA踏面、旋修踏面與60 鋼軌匹配時(shí)，振動(dòng)主頻尚不明顯；LMA與實(shí)測(cè)鋼軌匹配時(shí)，0.7 Hz 處振動(dòng)主頻能量初步集中，尚未產(chǎn)生明顯晃車(chē)現(xiàn)象；旋修踏面與實(shí)測(cè)鋼軌匹配時(shí)，等效錐度降低至0.023，車(chē)體一次蛇行模態(tài)被激發(fā)，形成0.7 Hz 單一主頻能量，進(jìn)而導(dǎo)致晃車(chē)現(xiàn)象發(fā)生。

圖15 車(chē)體橫向振動(dòng)響應(yīng)

3 應(yīng)對(duì)措施及效果

由于采用踏面平移的經(jīng)濟(jì)旋輪方法，引起踏面常接觸區(qū)域斜率降低，加之與大斜率軌肩的實(shí)測(cè)鋼軌匹配，導(dǎo)致等效錐度降低，進(jìn)而引發(fā)低頻晃車(chē)?；诖?，分別從車(chē)輪和鋼軌角度出發(fā)提出應(yīng)對(duì)措施。

3.1 車(chē)輪應(yīng)對(duì)措施

優(yōu)化旋輪方法，踏面廓形保持不變，僅針對(duì)輪緣厚度改變輪緣處目標(biāo)廓形，保證踏面常用接觸區(qū)域G～J 段的斜率與LMA相同，如圖16 所示。

圖16 優(yōu)化后旋修廓形

3.2 鋼軌應(yīng)對(duì)措施

根據(jù)仿真分析及線路測(cè)試，當(dāng)輪軌匹配錐度≥0.028 時(shí)，橫向振動(dòng)能量分布均勻，未發(fā)生晃車(chē)現(xiàn)象，見(jiàn)表2。基于此，提出鋼軌精細(xì)化控制廓形，在鋼軌頂部-5～10 mm 范圍內(nèi)，廓形斜率≤0.043（10 mm 處ΔZ≤0.65 mm），可保證動(dòng)車(chē)組不發(fā)生低錐度所引起的晃車(chē)現(xiàn)象，如圖17 所示。

表2 等效錐度與對(duì)應(yīng)橫向振動(dòng)

圖17 鋼軌打磨標(biāo)準(zhǔn)

基于改進(jìn)后的措施，完成線路振動(dòng)測(cè)試，其振動(dòng)加速度時(shí)域圖、振動(dòng)加速度頻域圖如圖18、圖19所示。由圖18、圖19 可知：車(chē)體橫向振動(dòng)加速度降低約60%，0.7 Hz 振動(dòng)主頻峰值降低70%，晃車(chē)現(xiàn)象已不明顯，運(yùn)行狀態(tài)良好。

圖18 振動(dòng)加速度時(shí)域圖

圖19 振動(dòng)加速度頻域圖

4 結(jié) 論

針對(duì)動(dòng)車(chē)組旋修后直線運(yùn)行發(fā)生低頻晃動(dòng)現(xiàn)象，通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查、數(shù)據(jù)分析、仿真再現(xiàn)、試驗(yàn)驗(yàn)證，針對(duì)懸掛元件、車(chē)輪踏面、鋼軌廓形及輪軌匹配關(guān)系進(jìn)行研究，分析車(chē)體0.7 Hz 橫向振動(dòng)特征及成因，并提出應(yīng)對(duì)措施。

4.1 原因分析

經(jīng)調(diào)查分析，排除懸掛元件失效導(dǎo)致晃車(chē)的可能?；贒IN 5573 標(biāo)準(zhǔn)，采用廓形整體向輪緣側(cè)平移的薄輪緣車(chē)輪旋修方法，引起踏面接觸區(qū)域斜率偏小，等效錐度由0.04 降低至0.033，加之與大斜率軌肩的打磨鋼軌匹配，導(dǎo)致接觸錐度進(jìn)一步降低至0.023，激發(fā)車(chē)體一次蛇行運(yùn)動(dòng)，即產(chǎn)生晃車(chē)現(xiàn)象。

4.2 應(yīng)對(duì)措施

優(yōu)化旋輪方法，保持踏面常用接觸區(qū)域G～J廓形不變，僅針對(duì)輪緣厚度改變處廓形進(jìn)行修復(fù)；提出鋼軌廓形的精細(xì)化控制標(biāo)準(zhǔn)，在鋼軌頂部-5～10 mm 范圍內(nèi)廓形斜率≤0.043?；谝陨希ＷCLMA踏面匹配錐度≥0.028，實(shí)現(xiàn)良好的輪軌匹配關(guān)系。

4.3 試驗(yàn)驗(yàn)證

基于線路振動(dòng)測(cè)試驗(yàn)證，車(chē)體橫向振動(dòng)加速度幅值降低約60%，0.7 Hz 振動(dòng)主頻峰值降低70%，有效緩解了動(dòng)車(chē)組低頻晃車(chē)問(wèn)題，提高運(yùn)行舒適性。