摘要：

為研究高速列車(chē)在柔性輪對(duì)條件下通過(guò)道岔時(shí)的動(dòng)力響應(yīng)，采用剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)仿真方法，基于CRH380高速列車(chē)模型建立柔性輪對(duì)結(jié)構(gòu)條件下的車(chē)輛—道岔剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)模型。以柔性輪對(duì)高速列車(chē)模型為研究對(duì)象，通過(guò)18號(hào)高速道岔，分析輪對(duì)柔性與全剛體結(jié)構(gòu)條件下的車(chē)輛模型的安全性、輪軌動(dòng)態(tài)相互作用、車(chē)體振動(dòng)加速度及輪軌接觸位置分布指標(biāo)。仿真結(jié)果表明，柔性輪對(duì)高速列車(chē)模型對(duì)車(chē)輛的輪軌動(dòng)態(tài)相互作用影響較大，對(duì)安全性、車(chē)體振動(dòng)加速度及輪軌接觸位置分布等動(dòng)力學(xué)指標(biāo)影響較小。

關(guān)鍵詞：

高速列車(chē)；柔性輪對(duì)；剛?cè)狁詈?；高速道?/p>

中圖分類(lèi)號(hào)：

U211.5

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

收稿日期：2023-09-07

基金項(xiàng)目：

山東省自然科學(xué)基金（批準(zhǔn)號(hào)：ZR2019PEE011）資助。

通信作者：

張騫，男，博士，副教授，主要研究方向?yàn)檐壍绖?dòng)力學(xué)。E-mail：figozq100@sina.com

道岔是實(shí)現(xiàn)高速列車(chē)從一股軌道轉(zhuǎn)入或越過(guò)另一股軌道的線(xiàn)路設(shè)備，是保證列車(chē)高速運(yùn)行平穩(wěn)性和安全性的關(guān)鍵基礎(chǔ)設(shè)施。隨著中國(guó)高速鐵路的不斷發(fā)展以及運(yùn)行環(huán)境復(fù)雜程度的提升，傳統(tǒng)多剛體仿真模型已無(wú)法確保仿真結(jié)果的精確性，為了保證車(chē)輛過(guò)岔的安全性，有必要建立車(chē)輛—道岔精細(xì)化動(dòng)力學(xué)耦合模型，研究重載車(chē)輛—道岔耦合動(dòng)力特性［1］。如利用柔性構(gòu)架車(chē)輛模型，在通過(guò)道岔時(shí)與多剛體車(chē)輛模型進(jìn)行動(dòng)力學(xué)指標(biāo)對(duì)比并分析了柔性構(gòu)架的疲勞強(qiáng)度［2］。Chaar［3］分別建立了柔性輪對(duì)及柔性軌道模型，對(duì)比仿真計(jì)算測(cè)試結(jié)果可知，柔性體的仿真結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果更加接近，柔性輪軌接觸模型的輪軌接觸行為更加明顯［4］。為研究道岔區(qū)軌道幾何輪軌力，建立車(chē)輛—道岔剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)模型，分析道岔區(qū)幾何不平順對(duì)車(chē)輛動(dòng)力學(xué)性能的影響規(guī)律并提出了道岔軌道幾何不平順限值［5］，車(chē)輛—軌道耦合模型研究了城軌地震的報(bào)警閾值［6］。根據(jù)剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)理論而構(gòu)建的多柔性體車(chē)輛模型與剛性模型進(jìn)行動(dòng)力學(xué)仿真結(jié)果對(duì)比［7］?；贏NSYS和SIMPACK，建立CW-200柔性轉(zhuǎn)向架車(chē)輛模型，有效實(shí)現(xiàn)了剛體和柔性體之間耦合［8］，得出柔性輪對(duì)剛?cè)狁詈贤宪?chē)車(chē)輛模型的車(chē)輪受到的動(dòng)載荷時(shí)間歷程更加準(zhǔn)確并能更好預(yù)測(cè)車(chē)輪疲勞壽命［9］。在焊接結(jié)構(gòu)振動(dòng)疲勞壽命預(yù)測(cè)等領(lǐng)域，剛?cè)狁詈夏Ｐ蛻?yīng)用也較為廣泛［10］，通過(guò)車(chē)輛—道岔動(dòng)力相互作用耦合模型，評(píng)價(jià)了車(chē)輪與道岔鋼軌的動(dòng)力相互作用［11］。剛?cè)狁詈夏Ｐ驮诖鸥≤?chē)輛領(lǐng)域也有較為廣泛的應(yīng)用，通過(guò)建立磁浮車(chē)輛—道岔梁耦合振動(dòng)分析模型，分析了磁浮列車(chē)通過(guò)道岔主動(dòng)梁的振動(dòng)，證明了柔性主動(dòng)梁更接近實(shí)際情況［12］，該模型同樣驗(yàn)證了耦合系統(tǒng)在不同工況下的動(dòng)態(tài)相互作用［13］。利用多剛體高速道岔車(chē)輛模型評(píng)價(jià)車(chē)輛過(guò)岔動(dòng)力學(xué)指標(biāo)，發(fā)現(xiàn)與實(shí)際運(yùn)行結(jié)果存在偏差［14］。本文利用剛?cè)狁詈侠碚摚④?chē)輛—道岔剛?cè)狁詈夏Ｐ?，?duì)多剛體車(chē)輛—道岔模型及考慮輪對(duì)為柔性體的車(chē)輛—道岔剛?cè)狁詈夏Ｐ头謩e進(jìn)行動(dòng)力學(xué)仿真，分析安全性、輪軌動(dòng)態(tài)相互作用、平穩(wěn)性及輪軌接觸位置分布指標(biāo)和兩種模型的動(dòng)力學(xué)指標(biāo)差異。

1 車(chē)輛—道岔剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)模型

1.1 高速車(chē)輛多剛體模型

基于有限元軟件ANSYS和多體動(dòng)力學(xué)軟件SIMPACK，建立了考慮輪對(duì)柔性的車(chē)輛—道岔剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)模型，研究技術(shù)路線(xiàn)如圖1所示。

高速列車(chē)是一個(gè)復(fù)雜的多體系統(tǒng)，各個(gè)部件通過(guò)懸掛等結(jié)構(gòu)建立關(guān)聯(lián)。建立模型時(shí)，將車(chē)輛主要結(jié)構(gòu)部件簡(jiǎn)化為剛體，包括1個(gè)車(chē)體、2個(gè)構(gòu)架、4個(gè)輪對(duì)、8個(gè)軸箱組成，其中車(chē)體、構(gòu)架、輪對(duì)均有6個(gè)自由度，軸箱與輪對(duì)之間有1個(gè)相對(duì)自由度，車(chē)輛模型共計(jì)50個(gè)自由度，具體見(jiàn)表1（車(chē)體c，構(gòu)架fc，輪對(duì)wc，軸箱tc，i為個(gè)數(shù)），整車(chē)模型拓?fù)鋱D如圖2所示。

1.2 高速列車(chē)彈性輪對(duì)模型

運(yùn)用有限元軟件ANSYS建立了高速車(chē)輛輪對(duì)實(shí)體有限元模型如圖3所示。在車(chē)輛系統(tǒng)車(chē)輪部件有限元模型中，子結(jié)構(gòu)縮減時(shí)選取模型部分節(jié)點(diǎn)自由度作為主自由度，生成彈性部件的C-B模態(tài)集并導(dǎo)入SIMPACK中，如圖4所示。分析輪對(duì)模態(tài)，得到前30階彈性體振動(dòng)模態(tài)，部分模態(tài)計(jì)算結(jié)果示例如圖5所示。

1.3 高速道岔模型

以中國(guó)350 km/h客專(zhuān)07（009）-18號(hào)無(wú)砟道岔為例，當(dāng)車(chē)輛直向通過(guò)道岔時(shí)，尖/心軌側(cè)車(chē)輪將在轉(zhuǎn)轍器區(qū)由基本軌過(guò)渡至直尖軌，在轍叉區(qū)由直股翼軌過(guò)渡至長(zhǎng)心軌，道岔關(guān)鍵斷面（轉(zhuǎn)轍器區(qū)和轍叉區(qū)）如圖6所示。

1.4 仿真模型對(duì)比

分別采用剛性與柔性輪對(duì)建立車(chē)輛—道岔剛?cè)狁詈夏Ｐ?，比較不同車(chē)輛模型以400 km/h的速度通過(guò)5 000 m直線(xiàn)軌道時(shí)的動(dòng)力學(xué)計(jì)算結(jié)果，模型數(shù)據(jù)采用的頻率為1 000 Hz。為更好體現(xiàn)剛性與柔性輪對(duì)在多波長(zhǎng)復(fù)雜激勵(lì)下的響應(yīng)，線(xiàn)路疊加了隨機(jī)不平順，計(jì)算時(shí)域結(jié)果如圖7所示?？芍捎萌嵝暂唽?duì)在一定程度上影響車(chē)輛的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)，主要體現(xiàn)在輪軌垂向力、輪軸橫向力、車(chē)體橫向和垂向加速度，各指標(biāo)相應(yīng)最大值仿真結(jié)果見(jiàn)表2?？梢悦黠@看出剛性/柔性輪對(duì)中輪軌垂向力、輪軸橫向力波形結(jié)果存在一定差異，而車(chē)體橫向和垂向加速度結(jié)果波形則差異較小。

2 車(chē)岔耦合動(dòng)力學(xué)響應(yīng)分析

現(xiàn)對(duì)比分析高速車(chē)輛剛性和柔性輪對(duì)車(chē)輛模型分別以350 km/h直向通過(guò)18號(hào)道岔時(shí)的各項(xiàng)動(dòng)力學(xué)性能指標(biāo)，包括輪軌動(dòng)態(tài)相互作用、安全性、平穩(wěn)性以及輪軌接觸位置分布，其中左側(cè)車(chē)輪相關(guān)動(dòng)力學(xué)指標(biāo)對(duì)應(yīng)直基本軌側(cè)，右側(cè)車(chē)輪相關(guān)動(dòng)力學(xué)指標(biāo)則對(duì)應(yīng)曲基本軌—直尖軌與直股翼軌—長(zhǎng)心軌側(cè)。

2.1 輪軌動(dòng)態(tài)相互作用

（1）輪軌垂向力。前轉(zhuǎn)向架輪對(duì)基本軌側(cè)和尖軌側(cè)車(chē)輪兩個(gè)輪對(duì)共計(jì)4個(gè)車(chē)輪的輪軌垂向力分布如圖8所示。兩模型左側(cè)車(chē)輪輪軌垂向力分布基本相似，在轉(zhuǎn)轍器部分、轍叉部分兩處輪載過(guò)渡段前出現(xiàn)增載效應(yīng)，兩車(chē)輛模型輪軌垂向力波形基本一致但峰值略有不同；右側(cè)也是如此，即隨著曲基本軌、直股翼軌的向外彎折而呈現(xiàn)減載趨勢(shì)。4個(gè)車(chē)輪輪軌垂向力均在轉(zhuǎn)轍器部分、轍叉部分顯著波動(dòng)，在輪載過(guò)渡段達(dá)到最大值。其中，兩模型前轉(zhuǎn)向架前輪對(duì)和后輪對(duì)的左側(cè)車(chē)輪在轉(zhuǎn)轍器部分的輪軌垂向力最大值分別為69.09 kN、69.07 kN、70.03 kN、69.78 kN，右側(cè)車(chē)輪輪軌垂向力最大值分別為72.1 kN、72.15 kN、71.01 kN、72.83 kN；兩模型前轉(zhuǎn)向架前輪對(duì)和后輪對(duì)的左側(cè)車(chē)輪在轍叉部分輪軌垂向力最大值分別為71.53 kN、71.74 kN、71.78 kN、73.93 kN，右側(cè)車(chē)輪輪軌垂向力最大值分別為85.81 kN、85.27 kN、82.57 kN、93.37 kN。

因此，350 km/h時(shí)速下，前轉(zhuǎn)向架前輪對(duì)右側(cè)剛性輪對(duì)輪軌垂向力最大值大于柔性輪對(duì)車(chē)輛模型，前轉(zhuǎn)向架前輪對(duì)左側(cè)車(chē)輪及前轉(zhuǎn)向架后輪對(duì)最大值剛性輪對(duì)車(chē)輛模型均小于柔性輪對(duì)車(chē)輛模型，且同一轉(zhuǎn)向架后輪對(duì)的輪軌垂向力最大值基本大于前輪對(duì)的輪軌垂向力最大值。

（2）輪軌橫向力。高速車(chē)輛以350 km/h直向通過(guò)道岔時(shí)，兩模型前轉(zhuǎn)向架兩個(gè)輪對(duì)的輪軌橫向力分布如圖9所示。

與輪軌垂向力的分布規(guī)律類(lèi)似，輪軌橫向力也在轉(zhuǎn)轍器部分和轍叉部分因輪載過(guò)度作用產(chǎn)生明顯波動(dòng)，且達(dá)到該部分最大。其中，兩模型前轉(zhuǎn)向架前輪對(duì)和后輪對(duì)左側(cè)車(chē)輪在轉(zhuǎn)轍器部分的輪軌橫向力最大值分別為0.98 kN、1.01 kN、1.09 kN、1.16 kN，右側(cè)車(chē)輪輪軌橫向力最大值分別為1.88 kN、2.08 kN、1.63 kN、1.94 kN；轍叉部分兩模型左側(cè)車(chē)輪輪軌橫向力最大值分別為1.35 kN、1.28 kN、1.58 kN、2.17 kN，右側(cè)車(chē)輪輪軌橫向力最大值分別為4.25 kN、4.32 kN、3.91 kN、4.36 kN。

（3）輪軸橫向力。兩模型前轉(zhuǎn)向架兩個(gè)輪對(duì)的輪軸橫向力分布如圖10所示。輪軸橫向力是由該輪對(duì)兩側(cè)車(chē)輪輪軌橫向力代數(shù)加和所得，分布規(guī)律與輪軌橫向力基本相似。其中，兩模型前轉(zhuǎn)向架前輪對(duì)和后輪對(duì)在轉(zhuǎn)轍器部分的輪軸橫向力最大值分別為1.15 kN、1.59 kN、1.14 kN、1.59 kN，轍叉部分的輪軸橫向力最大值分別為3.22 kN、3.31 kN、3.3 kN、3.63 kN。轉(zhuǎn)轍器部分輪軸橫向力最大值要明顯大于轍叉部分輪軸橫向力最大值。與輪軌橫向力最大值分布相似，剛性輪對(duì)模型與柔性輪對(duì)模型最大值相差較小，說(shuō)明柔性輪對(duì)模型對(duì)輪軸橫向力影響較小。

2.2 安全性指標(biāo)

（1）脫軌系數(shù)。兩模型前轉(zhuǎn)向架兩個(gè)輪對(duì)的脫軌系數(shù)如圖11所示。脫軌系數(shù)與輪軌動(dòng)態(tài)相互作用變化規(guī)律基本保持一致，主要體現(xiàn)在轉(zhuǎn)轍器部分和轍叉部分變化明顯，連接部分則相對(duì)平緩。兩模型前轉(zhuǎn)向架前輪對(duì)、前轉(zhuǎn)向架后輪對(duì)左側(cè)車(chē)輪在轉(zhuǎn)轍器區(qū)的脫軌系數(shù)最大值分別為0.014、0.015、0.016、0.017，右側(cè)車(chē)輪脫軌系數(shù)最大值分別為0.027、0.029、0.024、0.029；轍叉部分左側(cè)車(chē)輪的脫軌系數(shù)最大值分別為0.019、0.018、0.023、0.032，右側(cè)車(chē)輪脫軌系數(shù)最大值分別為0.047、0.047、0.037、0.045。

（2）輪重減載率。兩模型前轉(zhuǎn)向架兩個(gè)輪對(duì)的輪重減載率如圖12所示。道岔區(qū)段結(jié)構(gòu)固有的不平順同樣使輪重減載率在轉(zhuǎn)轍器部分與轍叉部分均存在明顯的波動(dòng)，其中轉(zhuǎn)轍器部分波動(dòng)更加明顯，而在轍叉部分的峰值則顯著大于在轉(zhuǎn)轍器部分的峰值。其中，剛性輪對(duì)車(chē)輛模型的前轉(zhuǎn)向架前輪和后輪對(duì)在轉(zhuǎn)轍器部分的輪重減載率最大值分別為0.043、0.039，柔性輪對(duì)車(chē)輛模型的最大值分別為0.037、0.028；剛性輪對(duì)車(chē)輛模型在轍叉部分的的輪重減載率最大值分別為0.17、0.163，柔性輪對(duì)的最大值分別為0.07、0.057。

對(duì)比兩種模型的輪重減載率最大值可知，剛性輪對(duì)車(chē)輛模型及柔性輪對(duì)車(chē)輛模型兩車(chē)輛模型輪重減載率波形基本一致，轉(zhuǎn)轍器區(qū)兩模型輪重減載率最大值基本一致，轍岔區(qū)剛性輪對(duì)車(chē)輛模型輪重減載率最大值大于柔性輪對(duì)車(chē)輛模型。

2.3 車(chē)體振動(dòng)加速度

（1）車(chē)體垂向振動(dòng)加速度。兩模型車(chē)體垂向振動(dòng)加速度如圖13（a）所示?？芍瑑赡Ｐ蛙?chē)體垂向振動(dòng)加速度隨里程的變化規(guī)律基本一致，即在進(jìn)入道岔區(qū)域后均呈現(xiàn)明顯的波動(dòng)。其中剛性輪對(duì)車(chē)輛模型車(chē)體垂向振動(dòng)加速度最大值為0.012 m/s2，柔性輪對(duì)的最大值為0.014 m/s2。兩模型車(chē)體垂向加速度波形基本一致，最大值相差較小。且兩模型車(chē)體垂向振動(dòng)加速度最大值均小于規(guī)范限值2.00 m/s2，即滿(mǎn)足相關(guān)要求。

（2）車(chē)體橫向振動(dòng)加速度。如圖13（b）所示，與車(chē)體垂向振動(dòng)加速度的變化規(guī)律相似，車(chē)體橫向振動(dòng)加速度也在進(jìn)入道岔區(qū)段后呈現(xiàn)明顯變化。兩模型車(chē)體橫向振動(dòng)加速度均在轉(zhuǎn)轍器部分達(dá)到最大，隨后在連接部分及轍叉部分存在小范圍波動(dòng)。其中剛性輪對(duì)車(chē)輛模型車(chē)體橫向振動(dòng)加速度最大值為0.018 m/s2，柔性輪對(duì)車(chē)輛模型的最大值為0.017 m/s2。兩模型波形變化基本一致，最大值相差較小，且兩模型車(chē)體橫向振動(dòng)加速度最大值均小于規(guī)范限值1.50 m/s2，滿(mǎn)足安全要求。

2.4 輪軌接觸位置分布

（1）輪軌接觸位置垂向分布（鐵路車(chē)輛的車(chē)輪與鐵軌之間在橫向（即垂直于鐵軌的方向）的接觸位置分布情況）。兩模型前轉(zhuǎn)向架兩個(gè)輪對(duì)的輪軌接觸位置垂向分布如圖14所示。隨著里程的增加，左側(cè)車(chē)輪輪軌接觸位置分布基本無(wú)變化，而右側(cè)車(chē)輪輪軌接觸位置則在轉(zhuǎn)轍器部分、轍叉部分兩處輪載過(guò)渡段有明顯變化；其中，兩模型前轉(zhuǎn)向架前輪對(duì)和后輪對(duì)右輪輪軌接觸位置最大值在轉(zhuǎn)轍器部分分別為0.97 mm、0.98 mm、1.02 mm、1.01 mm，在轍叉部分則分別為1.05 mm、1.06 mm、1.09 mm、1.01 mm。

（2）輪軌接觸位置橫向分布（車(chē)輪與鐵軌之間在垂直方向上的接觸位置分布情況）。兩模型前后轉(zhuǎn)向架兩個(gè)輪對(duì)的輪軌接觸位置橫向分布如圖15所示。輪軌接觸位置橫向分布與輪軌接觸位置垂向分布呈現(xiàn)相似相似的特點(diǎn)，即左側(cè)車(chē)輪輪軌接觸位置橫向分布也基本不變，右側(cè)車(chē)輪輪軌接觸位置則因輪載過(guò)渡段而出現(xiàn)兩次改變。其中，兩模型前轉(zhuǎn)向架前輪對(duì)和后輪對(duì)的右輪輪軌接觸位置最大值在轉(zhuǎn)轍器部分分別為26.75 mm、26.77 mm、26.67 mm、26.76 mm，在轍叉部分則分別為28.09 mm、28.5 mm、27.89 mm、28.23 mm。時(shí)速350 km/h時(shí)，兩車(chē)輛模型的輪軌接觸位置橫向分布規(guī)律基本一直，且最大值相差較小。

3 結(jié)果與分析

車(chē)輛模型通過(guò)18號(hào)道岔時(shí)，右側(cè)道岔側(cè)的動(dòng)力響應(yīng)數(shù)據(jù)差異較為明顯，選取的指標(biāo)包括輪軌垂向力、輪軸橫向力、脫軌系數(shù)、輪重減載率、車(chē)體橫向/垂向振動(dòng)加速度和輪軌接觸垂向/橫向接觸位置分布，相關(guān)動(dòng)力學(xué)指標(biāo)最大值見(jiàn)表3。結(jié)果差異主要體現(xiàn)在車(chē)輛通過(guò)轍叉區(qū)時(shí)的動(dòng)力響應(yīng)，尤其是輪軌垂向力、輪軸橫向力和輪重減載率，主要原因在于轍叉區(qū)道岔自身結(jié)構(gòu)存在短波不平順且剛性輪對(duì)高速列車(chē)模型輪對(duì)剛度大于柔性輪對(duì)高速列車(chē)輛模型，使得車(chē)輛過(guò)岔時(shí)更容易出現(xiàn)較大的動(dòng)力響應(yīng)。兩模型在車(chē)體振動(dòng)加速度以及輪軌接觸位置分布動(dòng)力響應(yīng)結(jié)果差異較小，因?yàn)檐?chē)輛構(gòu)架會(huì)對(duì)產(chǎn)生的高頻響應(yīng)進(jìn)行濾波，兩模型對(duì)車(chē)體振動(dòng)影響較小。因此，考慮柔性輪對(duì)的高速列車(chē)模型對(duì)于輪軌動(dòng)態(tài)相互作用較為明顯。

4 結(jié)論

本文對(duì)比分析了剛性輪對(duì)高速車(chē)輛模型及柔性輪對(duì)車(chē)輛模型以350 km/h速度直向通過(guò)18號(hào)道岔時(shí)的各項(xiàng)動(dòng)力學(xué)性能指標(biāo)。剛性輪對(duì)車(chē)輛模型輪軌垂向力在右側(cè)/尖軌側(cè)轉(zhuǎn)轍器及轍叉區(qū)處極值大于柔性輪對(duì)車(chē)輛模型；輪軌橫向力及輪軸橫向力兩模型結(jié)果波形基本一致且極值相差較??；剛性輪對(duì)車(chē)輛模型在轍叉區(qū)最大值略大于柔性輪對(duì)車(chē)輛模型。剛性輪對(duì)車(chē)輛模型的脫軌系數(shù)在轍叉區(qū)處的最大值略大于柔性輪對(duì)車(chē)輛模型，且兩模型都滿(mǎn)足規(guī)范限值要求；對(duì)輪重減載率，兩模型結(jié)果波形基本一致，但剛性輪對(duì)車(chē)輛模型在轍叉區(qū)處的最大值大于柔性輪對(duì)車(chē)輛模型，兩模型輪重減載率都滿(mǎn)足規(guī)范限值要求。車(chē)體振動(dòng)加速度方面主要分析了車(chē)輛模型的橫向及垂向振動(dòng)加速度，兩模型的橫向/垂向振動(dòng)加速度在轉(zhuǎn)轍器及轍叉區(qū)處的極值相差較小且兩模型結(jié)果波形基本一致；輪軌接觸位置分布主要分析了兩車(chē)輛模型前轉(zhuǎn)向架兩個(gè)輪對(duì)的輪軌接觸位置橫向/垂向分布，兩模型在橫向/垂向位置分布中結(jié)果波形基本一致，極值相差較小，表明柔性輪對(duì)車(chē)輛模型對(duì)于輪軌接觸位置分布的影響較小。

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Dynamic" Response of Flexible Wheelset High-speed Train Passing Through Turnouts

LIU Yan-zhang1， SUN Jia-lin2， LI Wen-bin1， PENG Qi-yu1， ZHANG Qian1，3

（1. College of Mechanical and Electrical Engineering， Qingdao University， Qingdao 266071， China;

2. Infrastructure Inspection Research Institute， China Academy of Railway Sciences Co.， LTD.， Beijing 100081， China;

3. National Engineering Laboratory for High-speed Train System Integration， CRRC Qingdao Sifang Co.， LTD.， Qingdao 266111， China）

Abstract：

To research the dynamic response of high-speed trains passing through turnouts under the condition of flexible wheelsets，a rigid-flexible coupling dynamic simulation method was adopted. Based on the CRH380 high-speed train model， a vehicle-switch and rigid-flexible coupling dynamic model was established under the condition of flexible wheelsets. Taking the flexible wheelset high-speed train model as the research object， through switch 18， the safety" of vehicle models under the condition of wheelset flexibility and full rigid structure，" wheel-rail dynamic interaction， vehicle vibration acceleration and wheel-rail contact position distribution index of the vehicle model were analyzed. The simulation results show that the flexible wheelset high-speed train model is a significant impact on the wheel rail dynamic interaction of the vehicle， and is a relatively small impact on dynamic indicators such as safety， vehicle vibration acceleration， and wheel rail contact position distribution.

Keywords：

high-speed train; flexible wheelset; rigid-flexible coupling; high-speed turnout