高速鐵道車輛蛇行脫軌過程及影響因素分析

高速鐵道車輛蛇行脫軌過程及影響因素分析

有效監(jiān)控和評估高速鐵路車輛的運(yùn)營安全是確保高速鐵路安全運(yùn)行的關(guān)鍵。我國現(xiàn)行的高速鐵道車輛脫軌安全性評判標(biāo)準(zhǔn)仍主要沿用過去針對普速列車的脫軌系數(shù)和輪重減載率2個(gè)指標(biāo),其中脫軌系數(shù)指標(biāo)用于判斷車輛的車輪輪緣在橫向力作用下是否會因逐漸爬上軌頭而脫軌。但是,鐵道車輛高速運(yùn)行條件下的脫軌機(jī)理和過程與低速條件下有很大的差別,高速鐵道車輛與軌道結(jié)構(gòu)間的輪軌動態(tài)作用和耦合效應(yīng)明顯增強(qiáng),使得輪軌接觸非線性因素在車輛動力學(xué)中的作用也更加明顯。因此,高速鐵道車輛的脫軌已不僅是簡單的準(zhǔn)靜態(tài)爬軌過程,而是一種復(fù)雜的動態(tài)脫軌過程。高速鐵道車輛脫軌通常發(fā)生在車輛喪失橫向運(yùn)行穩(wěn)定性之后,因此稱之為蛇行脫軌(跳軌脫軌)。在蛇行脫軌過程中,由于輪對的橫移速度及其所具有的動量較大,才會使車輪在短時(shí)間內(nèi)突然跳軌而脫離軌道的約束,發(fā)生車輛脫軌事故。眾多研究結(jié)果均表明:采用Nadal脫軌系數(shù)評判小沖角情況下鐵道車輛的脫軌安全性偏于保守,且該標(biāo)準(zhǔn)沒有考慮非輪緣接觸側(cè)摩擦系數(shù)對輪緣接觸側(cè)的影響,因此Nadal脫軌系數(shù)只適用于對運(yùn)行速度較低、大沖角及摩擦系數(shù)值較大的鐵道車輛的脫軌安全性進(jìn)行評判。為了對任意時(shí)刻的鐵道車輛脫軌安全性進(jìn)行更準(zhǔn)確地評判,國外的一些研究學(xué)者在Nadal脫軌系數(shù)的基礎(chǔ)上,提出了一些新的脫軌評判準(zhǔn)則,這些準(zhǔn)則除了考慮摩擦系數(shù)及輪軌接觸角的影響外,還考慮了沖角、橫向力持續(xù)時(shí)間、兩側(cè)車輪橫向力的相互作用和蠕滑力等多種因素的影響。在國內(nèi),文獻(xiàn)將輪軌縱向力引入經(jīng)典Nadal公式中,提出了修正的脫軌安全動態(tài)限度;文獻(xiàn)根據(jù)脫軌系數(shù)超限時(shí)間與車輪抬升量之間的關(guān)系,提出脫軌系數(shù)大于1.0及輪重減載率大于0.6的最大允許超限時(shí)間為35ms的安全準(zhǔn)則;文獻(xiàn)提出用能量隨機(jī)分析方法評判列車是否達(dá)到脫軌條件。這些文獻(xiàn)大都關(guān)注于車輪爬軌脫軌評判方法的研究,鮮有專門針對高速鐵道車輛蛇行脫軌評判方法的論述。本文從輪軌滾動接觸行為、車輛蛇行失穩(wěn)條件和蛇行脫軌過程等方面入手,建立高速鐵道車輛的輪軌三維幾何接觸模型、整車動力學(xué)分析模型以及車輛失穩(wěn)以后車輪與鋼軌的碰撞模型,分析高速鐵道車輛蛇行失穩(wěn)以后車輪的運(yùn)動特征,研究高速鐵道車輛蛇行脫軌的臨界條件,提出高速鐵道車輛蛇行脫軌的安全性評判方法。1動態(tài)分析模塊1.1輪軌接觸點(diǎn)的確定高速鐵道車輛在脫軌臨界時(shí)刻,其輪對的橫移量和搖頭角較大,極可能產(chǎn)生輪緣和踏面同時(shí)接觸鋼軌的情況。因此為準(zhǔn)確確定輪軌接觸幾何非線性關(guān)系,分析輪緣及踏面兩點(diǎn)接觸鋼軌的情況,需要建立輪軌三維幾何接觸模型。在該輪軌接觸模型中,共設(shè)置3套坐標(biāo)系,如圖1所示。其中,軌道坐標(biāo)系記作O-XYZ,其原點(diǎn)O位于軌道中心線上,X軸指向軌道延伸的切線方向;輪對坐標(biāo)系記作o-xyz,其原點(diǎn)o位于輪對質(zhì)心上,其x軸與軌道坐標(biāo)系X軸的夾角等于輪對的搖頭角,其z軸與軌道坐標(biāo)系Z軸的夾角等于輪對的側(cè)滾角;左、右輪軌接觸坐標(biāo)系分別記作owL-xwLywLzwL和owR-oxRywRzwR,坐標(biāo)系原點(diǎn)owL和owR分別位于左、右輪與鋼軌的接觸點(diǎn)上,xwL和xwR軸均平行于軌道坐標(biāo)系的X軸,ywL和ywR軸平行于輪軌接觸點(diǎn)的切線方向,zwL和zwR軸平行于輪軌接觸點(diǎn)的法線方向。從左、右輪軌接觸坐標(biāo)系到軌道坐標(biāo)系的坐標(biāo)轉(zhuǎn)換矩陣可表示為同理可求得鋼軌在軌道坐標(biāo)系下的輪廓曲線。首先,在給定輪對搖頭角和側(cè)滾角的情況下,軌道坐標(biāo)系中車輪廓形上的潛在輪軌接觸點(diǎn)位于下式表示的一條空間曲線上。利用式(3)可以將x反解出來并表示為y的函數(shù),即x=f(y),然后將其代入到式(2)中,可以求得車輪廓形上若干個(gè)潛在輪軌接觸點(diǎn)在軌道坐標(biāo)系中的坐標(biāo){Xcp(i),Ycp(i),Zcp(i)|i=1,2,…},潛在輪軌接觸點(diǎn)對應(yīng)在鋼軌廓形上的橫坐標(biāo)值Xrcp(i)及縱坐標(biāo)值Yrcp(i)分別與其在車輪廓形上的坐標(biāo)值Xcp(i)和Ycp(i)相同,但其在鋼軌廓形上的垂向坐標(biāo)值Zrcp(i)與在車輪廓形上的垂向坐標(biāo)值Zcp(i)不同。潛在輪軌接觸點(diǎn)在車輪與鋼軌廓形上的垂向坐標(biāo)值之差可以表示為理論上,當(dāng)且僅當(dāng)輪對左輪軌接觸點(diǎn)的DL(i)與右輪軌接觸點(diǎn)的DR(i)滿足DL(i)=DR(i)時(shí),所對應(yīng)的點(diǎn)即為輪軌實(shí)際接觸點(diǎn)。但在進(jìn)行數(shù)值計(jì)算時(shí)考慮到計(jì)算誤差,可通過逐漸調(diào)整輪對的側(cè)滾角Ф以使左右輪軌接觸點(diǎn)的DL(i)與DR(i)滿足下式。當(dāng)求得的輪對左右潛在輪軌接觸點(diǎn)的DL(i)與DR(i)滿足式(5)時(shí),即認(rèn)為該點(diǎn)是輪軌的實(shí)際接觸點(diǎn)。當(dāng)多個(gè)點(diǎn)同時(shí)滿足式(5)時(shí),即認(rèn)為產(chǎn)生了多點(diǎn)接觸的情況。1.2輪軌選取及氧化應(yīng)力的計(jì)算在脫軌臨界時(shí)刻,輪軌之間的縱、橫向蠕滑率較大,且自旋蠕滑的作用也不容忽視,因此需要選擇能考慮自旋蠕滑作用的接觸力算法。本文選取Polach的輪軌蠕滑力求解算法,該算法不但保持了Kalker的FASTSIM算法的計(jì)算精度,而且計(jì)算速率高。輪軌的縱向蠕滑力Fx和橫向蠕滑力Fy可用下式表示。式中:Q為軸重;μ為摩擦系數(shù);ε為黏著區(qū)的切向應(yīng)力梯度;ξx和ξy分別為輪軌縱向及橫向蠕滑率。由自旋蠕滑引起的輪軌橫向附加蠕滑力Fspin可表示為式(7)中:τ0為接觸區(qū)上的最大接觸應(yīng)力;a和b分別為橢圓形輪軌接觸斑的長、短半軸的長度。隨著a/b的增大,輪軌自旋蠕滑的作用增強(qiáng)。于是,實(shí)際的輪軌橫向蠕滑力FyC為根據(jù)Kalker線性理論公式,自旋蠕滑力矩Mz與Kalker線性蠕滑率ξsp的關(guān)系為因?yàn)樯鲜街贿m用于小蠕滑和小自旋的情形,不適合用于研究高速鐵道車輛蛇行脫軌這樣的大蠕滑大自旋情形,所以按照Vermeulen-Johnson公式定義的縮減因子α,對式(9)進(jìn)行修正,α的表達(dá)式為修正后的自旋蠕滑力矩M′z可寫為1.3輪軌動力學(xué)方程建立具有27個(gè)自由度(見表1)的高速鐵道車輛動力學(xué)分析模型,如圖2所示。其中,因?yàn)檩唽Φ膫?cè)滾角與輪對的橫移量一一對應(yīng),所以輪對的側(cè)滾角是非獨(dú)立的自由度。根據(jù)圖2所示模型,建立動力學(xué)微分方程為式中:y=(yw,1Фw,1ψw,1yw,2Фw,2ψw,2yw,3Фw,3ψw,3yw,4Фw,4ψw,4yf,1zf,1Фf,1θf,1ψf,1yf,2zf,2Фf,2θf,2ψf,2yczcФcθcψc)T;F為輪軌蠕滑力;u為軌道不平順輸入向量;M,C,K和Γ分別為系統(tǒng)的質(zhì)量矩陣、阻尼矩陣、剛度矩陣和左右軌的激勵矩陣。2高速鐵路車種高速匝道車輛在不同工況下的脫軌系數(shù)按照UIC515標(biāo)準(zhǔn)的規(guī)定:當(dāng)轉(zhuǎn)向架橫向加速度經(jīng)0~10Hz帶通濾波后其峰值連續(xù)6次以上(含6次)達(dá)到或超過8m·s-2限值時(shí),則判定轉(zhuǎn)向架失穩(wěn)。按照該標(biāo)準(zhǔn)的規(guī)定,利用所建立的整車動力學(xué)模型,采用實(shí)測軌道不平順參數(shù),仿真計(jì)算某型高速鐵道車輛的橫向運(yùn)行穩(wěn)定性。計(jì)算結(jié)果顯示,當(dāng)車輛運(yùn)行速度等于181m·s-1時(shí),其轉(zhuǎn)向架的橫向加速度達(dá)到8m·s-2的限值規(guī)定,即認(rèn)為181m·s-1(約651km·h-1)為該型高速鐵道車輛工程意義上的蛇行失穩(wěn)臨界速度。圖3為該型高速鐵道車輛的實(shí)測脫軌系數(shù)平均值隨車速變化的情況?？梢?脫軌系數(shù)平均值隨著車速的增大而增大,且當(dāng)車速達(dá)到300km·h-1及以上后,脫軌系數(shù)平均值增幅很小;在所測車速范圍內(nèi)該車的脫軌系數(shù)很小,最大值只有0.4左右,均未達(dá)到0.8的脫軌系數(shù)限值。圖3還給出了脫軌系數(shù)值在所測速度范圍內(nèi)的概率分布情況,其值主要集中在0~0.2的范圍內(nèi)。針對上面某型高速鐵道車輛蛇行失穩(wěn)臨界速度181m·s-1下的脫軌系數(shù)進(jìn)行仿真計(jì)算,結(jié)果如圖4所示。由圖4可見,雖然此時(shí)該型高速鐵道車輛在蛇行失穩(wěn)臨界速度下其轉(zhuǎn)向架已失穩(wěn),但所得到的車輛脫軌系數(shù)值并未達(dá)到0.8的限值,足見僅用傳統(tǒng)的鐵道車輛脫軌系數(shù)指標(biāo)并不能完全反映高速鐵道車輛的蛇行脫軌安全性。由于脫軌是鐵道車輛與軌道相互作用時(shí)產(chǎn)生最不利耦合作用的結(jié)果,因此制定高速鐵道車輛的蛇行脫軌安全性評判標(biāo)準(zhǔn)需要同時(shí)考慮高速鐵道車輛本身的狀況及其所運(yùn)行線路的情況。鐵道車輛蛇行失穩(wěn)有2種典型極限環(huán)分岔形式,一種為“亞臨界”分岔形式,另一種為“超臨界”分岔形式。其中如圖5所示“超臨界”分岔形式的鐵道車輛蛇行失穩(wěn)尤其值得關(guān)注。在圖中,速度vC對應(yīng)著鐵道車輛理論意義上的非線性臨界速度,在此速度下鐵道車輛的振幅較小,且遠(yuǎn)未達(dá)到0.8的脫軌系數(shù)限值;vL為鐵道車輛達(dá)到轉(zhuǎn)向架橫向加速度限值8.0m·s-2時(shí)所對應(yīng)的工程意義上的蛇行失穩(wěn)臨界速度;vM為鐵道車輛正常運(yùn)行情況下的脫軌臨界速度。在對應(yīng)A區(qū)間的速度范圍內(nèi),車輛作小振幅周期振蕩,雖然不影響行車安全,但會影響乘坐舒適性;在對應(yīng)B區(qū)間的速度范圍內(nèi),車輛的蛇行運(yùn)動幅值很大,當(dāng)鋼軌與輪緣根部接觸時(shí),車輪開始懸浮并撞擊鋼軌,一旦車輪不能恢復(fù)到正常接觸位置,隨時(shí)都有脫軌的危險(xiǎn)。值得注意的是,如果線路條件惡化或有突發(fā)外加激勵,鐵道車輛也可能在對應(yīng)A區(qū)間的速度范圍內(nèi)脫軌。因此,鐵道車輛脫軌臨界速度的確定受鐵道車輛運(yùn)行條件(線路和車輛兩方面)中諸多因素的影響,很難通過仿真計(jì)算或脫軌試驗(yàn)找到實(shí)際的脫軌臨界速度。因此就高速鐵道車輛而言,加強(qiáng)對其車輪運(yùn)動狀態(tài)的監(jiān)測對于預(yù)防高速鐵道車輛脫軌也至關(guān)重要。3脫軌臨界值的確定3.1高速車輪升降量的確定輪軌接觸的3種狀態(tài)為軌頂與車輪踏面的正常接觸狀態(tài)、輪緣與軌角接觸的爬軌狀態(tài)以及車輪跳上鋼軌的車輪懸浮狀態(tài),如圖6所示。低速鐵道車輛的脫軌過程一般被認(rèn)為是車輪逐漸爬上軌頭而又不能自主滑下恢復(fù)正常輪軌接觸所導(dǎo)致車輪脫軌的過程;而高速鐵道車輛的脫軌過程相當(dāng)復(fù)雜,其中同時(shí)伴隨著爬軌和跳軌的過程。車輪踏面名義接觸點(diǎn)和鋼軌頂面最高點(diǎn)之間的垂向距離即為車輪抬升量,依據(jù)車輪抬升量或輪軌接觸點(diǎn)位置判斷高速鐵道車輛的脫軌臨界狀態(tài)是一種簡單有效的方法。圖6中的δ為輪軌游間,he為輪緣高度,h1為車輪爬軌量,h2為車輪跳軌高度。由圖6可知,車輪抬升量為車輪爬軌量h1與車輪跳軌高度h2之和,只要車輪的抬升量小于輪緣高度he,則在理論上可認(rèn)為鐵道車輛未脫軌,這是因?yàn)檩喚壍淖畹忘c(diǎn)仍位于軌面最高點(diǎn)之下,車輪并未完全擺脫鋼軌的幾何約束,只要車輪抬升量不繼續(xù)增大,車輪最終還將回到輪軌的正常接觸狀態(tài)。反之,一旦車輪抬升量等于或超過輪緣高度he,則車輪隨時(shí)有可能脫軌。根據(jù)以上分析得到基于車輪抬升量的鐵道車輛脫軌評判準(zhǔn)則為式中:γ為安全系數(shù),本文取γ=0.8。3.2輪軌碰撞模型假設(shè)鐵道車輛發(fā)生蛇行失穩(wěn),當(dāng)輪對橫移量增大使得輪軌游間δ為0時(shí),輪對與鋼軌發(fā)生碰撞并產(chǎn)生車輪跳軌。為了計(jì)算車輪的跳軌高度,參考相關(guān)文獻(xiàn)[20—21]的方法,建立輪軌碰撞模型。由于輪對搖頭角對輪軌碰撞后輪對的橫移速度影響較小,因此僅考慮碰撞過程中輪對的橫移和側(cè)滾2個(gè)自由度;另外,在輪軌發(fā)生碰撞這一短暫的動力學(xué)過程中,懸掛力、輪軌接觸力、輪對受到的重力等非沖擊力對碰撞過程的影響很小,因此只考慮沖擊力對碰撞過程的影響。假設(shè)右側(cè)車輪與鋼軌發(fā)生碰撞,C為碰撞接觸點(diǎn),2B為接觸點(diǎn)的橫向距離,r為車輪的滾動圓半徑,vCn為車輪撞向鋼軌的法向碰撞速度,vCt為車輪撞向鋼軌的切向碰撞速度,θ為碰撞后車輪速度vr與水平面的夾角。車輪沖擊力F在輪軌碰撞接觸點(diǎn)C上的法向力和切向力分量分別為Fn和Ft,Fz為輪對受到的垂向力,本文建立的輪軌碰撞模型如圖7所示。在輪軌的整個(gè)碰撞過程中,輪對有繞A點(diǎn)轉(zhuǎn)動的趨勢,假定輪對的質(zhì)心位置和相對質(zhì)心的姿態(tài)在短暫的碰撞過程中保持不變,則可根據(jù)動量定理和動量矩定理分別得到輪對質(zhì)心的平移方程和繞A點(diǎn)的轉(zhuǎn)動方程為ddt(m6)y-mr6)ue788)=Ftcosδ0-Fnsinδ0(14)ddt[Jwx6)ue788-mr6)y+m(r2+B2)6)ue788]=輪軌碰撞過程中輪軌接觸點(diǎn)坐標(biāo)系內(nèi)車輪的切向碰撞速度vCt和法向碰撞速度vCn分別為通過整車動力學(xué)模型求得車輪在碰撞開始時(shí)刻的橫移速度和側(cè)滾角速度后,則由式(16)和式(17)可得碰撞開始時(shí)刻車輪的初始切向碰撞速度vCt(t0)和初始法向碰撞速度vCn(t0)為將式(26)和式(27)代入式(25)可得碰撞后車輪的切向碰撞速度為若由式(28)得到的車輪切向速度vCt(t1)=0,則說明輪軌處于黏著接觸狀態(tài);若得到的vCt(t1)>0,則說明輪軌處于滑動接觸狀態(tài)。在軌道坐標(biāo)系中輪軌碰撞后的車輪垂向速度vZ可表示為車輪與鋼軌碰撞后,輪對有繞非輪緣接觸側(cè)的接觸點(diǎn)A逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)的趨勢,即垂向速度將克服碰撞側(cè)車輪的重力及其所受載荷,并將旋轉(zhuǎn)的動能轉(zhuǎn)化為車輪跳軌的勢能,根據(jù)能量守恒定理可得到有關(guān)碰撞側(cè)車輪的跳軌高度h2的方程式為式中:JwA為輪對繞A點(diǎn)的轉(zhuǎn)動慣量。至此便求得碰撞側(cè)車輪的跳軌高度h2。再由整車動力學(xué)模型求得車輪的爬軌量h1后,即可根據(jù)式(13)判斷車輪在自然運(yùn)動情況下是否達(dá)到脫離軌道幾何約束的脫軌臨界狀態(tài)。4車輛蛇行脫軌的能量分析利用上述模型及方法對某型高速鐵道車輛的蛇行脫軌過程進(jìn)行分析。輪軌匹配以UIC60型鋼軌與S1002型車輪踏面相接觸為例,當(dāng)輪對內(nèi)側(cè)距為1360mm時(shí),輪軌初始游間為9mm,輪緣高度he為28mm。圖8給出了輪軌游間不為0時(shí)不同速度下前導(dǎo)輪對左右側(cè)車輪的爬軌量計(jì)算結(jié)果。由圖8(a)可見,在車輛失穩(wěn)之前,輪對的橫移量較小,車輪踏面與軌頂相接觸,輪軌的接觸狀態(tài)較好;當(dāng)車輛運(yùn)行速度達(dá)到仿真計(jì)算得到理論意義上的高速鐵道車輛非線性臨界速度vc=136m·s-1時(shí),車輛振動發(fā)散,車輪表現(xiàn)出向鋼軌上爬的趨勢,如圖8(b)所示;隨著車輛運(yùn)行速度的進(jìn)一步增加,車輛的蛇行運(yùn)動幅值增大,車輛振動加劇,左右側(cè)車輪交替向鋼軌上爬,如圖8(c)所示,開始出現(xiàn)車輪瞬時(shí)浮起的現(xiàn)象;當(dāng)車輛運(yùn)行速度達(dá)到仿真計(jì)算得到工程意義上的蛇行失穩(wěn)臨界速度181m·s-1時(shí),車輪的最大爬軌量達(dá)到4.5mm,如圖8(d)所示,雖然此時(shí)輪緣的主要部分仍在軌面以下,但任一橫向擾動便可能引發(fā)脫軌,因此車輛脫軌的概率急劇增大。在車輛蛇行運(yùn)動過程中,當(dāng)輪對橫移量足夠大且輪軌游間為0時(shí),車輪以一較大的橫移速度與鋼軌碰撞。然后可能繼續(xù)沿軌道向前運(yùn)動,也可能在很短的時(shí)間內(nèi)脫離軌道約束發(fā)生脫軌。車輪與鋼軌碰撞而引發(fā)脫軌需要有1個(gè)過程,即車輪與鋼軌碰撞1次也可能多次所引發(fā)的脫軌,需要輪軌之間碰撞沖擊力持續(xù)作用一定的時(shí)間以積累到脫軌所需的能量。從能量的觀點(diǎn)來說,輪對橫向自激振動的能量越大,輪對橫向運(yùn)動的動能也越大,碰撞之后車輪所獲得的垂向速度也便越大。歸根結(jié)底,產(chǎn)生脫軌的能量來自于列車向前運(yùn)動的一部分能量,這部分能量通過輪軌之間的干摩擦作用輸送到輪對的橫向運(yùn)動中,可見輪軌之間的蠕滑力在脫軌過程中起著重要的作用。圖9為高速鐵道車輛蛇行脫軌過程車輪抬升量時(shí)程圖。由圖9可知,在0~2.28s,車輪尚處在爬軌過程中;到達(dá)2.28s時(shí),左側(cè)的輪軌游間減少至0,使得左側(cè)車輪與鋼軌發(fā)生第1次碰撞,從而產(chǎn)生車輪跳軌,但此時(shí)車輪的抬升量未達(dá)到脫軌限值(0.8he);車輪繼續(xù)向前運(yùn)動,到3.23s時(shí)左側(cè)車輪與鋼軌發(fā)生第3次碰撞并導(dǎo)致跳軌發(fā)生,此時(shí)該車輪的抬升量超過了脫軌限值,車輛產(chǎn)生蛇行脫軌。由于蠕滑力包含縱向和橫向2個(gè)方向的分量Fx和FyC,因此為了分別研究這2個(gè)分量對脫軌的影響,引入變量Kx和Ky,其表達(dá)式為式中:RMS(Fx)和RMS(FyC)分別表示輪軌縱向蠕滑力Fx和橫向蠕滑力FyC的均方根值。圖10給出了Kx和Ky的變化對輪對橫移速度均方根值影響的統(tǒng)計(jì)規(guī)律。由圖10可見,輪對橫移速度的均方根值隨著橫向蠕滑力分量FyC的增加有增大的趨勢,因此FyC值在整個(gè)蠕滑力中所占的比例越大,輪對的橫向運(yùn)動能量也越大,車輛越容易脫軌。由式(6)和式(8)可知,FyC的值主要取決于輪軌橫向蠕滑率的大小,而輪軌橫向蠕滑率ξy的表達(dá)式可簡化為在準(zhǔn)靜態(tài)的爬軌脫軌過程中,因?yàn)檩唽M移速度,所以輪軌橫向蠕滑率ξy主要與輪對名義沖角ψ有關(guān),這也解釋了為什么爬軌脫軌受沖角的影響很大。相比之下,在動態(tài)的跳軌脫軌過程中,且在輪軌產(chǎn)生輪緣接觸時(shí),的變化對輪軌橫向蠕滑率的影響十分明顯,甚至起到比名義沖角ψ更重要的影響作用,因此,由得到的值等同于實(shí)際意義上有效沖角的值。圖11給出了動態(tài)脫軌過程中車輪跳軌高度與輪軌摩擦系數(shù)、車輪垂向載荷Q以及輪對橫移速度的關(guān)系。由圖11可知,車輪的跳軌高度隨著輪對橫移速度的增大、輪軌摩擦系數(shù)以及車輪垂向載荷的減小而增大。而在準(zhǔn)靜態(tài)脫軌過程中,輪軌摩擦系數(shù)越大,車輪越容易爬上鋼軌。由此可見,輪軌摩擦系數(shù)在高速跳軌和低速爬軌過程中起著截然相反的作用。此外,輪軌碰撞時(shí)刻的輪軌接觸角、輪對側(cè)滾角等對車輪的跳軌高度也有影響。因此必須研究這些眾多影響因素的主次關(guān)系及相互關(guān)系,這對于找到引起高速鐵道車輛脫軌的“最致命”影響因素十分重要。5橫向加速度評判根據(jù)以上對脫軌系數(shù)指標(biāo)在評判高速鐵道車輛的蛇行脫軌安全性中的不足,以及對高速鐵道車輛蛇行脫軌過程影響因素的分析可知,高速鐵道車輛的橫向運(yùn)行穩(wěn)定性對于評判其蛇行脫軌安全性至關(guān)重要。在進(jìn)行高速鐵道車輛的橫向運(yùn)行穩(wěn)定性評判時(shí)需要考慮其蛇行失穩(wěn)極限環(huán)分岔形式的不同。當(dāng)高速鐵道車輛的蛇行失穩(wěn)形式為“超臨界”分岔形式時(shí),因?yàn)榘凑誙IC515標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的轉(zhuǎn)向架橫向加速度限值8m·s-2評判得到的車輛蛇行失穩(wěn)臨界速度與仿真計(jì)算得到的高速鐵道車輛非線性臨界速度差異較大,所以建議利用文獻(xiàn)提出的方法對高速鐵道車輛的橫向運(yùn)行穩(wěn)定性進(jìn)行評判,即分別求解轉(zhuǎn)向架橫向振動加速度在強(qiáng)迫振動頻率范圍內(nèi)的移動均方根值RFMS以及轉(zhuǎn)向架橫向振動加速度在蛇行振動頻率范圍內(nèi)的移動均方根值RHMS,當(dāng)滿足時(shí),所對應(yīng)的最小車速即被認(rèn)為是車輛的蛇行失穩(wěn)臨界速度。為UIC518標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的轉(zhuǎn)向架橫向加速度移動均方根限值,k為縮減因子。該方法較好地考慮了軌道不平順輸入對車輛動態(tài)響應(yīng)的影響。當(dāng)高速鐵道車輛的蛇行失穩(wěn)形式為“亞臨界”分岔形式時(shí),因?yàn)槠淅碚撘饬x上的非線性臨界速度與用轉(zhuǎn)向架橫向加速度限值8m·s-2得到的蛇行失穩(wěn)臨界速度相近,因此可用8m·s-2作為轉(zhuǎn)向架橫向加速度的限值對高速鐵道車輛的橫向運(yùn)行穩(wěn)定性進(jìn)行評判。此外,在確保高速鐵道車輛不失穩(wěn)的前提條件下,還需保證輪對的橫移速度不超過某一限值。以本文中UIC60型鋼軌與S1002型車輪踏面相匹配、輪軌摩擦系數(shù)μ=0.3和車輪垂向載荷Q=80kN的情況為例,當(dāng)輪軌游間為0時(shí),由式(13)得到車輪達(dá)到脫軌限值對應(yīng)的車輪跳軌高度為10mm,進(jìn)而由輪軌碰撞模型可求得輪對橫移速度的限值根據(jù)以上分析計(jì)算,給出如圖12所示該型高速鐵道車輛在2種不同蛇行失穩(wěn)極限環(huán)分岔形式下的蛇行脫軌安全性評判建議標(biāo)準(zhǔn)。6高速軌道交通車輛蛇行脫軌安全性評判指標(biāo)(1)車輪抬升量可作為蛇行脫軌臨界狀態(tài)的判斷指標(biāo),當(dāng)其達(dá)到或超過輪緣高度時(shí),即可認(rèn)為高速鐵道車輛達(dá)到了蛇行脫軌臨界狀態(tài)。仿真計(jì)算結(jié)果顯示,利用這一判斷條件可對車輛是否脫軌進(jìn)行有效判斷。但依靠目前的測量手段實(shí)現(xiàn)準(zhǔn)確監(jiān)測車輪的抬升量還存在一定困難,因此提出根據(jù)本文算法計(jì)算車輪抬升量達(dá)到脫軌限值時(shí)的輪對橫移速度限值,作為高速鐵道車輛蛇行脫軌安全性評判指標(biāo)之一。(2)高速鐵道車輛的橫向運(yùn)行穩(wěn)定性對于評判其的蛇行脫軌安全性也至關(guān)重要。當(dāng)高速鐵道車輛表現(xiàn)為“超臨界”蛇行失穩(wěn)極限環(huán)分岔形式時(shí),可采用轉(zhuǎn)向架橫向加速度的移動均方根值方法評判其橫向運(yùn)行穩(wěn)定性;當(dāng)高速鐵道車輛表現(xiàn)為“亞臨界”蛇行失穩(wěn)極限環(huán)分岔形式時(shí),可用8m·s-2作為轉(zhuǎn)向架橫向加速度的限值對高速鐵道車輛的橫向運(yùn)行穩(wěn)定性進(jìn)行評判。(3)高速鐵道車輛的脫軌過程是一個(gè)爬軌和跳軌并存的復(fù)雜過程,輪軌之間的1次或多次碰撞使車輪逐漸積累到跳軌所需的能量。(4)在車輛低速運(yùn)行的準(zhǔn)靜態(tài)的爬軌過程中,輪對名義沖角的大小對脫軌起著至關(guān)重要的影響作用;而在車輛高速運(yùn)行的動態(tài)跳軌過程中,輪對有效沖角的大小起著很重要的作用。(5)隨著輪對橫移速度的增大、輪軌摩擦系數(shù)以及車輪垂向載荷的減小,車輪的跳軌