基于EN 14363:2016(E)的地鐵車輛扭曲安全性研究

郭振通 周魯寧 薛 萍

(南京中車浦鎮(zhèn)城軌車輛責(zé)任有限公司，210031，南京∥第一作者，高級(jí)工程師)

隨著我國(guó)“一帶一路”戰(zhàn)略的實(shí)施，促進(jìn)了我國(guó)與世界其他各國(guó)之間的聯(lián)系，也為我國(guó)的軌道交通走出去提供了良好的契機(jī)。然而，各國(guó)不同的車輛設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)是車輛出口面臨的重要問題。國(guó)外認(rèn)可的標(biāo)準(zhǔn)主要有EN(歐洲標(biāo)準(zhǔn))、UIC(國(guó)際鐵路聯(lián)盟)和ISO(國(guó)際標(biāo)準(zhǔn)化組織)等標(biāo)準(zhǔn)體系。其中，一部分標(biāo)準(zhǔn)是國(guó)內(nèi)的參考標(biāo)準(zhǔn)，例如與車輛運(yùn)行安全性相關(guān)的UIC 518：2009(E)[1-3]，與乘坐舒適性相關(guān)的EN 12299：2009(E)和ISO 2631-4：2001(E)[4-5]；但還有一些是國(guó)內(nèi)涉及較少的標(biāo)準(zhǔn)，如EN 14363：2016(E)中提出的車輛在準(zhǔn)靜態(tài)下的車輛脫軌安全性評(píng)估。此標(biāo)準(zhǔn)用于評(píng)價(jià)被試車輛在扭曲狀態(tài)下的安全性指標(biāo)。

扭曲狀態(tài)下的車輛運(yùn)行安全性指標(biāo)是車輛靜態(tài)試驗(yàn)驗(yàn)收中的重要指標(biāo)，因此對(duì)車輛靜態(tài)性能的研究和動(dòng)力學(xué)模型的驗(yàn)證具有現(xiàn)實(shí)意義。本文介紹了兩種實(shí)驗(yàn)室內(nèi)模擬車體和轉(zhuǎn)向架扭曲狀態(tài)的試驗(yàn)方法(無扭曲試驗(yàn)臺(tái)和有扭曲試驗(yàn)臺(tái))，基于地鐵車輛的扭曲試驗(yàn)臺(tái)建立仿真模型，分析了某出口地鐵車輛的輪重減載行為，并評(píng)估了該車輛的行駛安全性。本研究可為地鐵車輛的設(shè)計(jì)、研發(fā)及靜態(tài)驗(yàn)收提供一定的技術(shù)支撐。

1 無扭曲試驗(yàn)臺(tái)的扭曲試驗(yàn)

在實(shí)驗(yàn)室條件下，由于沒有扭曲試驗(yàn)臺(tái)，不能將車輪降低到軌面以下，需要將靜止的車輪提升為等效的幾何體系。一般而言，車輛處于的最不利狀態(tài)為車輛的一側(cè)車輪處于水平位置，而另一側(cè)車輪處于傾斜位置，會(huì)導(dǎo)致車輛以最大扭曲狀態(tài)出現(xiàn)。車輪抬升量示意圖如圖1所示。

根據(jù)EN 14363：2016(E)，轉(zhuǎn)向架扭曲量gb1和車體扭曲量gc1分別可以表示為：

gb1=7‰， 2ab<4 m

(1)

(2)

圖1 車輪抬升量示意圖Fig.1 Diagram of wheel vertical rise amount

式中：

2ab——測(cè)試車輛的轉(zhuǎn)向架軸距，m；

2ac——測(cè)試車輛的車輛定距，m。

本文測(cè)試車輛的車輛定距為12.6 m，轉(zhuǎn)向架軸距為2.5 m。根據(jù)式(1)和式(2)可知，轉(zhuǎn)向架扭曲量為7.00‰，車體扭曲量為3.27‰。則一位輪對(duì)、二位輪對(duì)、三位輪對(duì)和四位輪對(duì)的車輪抬升量z1—z4依次可以表示為：

根據(jù)車輪抬升量可以測(cè)試車輪載重的變化，并計(jì)算車輛的輪重減載率指標(biāo)，進(jìn)而用于車輛在扭曲狀態(tài)下的安全性評(píng)估。

2 有扭曲試驗(yàn)臺(tái)的扭曲試驗(yàn)

2.1 扭曲量計(jì)算方法

EN 14363：2016(E)中著重介紹了通過扭曲試驗(yàn)臺(tái)的臺(tái)架試驗(yàn)代替車輛在扭曲軌道上的線路試驗(yàn)。針對(duì)車輛在扭曲試驗(yàn)臺(tái)上的扭曲試驗(yàn)，主要測(cè)試車輛的輪重減載情況，評(píng)估指標(biāo)為輪重減載率。以EN 14363：2016(E)中規(guī)定的方法二為例，測(cè)試車輛的轉(zhuǎn)向架扭曲量gb2和車體扭曲量gc2分別為：

(3)

(4)

將測(cè)試車輛的車輛定距和轉(zhuǎn)向架軸距分別代入式(3)和式(4)，可以計(jì)算獲得車體和轉(zhuǎn)向架的扭曲量分別為2.96‰和5.00‰。

2.2 扭曲試驗(yàn)臺(tái)建模

根據(jù)扭曲試驗(yàn)臺(tái)特征建立扭曲試驗(yàn)臺(tái)的動(dòng)力學(xué)仿真模型。建立車輛系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型，車輛采用兩級(jí)懸掛，一系懸掛采用鋼彈簧和軸箱轉(zhuǎn)臂裝置，二系懸掛采用空氣彈簧[6]。在建模過程中，將車體、構(gòu)架和輪對(duì)等部件考慮為剛體，車體和構(gòu)架具有6個(gè)自由度，輪對(duì)具有4個(gè)自由度，每個(gè)軸箱具有1個(gè)點(diǎn)頭自由度，整個(gè)車輛模型具有42個(gè)自由度，車輛部分參數(shù)及其取值如表1所示。

表1 車輛部分參數(shù)及其取值Tab.1 Some parameters and their values of vehicle

在此基礎(chǔ)上，建立載荷施加裝置模型，由于要在垂直方向上對(duì)車輪施加載荷，所以需要一個(gè)中間過渡單元。首先，在大地坐標(biāo)系下建立基于位移載荷變化規(guī)律的各載荷曲線對(duì)應(yīng)的作用體A，作用體A在橫向坐標(biāo)上與車軸中心相同，每條輪對(duì)下均建立一個(gè)作用體A。然后，建立具有橫向和垂向自由度的作動(dòng)器單元，將作用體A與作用器單元鉸接，使得作動(dòng)器具有載荷屬性，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)載荷的加載。扭曲試驗(yàn)臺(tái)動(dòng)力學(xué)仿真模型如圖2所示，其中僅標(biāo)出了四位輪對(duì)的作用體A。

圖2 扭曲試驗(yàn)臺(tái)動(dòng)力學(xué)仿真模型Fig.2 Dynamics simulation model of twist test rig

2.3 扭曲量的載荷施加

根據(jù)被試車輛是進(jìn)行車體扭曲試驗(yàn)還是轉(zhuǎn)向架扭曲試驗(yàn)，扭曲試驗(yàn)臺(tái)對(duì)每個(gè)車輪的扭曲量載荷施加方法不同?？紤]單獨(dú)車體扭曲的扭曲試驗(yàn)臺(tái)加載方法參考EN 14363：2016(E)，則其實(shí)際扭曲量gc3可以表示為：

(5)

其中：Δz21=Δz11;Δz12=-Δz11;Δz22=-Δz11

式中：

Δzij——車輪抬升量；

i——輪對(duì)編號(hào)，i=1,2,3,4；

j——輪對(duì)的左、右側(cè)車輪，1表示輪對(duì)右側(cè)車輪，2表示輪對(duì)左側(cè)車輪。

同理，單獨(dú)轉(zhuǎn)向架扭曲的扭曲試驗(yàn)臺(tái)加載方法參照EN 14363：2016(E)，則其實(shí)際扭曲量gb3可以表示為：

(6)

此外，EN 14363：2016(E)中還規(guī)定了車體扭曲和轉(zhuǎn)向架扭曲同時(shí)試驗(yàn)的方法。在扭曲試驗(yàn)臺(tái)上加載如圖3所示的位移載荷變化曲線。其中，一位輪對(duì)和二位輪對(duì)左右兩側(cè)位移載荷的施加方向是相反的，即左右兩側(cè)的位移載荷大小相同、方向相反。

圖3 扭曲試驗(yàn)臺(tái)位移載荷變化曲線Fig.3 Change curve of displacement load on twist test rig

3 仿真分析

利用所建立的扭曲試驗(yàn)臺(tái)模型在試驗(yàn)臺(tái)上施加位移載荷變化曲線，仿真并分析車輛在空氣彈簧有氣和空氣彈簧失氣兩種狀態(tài)下的輪重減載情況，判斷車輛的輪重減載率是否滿足標(biāo)準(zhǔn)限值要求。

3.1 空氣彈簧有氣狀態(tài)

在扭曲試驗(yàn)臺(tái)上，被試車輛在空氣彈簧有氣狀態(tài)下的前后轉(zhuǎn)向架輪軌垂向力變化趨勢(shì)如圖4所示。由圖4可知：在扭曲位移載荷作用下，車輪垂向力存在明顯的增載和減載交替變化趨勢(shì)，且左右兩側(cè)車輪的垂向力交替方向是相反的，這與加載的位移載荷方向一致；對(duì)于前轉(zhuǎn)向架而言，一位輪對(duì)和二位輪對(duì)施加的位移載荷變化趨勢(shì)不同，車輪垂向力變化趨勢(shì)存在明顯差異；對(duì)于后轉(zhuǎn)向架而言，由于沒有加載位移載荷，三位輪對(duì)和四位輪對(duì)的輪軌垂向力變化規(guī)律類似，差異較小；一位輪對(duì)的輪軌垂向力最大值和最小值分別位69.64 kN和25.53 kN。在空氣彈簧有氣狀態(tài)下，前轉(zhuǎn)向架一系懸掛的垂向位移變化趨勢(shì)如圖5所示。由圖5可知，一系懸掛的垂向位移變化趨勢(shì)與輪軌垂向力的變化趨勢(shì)相同，一位輪對(duì)左側(cè)和右側(cè)有最大的垂向位移變化量。

圖4 空氣彈簧有氣狀態(tài)下前后轉(zhuǎn)向架的輪軌垂向力變化趨勢(shì)

圖5 空氣彈簧有氣狀態(tài)下前轉(zhuǎn)向架一系懸掛的垂向位移變化趨勢(shì)

在扭曲載荷下，根據(jù)圖4中的輪軌垂向力變化趨勢(shì)可以分析獲得相應(yīng)的輪重減載率，如表2所示。由表2可知，整輛車的輪軌垂向力最小值出現(xiàn)在一位輪對(duì)，其大小為25.53 kN，相應(yīng)的最大輪重減載率為0.46，小于標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定限值0.60，滿足標(biāo)準(zhǔn)要求。由于輪對(duì)左右兩側(cè)施加的位移載荷大小相同，所以左右兩側(cè)車輪的輪重減載率大小基本一致。

表2 空氣彈簧有氣狀態(tài)下的輪重減載率Tab.2 Wheel weight unloading ratio with air spring inflated

3.2 空氣彈簧失氣狀態(tài)

在空氣彈簧失氣狀態(tài)下，空氣彈簧剛度由應(yīng)急簧剛度提供，二系懸掛垂向剛度明顯增大，勢(shì)必會(huì)對(duì)扭曲狀態(tài)下的車輛運(yùn)行安全性產(chǎn)生明顯的影響。因此有必要分析空氣彈簧失氣狀態(tài)下，車輛在扭曲試驗(yàn)臺(tái)上的輪重減載性能。

圖6 空氣彈簧失氣狀態(tài)下前后轉(zhuǎn)向架的輪軌垂向力變化趨勢(shì)Fig.6 Wheel/rail vertical force change tendency of front and rear bogies with air spring deflated

空氣彈簧失氣狀態(tài)下，前后轉(zhuǎn)向架的輪軌垂向力變化趨勢(shì)如圖6所示。由圖6可知：空氣彈簧失氣狀態(tài)下的輪軌垂向力變化趨勢(shì)與空氣彈簧有氣狀態(tài)下的輪軌垂向力變化趨勢(shì)類似，均與扭曲試驗(yàn)臺(tái)施加的位移載荷相關(guān)，與轉(zhuǎn)向架的懸掛參數(shù)無關(guān)；在空氣彈簧無氣狀態(tài)下，輪軌垂向力的增載量和減載量明顯大于空氣彈簧有氣狀態(tài)下的分析結(jié)果，輪軌垂向力最大值和最小值分別為75.57 kN和19.65 kN，說明二系懸掛參數(shù)對(duì)車輛的抗扭曲性能影響明顯。空氣彈簧失氣狀態(tài)下，前轉(zhuǎn)向架一系懸掛的垂向位移變化趨勢(shì)如圖7所示。由圖5和圖7可知，空氣彈簧失氣和有氣狀態(tài)下的垂向位移變化趨勢(shì)相同，但其幅值上存在一定差異，空氣彈簧失氣狀態(tài)下的一系懸掛垂向位移變化量更大，說明車輛存在更大的增減載狀態(tài)，與輪軌垂向力的分析結(jié)果一致。

圖7 空氣彈簧失氣狀態(tài)下前轉(zhuǎn)向架一系懸掛的垂向位移變化趨勢(shì)

空氣彈簧失氣狀態(tài)下的輪重減載率如表3所示。由表3可知，整輛車的車輪輪軌垂向力最小值出現(xiàn)在一位輪對(duì)，其大小為19.65 kN，相應(yīng)的最大輪重減載率為0.59，小于標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定限值0.60，滿足標(biāo)準(zhǔn)要求。由表2和表3可知，空氣彈簧失氣狀態(tài)下的車輪輪重減載率均大于空氣彈簧有氣狀態(tài)下的值。

表3 空氣彈簧失氣狀態(tài)下的輪重減載率Tab.3 Wheel weight unloading ratio with air spring deflated

4 結(jié)語(yǔ)

基于EN 14363：2016(E)的扭曲安全性試驗(yàn)在國(guó)內(nèi)車輛驗(yàn)收中涉及較少的情況，本文首先基于EN 14363：2016(E)詳細(xì)闡述了實(shí)驗(yàn)室內(nèi)有無扭曲試驗(yàn)臺(tái)情況下的兩種扭曲試驗(yàn)方法，建立了扭曲試驗(yàn)臺(tái)仿真模型，并分析了在空氣彈簧有氣和無氣狀態(tài)下的車輛輪重減載情況。計(jì)算結(jié)果表明，兩種狀態(tài)下的車輛輪重減載率均滿足標(biāo)準(zhǔn)要求，且二者在數(shù)值上存在明顯差異，說明空氣彈簧剛度對(duì)車輛的抗扭曲安全性有明顯的影響。