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732 与速度有关的高负荷轮轨接触的粘着力二


变流技术与电力牵引4/2002



设计◆研究

与速度有关的高负荷轮轨接触的粘着力(二)
H-Schwarze

(德) 图11表示在不同的大的横向位移△Z时轮轨接触处

3法向应力分布
如果弹性接触体,即车轮和钢轨相互滚压并加上负 荷凡,那么接触范围区就

会有应力分布。根据轮轨几何 关系,这个接触区并不是在所有情况下都是椭圆形的,因 此为测定法向应力分布,必须使用叠代法。
法向应力分布取决于轮轨的弹性特性,用有限元模

的法向应力分布。

型来分析。这样在节点数较少的同时,可以尽可能精确地
描绘实际特性。构成接触面的模型范围必须有很精细的

网格,以便获得足够精确的解。这是由于接触区的应力变
化梯度大而要求的。当车轮在钢轨上同心滚动时,接触区 约为15IIlIIl×25real。 建立的模型以半径625 lllnl的机车车轮几何尺寸为基 础。如同车轮模型的情况一样,可得出接触面的解以及随

接触面间距增大而减小的单元密度。
轮轨总的有限元模型如图10所示。对模型所给出的

钢轨和轮缘断面作了计算。后者是用于总重800 kN的高
速电力机车上的,因此对于4轴机车每一车轮的接触处的 法向应力熙:100kN。

图11横向位移A

z=1 mm(_t-)、2 mm(中) 和4 ram(T)时的法向应力分布

图10

DIN5901韵UIC60钢轨的和按DIN5573 的E1425—1404.135车轮轮缘断面的有限元
模型全貌

△z=l

lnlTl时,由于车轮和钢轨的旋转对称的几何关

系,因此沿X方向的应力分布为椭圆形;沿Z方向的压力

分布呈非心形的。这种形状的压力分布是由于车轮几何关
系不对称而引起的。在△z=2 mln时,沿x方向的应力分 布同样是椭圆形的,但接触面由于几何关系而变小,因此 当风不变时,最大压力值变大。在A 分布都明显地呈椭圆形。
z=4

用一根车轴剐性连接的2个机车车轮为一圆锥体。由

于有导向力,所以每一轮对可能沿钢轨横向即z方向移动。
这样,2个具有不同半径的车轮能够在左侧和右侧的钢轨 上滚动,从而引起轮对绕垂直轴线即Y轴线旋转运动。 万   方数据

nltll时,接触处


的几何关系发生变化,无论是x方向,还是Y方向的应力



与速度有关的高负荷轮轨接触的粘着力(二)变流技术与电力牵引4/2002

由图可见,轮轨接触处的应力分布是不一样的。因此 有必要求出每一横向位移的特征性的应力分布。为了说明
应力分布的局部偏移,图12中的线条表示z方向中的最 大应力。当A z较大时,出现最大的应力峰值在近似心形 压力分布时,横向位移A z越小,应力分布与心形变化曲

傅里叶微分方程式(17)计算。表3汇总了传热方程式及推
导出的其他方程式。

线越不相同。并且很高的or。值慢慢地变成均匀分布,处
于较低的水平。

现在,可用测定的轮轨接触处的法向应力分布来表
示热流密度分布。









善 R 瑙 霍 瘿

图12接触长度x=-10 turn时法向应力分布与横
向位移的关系

图13温度计算用的接触模型(图7) 表3轮轨接触处传热计算式(各参量的意义见表1)



与温度有关的摩擦系数叠代法
车轮和钢轨之间的接触面形成一固体接触;不考虑

4.1假定和边界条件

…=一■-一
^:
Ot

传热计算用的傅里叶微分方程式

毕.堕:粤+塑
融2
ay。

…) …7


11

接触处的外来物质层。因此由摩擦产生的热流只能通过传 播机理传送到车轮和钢轨中去。此时假设沿石方向和垂直
于表面的传热是二维的。车轮和钢轨在接触处的表面温度 是一样的,其物质温度没有必要是相同的。只在接触面以 内产生热流。除摩擦接触外,将壁看成是绝热的,既不考

车轮和钢轨的温度场:

毕.阜一(磐+要)-0
^.:

融、玉2。蜕:’

(18) …’

表面温度相同时2个摩擦体的耦合:

虑对流,也不考虑辐射。此外为了求出温度,假设滑动区
延伸到整个接触面。 用假设的有效摩擦系数II,和常数‰。,局部的热流密

度直接正比于法向应力分布:
q,h(X,z)=o-N(x,z)。肛?%l (16)

q奇吖“Ⅲ雨丽雨1
轮轨接触面eF的温度升高
--1

Oj(嘲,=02删,M=y2,薯<鲁

n"



c加,

a(妒).【(a。+等己.口:).cos(卢。.),,一一.9)一(fl。+芸互.卢:)


如图11所示,车轮和钢轨在法向力凡作用下由弹
性变形来形成非椭圆形接触面,并由此得出非对称的

.sin(口。.y。一t.妒)卜6(妒).【(卢。+叁.卢:).cos(卢。.),.
一工,?妒)一(a。+-/LT2?a:)?sin(卢。?y。一工。?9)】)d妒
(21)

法向应力分布(如图13例子所示)。实际轮轨接触系统
在Z方向的法向应力分布为半椭圆形。在Z方向也不能 总是假设应力分布为椭圆形的。

、…

可用式(2)的vm酣表示车轮和钢轨的温度场(式1 8)。

为求出传热方程式的解,将接触面划分成平行x方 向的条带(图13)。由法向应力分布得出每一条带的长度 f;、最大应力盯:以及间距z,。在工方向给每一条带划上 等间距的支点。对每一条带逐点求出传热的傅里叶方
程式的解。由此得出接触处的主要温度分布。 4.2计算过程

列出每一条带的所述假设和边界条件的数学式,以求 出式(17)的解。同时,由于是固体接触,2个摩擦体在 相同表面温度上耦合(式1 9),因此在式(20)中仅计算一 个摩擦体的温度。
用数字叠代法求出式(17)的解,由此可求出所观察的 接触面条带上的温度升高。用于接触面的所有条带上,就

每一条带中轮轨接触处形成的温度分布都用传热的

万   方数据

可得出如图14所示的轮轨接触的温度场。

变流技术与电力牵引412002

与速度有关的高负荷轮轨接触的粘着力(二)



1,。。。也加大了接触处的摩擦功率,这样接触面的温度升
高,对弘值有决定性影响的屈服限变小(图9)。 5
5.1

切向应力分布
非等温计算出的切向应力分布

在切向应力r,分布的计算中考虑与温度有关的摩擦 系数弘和弹性模数E恒为不变,那么按弹性理论的等温计 算就可与速度有关的摩擦系数相叠加。
类似图14和图15,图17和18表示了非等温计算的 图14
1,。=30

m/s,Sx=0.4%时的温度升高

切向应力r,分布与绝对速度‰和蠕滑率&的关系。由图
可清楚看出,原则上这里也分为粘附区和滑动区。而后者 随着蠕滑率增大,并在极限蠕滑率ss,.=1.2%时,在接触面 中产生完全滑动。在粘着区中切向应力丁,的最大值与变

4.3轮轨接触处的温度分布 下面将介绍Vabs(机车车辆绝对速度)和蠕滑率S对车

轮/钢轨接触温度场的影响。对此以横向位移为2 mlTl的
法向应力盯。分布为依据(图11)。 图14是二维温度分布。最大局部温度出现在必须承

形有关。然而区域划分不受绝对速度v。的影响,仅最大
值稍许减小。

受最大法向应力的接触处。这表示温度分布与法向应力直
接呈正比例关系。 为表示温度变化与蠕滑率和速度的关系,可观察接 触面中平行于X方向的条带的情况。图15既表示出接触 区中温度分布与机车车辆绝对速度v。。。恒定时的蠕滑率

的主要关系,也表示出与蠕滑率恒定时的绝对速度v。。。 的主要关系,但两者的最大温度相对接触面的位置都是
相同的。



图16

摩擦系数与蠕滑率的关系曲线

∞∞

∞∞ ∞

^)l一畚司嚏束螂赠

蚰{寻o





畚 司

|窿

索 赵 赠 5.2

图17非等温的切向应力分布,1,.=30
ads

m/s,S--0.6%


非等温计算出的粘着力函数

对与r,分布有关的速度的积分,可得出粘着系数厂。 图19给出了它与最的关系曲线,此时绝对速度‰是变化
图15温度升高(上图为与蠕滑率的关系,下图 是与绝对速度的关系、 的。蠕滑值至0.5%的曲线与等温粘着力曲线有类似特性。

在该范围中弹性理论的影响是主要的,所发挥的摩擦功率 很小,从而使屈服限显著降低。随着蠕滑进一步增大,摩
擦功率增大,因而接触处的温度升高。因此粘着力曲线的

图16给出了摩擦系数弘与蠕滑率S,的关系曲线Ⅳ
(S),此时以绝对速度v。。。作为参量。曲线簇从一个与

升高随绝对速度‰提高而降低。
在相对于最大粘着系数的蠕滑值时,接触处产生的 热流密度增大,由于温度升高和屈服限降低,摩擦系数肛 以及粘着系数厂明显地下降。此外,粘着力最大值随绝对

1,。无关的弘值和O%蠕滑率开始。随着蠕滑率S。增大, 摩擦系数弘逐渐下降。此时较大的绝对速度v。。。会引起
肛很大的下降,因为除了较大的蠕滑率外,较大的 万   方数据

10

与速度有关的高负荷轮轨接触的粘着力(二)变流技术与电力牵引4/2002

速度y曲。增大稍有降低(图19,图20)。
500 450

图21给出了测出的和理论上可能的牵引力(R。)和速 度(v)的关系曲线。由图可看出,只有在10 m/s以上的速度
范围中才传递最大牵引力。低于该速度范围,由于空转作

—400

≥蛳 一踟 .R瑚



350

用及驱动控制的投入而不能完全利用可提供的驱动力矩。

善150
瑟100

O 500 450

一400

350

薹300
一250

一枷

霸,50 詹100
霹50


图21

120

144号机车在干燥轨面上运行时

测出的牵引力/速度曲线

图22是绝对速度1,。。。和相对速度v。的关系。在速
度低于5 m/s的范围中相对速度‰。明显提高。在速度大 非等温计算出的切向应力分布 ((上)与 于5 m/s’的范围中,通过驱动调节装置来低销空转影 响,相对速度v。按1,。。。比例提高。由于脱开转速传感

图18

蠕滑率的关系;(下)与绝对速度的关系

器,在v。,曲线中出现峰值。



捌 摈 霹

图19在绝对速度v如变化时非等温计算出
的粘着力函数

图22

120

144机车在干燥轨面上运行时

测出的相对速度

图23表示蠕滑率与绝对速度v。。的对数关系,速度
很小时有较大蠕滑值。在这个范围中,牵引力不能完



赫 幡

全传递到钢轨上去。这是因为超过了最大粘着值和驱 动调节装置使电动机力矩减少。随着绝对速度1,。。。提
高,蠕滑率连续降低,因为异步牵引电动机随速度成

瓤 耀 鬟


比例下降的驱动力矩不再达到在干燥轨面情况下的最
Ⅷ0



图20最大粘着系数7:与绝对速度1,.的关系 on皿abS

6粘着值的测量运行
测量运行时,在车钩和驱动空心轴上安装了电阻应



一零1∞静察擎密裁捉
n1 '0 20 30 40 50 60

变片,以测取车钩上的总牵引力R眦和前面转向架2个
轮对上的牵引力。在测量车的一个轮对上用光学脉冲传感

..绝对速度%bs(m/s)

器测量绝对速度‰。这样,通过测量每一动轮速度‰,就
可确定4个动力轮对的相对速度%的变化。 万   方数据

在120 144机车上测量时的蠕滑率与绝对 速度v。的关系

变流技术与电力牵引4/2002

与速度有关的商负荷轮轨接触的粘着力(二)

大粘着值。 图24是有明显最大值的典型的粘着曲线。测量在
v籼一1

km/h,蠕滑率约10%时开始,粘着系数.厂只为0.

10。但机车的驱动调节将工作点移到蠕滑率为2%的最 大粘着值和0.32粘着值,也就是从粘着函数的不稳定
区移到稳定区。在那里,干燥轨面的情况下能够传递 最大可能的牵引力。随后将利用的粘着力降低到粘着 函数的稳定上,直到200 km/h时的测量结束为止,这里

也反映出可提供的电动机转矩随速度提高而下降。

图26
图24
120

120

155号机车的测量值与计算值的比较

(上)较小的蠕滑率;(下)很大的蠕滑率 144机车的粘着情况

这2个图都表明,即使在干燥轨面的情况下,在
较低速度范围中仍可能超过最大粘着值。这种特点是

被试机车的典型粘着情况。

7数字结果的计算分析
图25~图27给出了测量运行的结果,并与自己的计 算结果以及与Kalkerschen的非线性简化理论的计算结果 进行了对比。在自己进行计算时,使用了机车达到最
图27在较大蠕滑率时120 144号机车的测量 值与计算值的比较

大粘着值的绝对速度v。。。值。 在极限蠕滑率以下的范围中,无论是按Kalker的 计算,还是自己的计算,均表明测量有好的精确性。在
极限蠕滑率以上的范围中,Kalker的粘着值在一恒定的 水平线上,因为在此假定摩擦系数为恒定的。而自己

的计算结果表明更符合测量结果。



在对粘着系数厂的计算值和测量值进行比较时, 还必须考虑到计算值是可利用的瞬时最大值,反之测 量值是其瞬时利用的部分。粘着调节及其调节算法的
方式对这种利用程度有明显的影响。一方面,在所有

轨面状态下这种影响应保证有尽可能最大的牵引力; 另一方面,如果工作点极靠近最大粘着值,那么在条 件局部变化时就容易超过最大粘着值。出于部件使用 寿命的考虑,必须从较高蠕滑率范围尽快地降低驱动 力矩,使工作点尽快地恢复到粘着曲线稳定区上去,
图25
127

001号机车的测量值与计算值比较

万   方数据

(上)较小的蠕滑率;(下)很大的蠕滑率

所以在较大蠕滑率时,测出的粘着曲线在计算曲线的 下面。这种差异在被试的3种调节方案中都是非常明

12

与速度有关的高负荷轮轨接触的粘着力(二J变流技术与电力牵引4/2002

显的。 求得合适的调节算法,意味着优化任务,以保证 车轮和驱动部件在尽可能小的磨损情况下有最大的粘 着值。对此作了新的研究,所开发出的粘着调节装置 能抑制驱动部件的振动,并使工作点始终在极限蠕滑

率以下。在模拟高速机车传动装置的铁路试验台上, 对这种粘着调节设计进行了试验。试验时考虑了轮轨 接触时在驱动支路中出现的扭振。在此通过测试技术
求出的特性曲线来描绘粘着曲线。

这里指出了所介绍的计算方法的优点。在仿真传 动或调节装置时有可能考虑粘着力与速度的关系。因
此能以组合特性曲线的形式将粘着力集成在仿真中分

析(图28)。采用合适的法向力凡和改变轮轨有限元计算 模型,可将这种计算方式用于其他转向架方案和轮径
的粘着性能分析。 这种接近实际粘着性能的组合特性曲线使得在仿

图28

轮轨接触的粘着组合特性曲

参考文献11篇(略) (续完)

译自《eb》2001,№5
译者:王渤洪 校者:黄济荣

真阶段较精确地调节参数匹配成为可能,从而能缩短 费用昂贵的试验运行的时间。

为美国生产的双流制电力机车
Bombardier公司为美国NJT私营铁路公司(New Jer-
sey

路主要经营纽约大区宾夕法尼亚至霍博肯的近郊客运, 因此机车必须按宾夕法尼亚铁路传统的电流制AC
kV/25 12

Transit)生产的第一台ALP46型双流制电力机车于

2001年10月18 Et出厂。该项合同是2000年初与当时的 ADtranz公司签定的,共29台机车,合同额为1.23亿美 元。ALP46型电力机车的主要技术参数见表1。NJT铁 袁1
轨距/mm
机车限界 轴式 车钩间长度,mm

Hz设计;基于今后运营范围将扩大到霍博肯以外
12 kV/60

的线路,故须考虑现有的AD
虑现代标准电流制AC

Hz电路制;另

外对于华盛顿AMTRAK铁路公司营运的线路,还须考
2.5 kV/60 Hz。

ALP46型机车的主要技术参数
1 435

该机车的电气设备包括一个可从外面转接的主变
AMTRAK铁路
Bo 7Bo’ 19 498 2 950 3 804 10 950

压器,2组采用GTO四象限变流器的变流装置以及4台 异步牵引电动机用的脉冲逆变器。辅助传动采用了变 频控制的GTO逆变器,其三相输出为460 V。另外有一 个同样结构的逆变器。其输出功率为800 kVA,频率为
60

最大宽度,mm 车顶高度,mm 中心销间距/mm 转向架轴距/mm
轮径(薪,IH)/mm 总重It


Hz不变,它向采用美国标准的列车母线馈电。变压

2 650 118/1 046 94

器和变流器均采用在美国强制隧道线路使用的以脂为
介质的液冷,这种有利于环保的冷却方式已在德国铁

电流制 列车母线

路BRl01型机车上证实是可靠的。控制、通信和诊断 通过人们所熟悉的计算机支持的MITRAC控制系统来
实现。第2台机车将于2001年11月交付美国,(ALP46-

AC 25 kV/60 Hz;ACl2.5 kV/60 Hz;AC 12 kV/25 Hz 3×480 V,60 Hz;800kVA 5 300 190 316 265 150 161

持续功率/kW 持续牵引力/kN 启动牵引力/kN 最大制动力/kN 再生制动力,kN 最高速度/km?h’1

001号)机车首先在普韦布洛试验线上试运,ALP46—002 号机车将直接送至NJT铁路投入正式运营。其余27台
机车将在2002年底全部交付。 张文茂摘译自《ZEV+DET Glas.Ann.》2001,№12

广一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一一1 I l 《变流技术与电力牵引》已获准公开发行

万   方数据

:L.————————…——————————————————————————————————————————————.J: 欢避订阅 欢皿赙稿 欢娅刊登广告

与速度有关的高负荷轮轨接触的粘着力(二)
作者: 作者单位: 刊名: 英文刊名: 年,卷(期): 被引用次数: H.Schwarze, 王渤洪

变流技术与电力牵引 CONVERTER TECHNOLOGY & ELECTRIC TRACTION 2002,(4) 1次

引证文献(1条) 1.王俭朴 机车车辆轮轨黏着-蠕滑问题研究[期刊论文]-中国铁路 2010(3)

本文链接:http://d.g.wanfangdata.com.cn/Periodical_bljsydlqy200204003.aspx 授权使用:广东商学院图书馆(gdsxy),授权号:8dd81275-5785-4a36-8ed1-9e6900fb8cd1 下载时间:2011年1月12日


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