考慮構(gòu)架柔性的高速車輛曲線通過性能研究

黃坤，劉建軍，戴忠晨，王強(qiáng)

（蘭州交通大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，蘭州 730070）

0 引言

高速車輛車體和其他部件使得車體、轉(zhuǎn)向架等結(jié)構(gòu)彈性振動(dòng)加劇，產(chǎn)生過大高頻動(dòng)應(yīng)力，影響了車輛運(yùn)行的動(dòng)力學(xué)特性。僅用多剛體模型仿真不能更好地研究結(jié)構(gòu)振動(dòng)引起的動(dòng)力學(xué)特性和可靠性問題，因此有必要將剛?cè)狁詈隙囿w動(dòng)力學(xué)理論引入到機(jī)車車輛系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)理論中。列車在曲線路段運(yùn)行的過程中，輪軌之間會(huì)產(chǎn)生非常復(fù)雜的動(dòng)態(tài)作用力，這將影響列車運(yùn)行的安全性。

CHENGY C和LEE SY[1-2]基于車輛系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)研究了曲線路段高速列車通過的穩(wěn)定性。田光榮[3]對(duì)重載列車曲線通過的安全性能進(jìn)行了研究。張茉顏[4]建立橫風(fēng)-高速列車-軌道耦合動(dòng)力分析模型，計(jì)算分析不同列車運(yùn)行速度和風(fēng)速條件下列車運(yùn)行的安全性指標(biāo)。吳瀟等[5]將地震波簡(jiǎn)化為周期性的橫向正弦波，并以外部激勵(lì)的形式將其施加于軌枕，并分析地震條件下鋼軌廓形、輪軌摩擦因數(shù)對(duì)車輛動(dòng)態(tài)響應(yīng)和運(yùn)行安全性的影響。任尊松[6]對(duì)剛?cè)狁詈夏Ｐ颓€通過時(shí)構(gòu)架的振動(dòng)特性做了研究。陳哲明[7]分析了彈性構(gòu)架的結(jié)構(gòu)振動(dòng)特性及其對(duì)車體、輪對(duì)等部件振動(dòng)響應(yīng)的影響。羅湘萍等[8]通過建立柔性構(gòu)架的仿真模型，分析柔性構(gòu)架對(duì)扭曲線路的適應(yīng)性及運(yùn)行穩(wěn)定性，研究了鉸接橡膠節(jié)點(diǎn)剛度對(duì)動(dòng)力學(xué)特性的影響。姚永明[9]對(duì)CRH2型高速客車的構(gòu)架進(jìn)行彈性體處理，分析了車輛安全性、平穩(wěn)性及曲線通過性能。

然而，現(xiàn)有的研究中較多剛?cè)狁詈夏Ｐ涂紤]了輪對(duì)，考慮構(gòu)架為柔性體研究剛?cè)狁詈宪囕v系統(tǒng)曲線通過的動(dòng)態(tài)性能研究較少。因此，本文基于多體動(dòng)力學(xué)軟件UM建立了CRH2型車的多剛體模型，并將構(gòu)架考慮成彈性體替換多剛體模型的剛體構(gòu)架，建立某型車的剛?cè)狁詈夏Ｐ汀Ｑ芯寇囕v在通過曲線時(shí)多剛體動(dòng)力學(xué)模型和剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)模型的動(dòng)態(tài)特性。

1 基于UM的高速客車動(dòng)力學(xué)模型

1.1 高速客車動(dòng)力學(xué)建模

以多體動(dòng)力學(xué)理論為基礎(chǔ)，采用多體動(dòng)力學(xué)軟件UM建立了CRH2型的多剛體模型，通過ANSYS和UM的接口模塊UM FEM將多剛體模型的剛性構(gòu)架換成彈性體，在UM中建立CRH2型的剛?cè)狁詈夏Ｐ蚚10-11]。

該車輛系統(tǒng)為兩系懸掛系統(tǒng)，多剛體模型包含15個(gè)剛體，在剛?cè)狁詈夏Ｐ椭校瑢?gòu)架考慮成彈性體，為了縮短計(jì)算時(shí)間，僅將前轉(zhuǎn)向架的構(gòu)架考慮成柔性體，車體與轉(zhuǎn)向架之間的彈簧和阻尼器等視為無質(zhì)量的單元。該車輛系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型如圖1所示。

圖1 動(dòng)力學(xué)計(jì)算模型

構(gòu)架有限元模型如圖2所示，在UM中建立其動(dòng)力學(xué)模型，如圖3所示。

圖2 構(gòu)架有限元模型

圖3 某高速客車動(dòng)力學(xué)模型

1.2 模型對(duì)比驗(yàn)證

本文采用對(duì)比多剛體模型和剛?cè)狁詈夏Ｐ偷呐R界速度對(duì)比驗(yàn)證模型。

車輛系統(tǒng)在直線上運(yùn)行時(shí)的穩(wěn)定特性如圖4所示。圖中實(shí)線和虛線分別代表穩(wěn)定的極限環(huán)和不穩(wěn)定的極限環(huán)。A點(diǎn)是系統(tǒng)的Hopf分叉點(diǎn)，將A點(diǎn)處的車速定義為線性臨界速度，拐點(diǎn)C是系統(tǒng)的鞍結(jié)分叉點(diǎn)，將該點(diǎn)處的車速定義為非線性臨界速度。

圖4 直線軌道上車輛系統(tǒng)極限環(huán)圖

圖5是通過均方根（RMS）法得到兩種車輛模型在臨界速度附近的均方根。由圖3可知，直線運(yùn)行時(shí)，多剛體模型的臨界速度為V=474 km/h，剛?cè)狁詈夏Ｐ偷呐R界速度為V=420km/h時(shí)。文獻(xiàn)[12]中根據(jù)實(shí)測(cè)和仿真得到CRH2型車型面LMA/CHN60型新軌匹配的非線性臨界速度接近420 km/h。由此可見，考慮構(gòu)架柔性后，使得模型臨界速度降低，即所建模型更接近實(shí)際。

圖5 非線性臨界速度的RMS對(duì)比

2 曲線通過運(yùn)動(dòng)方程

車輛系統(tǒng)在曲線路段運(yùn)行時(shí)，輪軌間復(fù)雜的動(dòng)作用力會(huì)引起輪軌磨損和運(yùn)行安全性等問題。車輛通過曲線時(shí)，輪軌間受力情況如圖6所示。可得：

圖6 車輛在曲線上輪對(duì)受力分析

可以推導(dǎo)出前后輪對(duì)的6個(gè)方程[6]。

輪對(duì)伸縮：

輪對(duì)橫移：

輪對(duì)浮沉：

輪對(duì)側(cè)滾：

輪對(duì)點(diǎn)頭：

輪對(duì)搖頭：

式中：Tl、Tr為左、右輪的蠕滑力；TNl、TNr為左、右輪軌接觸面上的法向作用力；Ml、Mr為左、右輪的蠕滑力矩；Tyl、Tzl為左輪y、z向的蠕滑力；Tyr、Tzr為右輪y、z向的蠕滑力；Fsw、Msw為作用于輪對(duì)上的懸掛力、懸掛力矩；Fw、Mw為輪對(duì)重力和其他外力所引起的力、力矩；Fszw、Fszw為輪對(duì)懸掛力的x、z向分力；Iwx、Iwy、Iwy為輪對(duì)側(cè)滾、點(diǎn)頭、搖頭的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；rl、rr為輪對(duì)左右輪滾動(dòng)圓半徑；mw、Ww為輪對(duì)質(zhì)量、質(zhì)量；aw為輪對(duì)加速度；φw為輪對(duì)側(cè)滾角；θw為輪對(duì)點(diǎn)頭角。

3 曲線通過性能分析

3.1 曲線條件設(shè)置

在本文中，輪對(duì)采用LMA型磨耗型踏面，鋼軌采用CHN60鋼軌，軌底坡度為1/40，UIC_good軌道譜作為軌道激勵(lì)輸入[13]。曲線路段的幾何條件由兩端的進(jìn)出直線和緩和曲線、圓曲線，以及軌道不平順組成，曲線線路示意圖如圖7所示。

圖7 曲線線路示意圖

3.2 曲線半徑對(duì)曲線通過的影響

車輛運(yùn)行時(shí)的安全性會(huì)受到曲線半徑設(shè)置的影響，小的曲線半徑會(huì)導(dǎo)致鋼軌間磨耗增大，列車在曲線運(yùn)行時(shí)的阻力相應(yīng)增大。線路設(shè)置為：直線（30 m）→緩和曲線（340 m）→圓曲線（200 m）→緩和曲線（340 m）→直線（90 m），外軌超高150 mm。列車在不同曲線半徑下運(yùn)行時(shí)，各項(xiàng)安全性指標(biāo)的變化趨勢(shì)如圖8所示。

圖8 不同曲線半徑下曲線通過安全性比較

圖8為不同曲線半徑下列車曲線通過時(shí)曲線段的安全性指標(biāo)的變化趨勢(shì)。由圖8（a）可以看出：隨著曲線半徑的增加，1位輪對(duì)橫向位移不斷減小，即列車曲線通過的安全性不斷提高，但多剛體模型和剛?cè)狁詈夏Ｐ偷?位輪對(duì)橫向位移量差別不大，曲線半徑在3000～5500 m時(shí)，多剛體模型的輪對(duì)橫向位移量略微大于剛?cè)狁詈夏Ｐ停磺€半徑在6000～8000 m時(shí)，多剛體模型的輪對(duì)橫向位移量逐漸小于剛?cè)狁詈夏Ｐ汀?/p>

由圖8（b）可以看出：隨著曲線半徑的增加，1位輪對(duì)的橫向力不斷降低；曲線半徑增加到4500 m后，橫向力基本上維持在一個(gè)較低的水平，變化幅度不如此前明顯；曲線半徑持續(xù)增加，車輛的橫向力開始緩慢提高。

由圖8（c）可以看出：隨著曲線半徑的增加，1位輪對(duì)的脫軌系數(shù)不斷降低；曲線半徑增加到4000 m時(shí)，脫軌系數(shù)達(dá)到最小值；隨著曲線半徑持續(xù)增加列車的脫軌系數(shù)開始緩慢提高，列車的曲線通過動(dòng)態(tài)性能有所下降。

由圖8（d）可以看出：隨著曲線半徑的增加，1位輪對(duì)的輪重減載率指標(biāo)不斷降低；曲線半徑增加到4000 m后，輪重減載率不再減小；隨著曲線半徑持續(xù)增加列車的輪重減載率開始緩慢提高，列車的曲線通過動(dòng)態(tài)性能有所下降。

從圖中還可以看出，在不同的曲率半徑下，剛?cè)狁詈夏Ｐ偷母黜?xiàng)指標(biāo)均低于多剛體模型。這說明小曲線半徑對(duì)列車運(yùn)行安全影響較大，并且在不同的曲線半徑下剛?cè)狁詈夏Ｐ捅榷鄤傮w模型有更好的曲線通過能力。

3.3 直線長(zhǎng)度對(duì)曲線通過的影響

列車在曲線線路運(yùn)行時(shí)，直線段的線路設(shè)置對(duì)列車通過曲線有著重要意義。線路設(shè)置為：直線（L1）→緩和曲線（340 m）→圓曲線（200 m）→緩和曲線（340 m）→直線（90 m），曲線半徑為4000 m。圖9給出了在不同直線長(zhǎng)度對(duì)列車曲線通過性能的影響。

圖9 不同長(zhǎng)度直線下曲線通過安全性比較

從圖9（a）、圖9（d）可以看出，直線段長(zhǎng)度對(duì)車輛的1位輪對(duì)的橫向位移和輪重減載率影響不大。從圖9（b）、圖9（c）可以看出：隨著直線長(zhǎng)度從0 m增加到20 m時(shí)，1位輪對(duì)的輪軌橫向力和脫軌系數(shù)減小幅度比較明顯；直線長(zhǎng)度超過20 m后，1位輪對(duì)橫向力和脫軌系數(shù)受直線長(zhǎng)度的影響較小。

由此可知，在一定的范圍內(nèi)直線長(zhǎng)度的增加會(huì)使動(dòng)車組運(yùn)行的安全性提高，直線長(zhǎng)度超過20 m后，直線長(zhǎng)度對(duì)列車運(yùn)行的安全性影響較小。從圖9中還可以看出，不同的直線長(zhǎng)度下剛?cè)狁詈夏Ｐ偷母黜?xiàng)安全性指標(biāo)均低于多剛體模型，表明剛?cè)狁詈夏Ｐ洼^多剛體模型有更好的曲線通過性能。

3.4 曲線超高對(duì)列車曲線通過的影響

列車在曲線線路運(yùn)行時(shí)，曲線超高會(huì)對(duì)列車通過曲線允許的最低、最高運(yùn)行速度造成影響，還直接影響鐵路運(yùn)輸?shù)陌踩浴⒙每偷氖孢m度、運(yùn)營(yíng)養(yǎng)護(hù)成本等。線路設(shè)置為：直線（30 m）→緩和曲線（340 m）→圓曲線（200 m）→緩和曲線（340 m）→直線（90 m），曲線半徑為4000 m。圖10給出了不同曲線超高下車輛曲線通過時(shí)曲線段的安全性指標(biāo)的變化趨勢(shì)。

從圖10（a）可以看出，當(dāng)曲線超高在0～20 mm內(nèi)，曲線超高對(duì)1位輪對(duì)的橫向位移影響不明顯，隨著曲線超高不斷增加，1位輪對(duì)的橫向位移不斷減小，并且1位輪對(duì)的橫向位移和曲線超高成線性關(guān)系。從圖中還可以看出多剛體模型的1位輪對(duì)橫向位移遠(yuǎn)大于剛?cè)狁詈夏Ｐ停S著曲線超高不斷增加，兩種模型之間的輪對(duì)橫向位移量不斷減小。

從圖10（b）可以看出：隨著曲線超高不斷增加，1位輪對(duì)的輪軌橫向力不斷減小，當(dāng)曲線超高在0～40 mm內(nèi)，隨著曲線超高的不斷增加，1位輪對(duì)的橫向力降低比較明顯，構(gòu)架彈性處理后，明顯降低了輪軌橫向力，車輛的運(yùn)行安全性顯著提高；曲線超高在40～160 mm內(nèi)，1位輪對(duì)橫向力和曲線超高成線性關(guān)系，多剛體模型和剛?cè)狁詈夏Ｐ椭g的輪軌橫向力差值不斷減小；當(dāng)曲線超高超過160 mm后，曲線超高的增加對(duì)1位輪對(duì)橫向力降低影響不明顯，多剛體模型和剛?cè)狁詈夏Ｐ偷妮嗆墮M向力幾乎保持一致。

從圖10（c）可以看出：當(dāng)曲線超高在0～30 mm內(nèi)，隨著曲線超高的不斷增加，1位輪對(duì)的脫軌系數(shù)降低比較明顯，構(gòu)架彈性化處理后，明顯降低了脫軌系數(shù)，車輛的運(yùn)行安全性顯著提高；曲線超高在40～150 mm內(nèi)，1位輪對(duì)的脫軌系數(shù)隨著曲線超高不斷減小，而多剛體模型和剛?cè)狁詈夏Ｐ椭g的脫軌系數(shù)差值則基本保持不變；當(dāng)曲線超高超過150 mm后，曲線超高的增加導(dǎo)致1位輪對(duì)的脫軌系數(shù)顯著提高，過大的曲線超高反而不利于車輛的曲線通過。

從圖10（d）可以看出：當(dāng)曲線超高在0～160 mm內(nèi)，隨著曲線超高的不斷增加，1位輪對(duì)的輪對(duì)減載率隨著曲線超高的增大線性降低，剛?cè)狁詈夏Ｐ洼^多剛體模型有更小的輪重減載率，但兩者的差值不斷減小；當(dāng)曲線超高超過160 mm后，曲線超高的增加導(dǎo)致1位輪對(duì)的輪重減載率顯著提高，過大的曲線超高反而不利于車輛的曲線通過。

說明在一定的范圍內(nèi)增加曲線超高可以提高列車運(yùn)行的安全性，但是曲線超高的數(shù)值增加過大反而不利于列車運(yùn)行的安全性。從圖10中還可以看出，在不同的曲線超高下剛?cè)狁詈夏Ｐ偷母黜?xiàng)安全性指標(biāo)均低于多剛體模型，也就是說剛?cè)狁詈夏Ｐ洼^多剛體模型有更好的曲線通過性能。

圖10 不同曲線超高下曲線通過安全性比較

3.5 緩和曲線對(duì)列車曲線通過的影響

列車通過曲線時(shí)會(huì)出現(xiàn)曲率和超高變化的幅值，同時(shí)存在曲線運(yùn)行的離心力、外軌超高不連續(xù)等形成的沖擊力突然產(chǎn)生和消失的現(xiàn)象，緩和曲線就是設(shè)置在直線和圓曲線之間，起到連接的作用，緩和了上述現(xiàn)象，從而保證了列車運(yùn)行的平穩(wěn)性。然而，鐵道車輛低速通過緩和曲線的脫軌是所有脫軌問題中發(fā)生最多的。線路設(shè)置為：直線（30 m）→緩和曲線（P1）→圓曲線（200 m）→緩和曲線（340 m）→直線（90 m），外軌超高150 mm,，曲線半徑4000 m。圖11為不同緩和曲線長(zhǎng)度下車輛通過緩和曲線段的安全性指標(biāo)。

圖11 不同緩和曲線下曲線通過安全性比較

從圖11（a）可以看出：隨著緩和曲線長(zhǎng)度不斷增加，1位輪對(duì)的輪對(duì)橫向位移不斷減小，當(dāng)緩和曲線長(zhǎng)度在0～150 m內(nèi)，輪對(duì)橫向位移隨著緩和曲線長(zhǎng)度的增加而單調(diào)遞減；當(dāng)緩和曲線長(zhǎng)度在150～250 m之間時(shí)，緩和曲線的長(zhǎng)度對(duì)輪對(duì)橫向位移影響比較小；當(dāng)緩和曲線長(zhǎng)度大于250 m時(shí)，輪對(duì)橫向位移隨著緩和曲線長(zhǎng)度的增長(zhǎng)而減小。從圖中還可以看出，剛?cè)狁詈夏Ｐ捅榷鄤傮w模型的輪對(duì)橫向位移更小。

從圖11（b）可以看出：隨著緩和曲線長(zhǎng)度不斷增加，1位輪對(duì)的輪對(duì)橫向力不斷減小，當(dāng)緩和曲線長(zhǎng)度在0～100 m內(nèi)，輪對(duì)橫向力隨著緩和曲線長(zhǎng)度的增長(zhǎng)而單調(diào)遞減；當(dāng)緩和曲線長(zhǎng)度在100～350 m之間時(shí)，隨著緩和曲線長(zhǎng)度的增加，輪對(duì)橫向力繼續(xù)減小；當(dāng)緩和曲線長(zhǎng)度大于350 m時(shí)，緩和曲線的長(zhǎng)度對(duì)輪對(duì)橫向力影響不明顯。并且，從圖中還可以看出，剛?cè)狁詈夏Ｐ捅榷鄤傮w模型的輪對(duì)橫向力更小，當(dāng)緩和曲線長(zhǎng)度大于350 m時(shí)，多剛體模型和剛?cè)狁詈夏Ｐ偷妮嗆墮M向力幾乎保持一致。

從圖11（c）可以看出：隨著緩和曲線長(zhǎng)度不斷增加，1位輪對(duì)的脫軌系數(shù)不斷減小，當(dāng)緩和曲線長(zhǎng)度在0～150 m內(nèi)，脫軌系數(shù)隨著緩和曲線長(zhǎng)度的增長(zhǎng)而單調(diào)遞減；當(dāng)緩和曲線長(zhǎng)度在150～350 m之間時(shí)，隨著緩和曲線長(zhǎng)度的增加，脫軌系數(shù)繼續(xù)減小，減小幅度不如之前明顯；當(dāng)緩和曲線長(zhǎng)度大于350 m時(shí)，緩和曲線的長(zhǎng)度對(duì)脫軌系數(shù)影響不明顯。并且，從圖中還可以看出剛?cè)狁詈夏Ｐ捅榷鄤傮w模型的脫軌系數(shù)更小，兩者的差值隨著緩和曲線長(zhǎng)度增加而減小，當(dāng)緩和曲線長(zhǎng)度大于350 m時(shí)，多剛體模型和剛?cè)狁詈夏Ｐ偷拿撥壪禂?shù)幾乎保持一致。

從圖11（d）可以看出：1位輪對(duì)的輪重減載率隨著緩和曲線長(zhǎng)度增加而不斷減小，當(dāng)緩和曲線長(zhǎng)度在0～100 m內(nèi)，隨著緩和曲線長(zhǎng)度的增加，輪重減載率減小的幅度比較大；當(dāng)緩和曲線長(zhǎng)度在100～350 m之間時(shí)，隨著緩和曲線長(zhǎng)度的增加，輪重減載率繼續(xù)減小，減小幅度不如此前明顯。從圖中還可以看出，剛?cè)狁詈夏Ｐ捅榷鄤傮w模型的輪重減載率更小。

因此，增加緩和曲線的長(zhǎng)度有利于提高列車的曲線通過安全性，緩和曲線長(zhǎng)度過長(zhǎng)對(duì)列車的動(dòng)力學(xué)指標(biāo)提高不明顯，并且對(duì)于不同長(zhǎng)度的緩和曲線，剛?cè)狁詈夏Ｐ洼^多剛體模型有更好的曲線通過性能。

4 結(jié)論

本文結(jié)合有限元軟件ANSYS和多體動(dòng)力學(xué)軟件UM建立了CRH2型車的多剛體模型和剛?cè)狁詈夏Ｐ汀７治隽塑囕v通過曲線時(shí)多剛體動(dòng)力學(xué)模型和剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)模型的動(dòng)態(tài)特性。計(jì)算了車輛在不同曲線半徑、不同曲線超高、不同長(zhǎng)度緩和曲線下多剛體模型和剛?cè)狁詈夏Ｐ桶踩浴⑵椒€(wěn)性各項(xiàng)指標(biāo)的差異，綜合得出以下結(jié)論：

1）曲線通過的安全性能與曲線的半徑有關(guān)，曲線半徑的增加，會(huì)使曲線通過的安全性能提高，但是過大的曲線半徑會(huì)略微降低曲線通過的安全性；研究曲線半徑對(duì)輪對(duì)橫向位移、輪重減載率的影響時(shí)，當(dāng)曲線半徑在2000～6000 m內(nèi)可采用多剛體模型，曲線半徑大于6000 m時(shí)可采用剛?cè)狁詈夏Ｐ停谎芯壳€半徑對(duì)輪對(duì)橫向力的影響時(shí)，當(dāng)曲線半徑在2000～6000 m內(nèi)可采用剛?cè)狁詈夏Ｐ停€半徑大于6000 m時(shí)可采用多剛體模型；研究曲線半徑對(duì)輪對(duì)脫軌系數(shù)的影響時(shí)，建議采用剛?cè)狁詈夏Ｐ汀?/p>

2）在一定的范圍內(nèi)，增加直線線路長(zhǎng)度有利于提高曲線通過的安全性，但當(dāng)直線長(zhǎng)度超過20 m后，對(duì)列車運(yùn)行的安全性影響不大；研究直線長(zhǎng)度對(duì)車輛運(yùn)行安全性影響時(shí)有必要采用剛?cè)狁詈夏Ｐ汀?/p>

3）在一定的范圍內(nèi)，增加曲線超高量有利于提高曲線通過的安全性，然而過大的曲線超高反而降低了曲線通過的安全性；研究曲線超高對(duì)輪對(duì)橫向位移、橫向力、輪重減載率等影響時(shí)，當(dāng)曲線超高在0～100 mm內(nèi)建議采用剛?cè)狁詈夏Ｐ停€超高大于100 mm時(shí)可采用多剛體模型；研究曲線超高對(duì)輪對(duì)脫軌系數(shù)的影響時(shí)，建議采用剛?cè)狁詈夏Ｐ汀?/p>

4）同樣，緩和曲線長(zhǎng)度的增加也會(huì)提高曲線通過的安全性，但當(dāng)超過一定范圍，緩和曲線長(zhǎng)度過長(zhǎng)不能明顯提高曲線通過的安全性能；研究緩和曲線長(zhǎng)度對(duì)輪對(duì)橫向位移、輪重減載率的影響時(shí)有必要采用剛?cè)狁詈夏Ｐ停谎芯烤徍颓€長(zhǎng)度對(duì)輪對(duì)橫向力、脫軌系數(shù)等影響時(shí)，當(dāng)緩和曲線長(zhǎng)度在0～350 m內(nèi)建議采用剛?cè)狁詈夏Ｐ停€超高大于350 m時(shí)可采用多剛體模型。