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營安全是確保高速鐵路安全運行的關鍵。我國現(xiàn)行的高速鐵道車輛脫軌安全性評判標準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個指標,其中脫軌系數(shù)指標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,鐵道車輛高速運行條件下的脫軌機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構間的輪軌動態(tài)作用和耦合效應明顯增強,使得輪軌接觸非線性因素在車輛動力學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靜態(tài)爬軌過程,而是一種復雜的動態(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,才會使車輪在短時間內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,且該標準沒有考慮非輪緣接觸側摩擦系數(shù)對輪緣接觸側的影響,因此Nadal脫軌系數(shù)只適用于對運行速度較低、大沖角及摩擦系數(shù)值較大的鐵道車輛的脫軌安全性進行評判。為了對任意時刻的鐵道車輛脫軌安全性進行更準確地評判,國外的一些研究學者在Nadal脫軌系數(shù)的基礎上,提出了一些新的脫軌評判準則,這些準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)時間、兩側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,文獻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;文獻根據(jù)脫軌系數(shù)超限時間與車輪抬升量之間的關系,提出脫軌系數(shù)大于1.0及輪重減載率大于0.6的最大允許超限時間為35ms的安全準則;文獻提出用能量隨機分析方法評判列車是否達到脫軌條件。這些文獻大都關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輪軌接觸點的確定高速鐵道車輛在脫軌臨界時刻,其輪對的橫移量和搖頭角較大,極可能產(chǎn)生輪緣和踏面同時接觸鋼軌的情況。因此為準確確定輪軌接觸幾何非線性關系,分析輪緣及踏面兩點接觸鋼軌的情況,需要建立輪軌三維幾何接觸模型。在該輪軌接觸模型中,共設置3套坐標系,如圖1所示。其中,軌道坐標系記作O-XYZ,其原點O位于軌道中心線上,X軸指向軌道延伸的切線方向;輪對坐標系記作o-xyz,其原點o位于輪對質心上,其x軸與軌道坐標系X軸的夾角等于輪對的搖頭角,其z軸與軌道坐標系Z軸的夾角等于輪對的側滾角;左、右輪軌接觸坐標系分別記作owL-xwLywLzwL和owR-oxRywRzwR,坐標系原點owL和owR分別位于左、右輪與鋼軌的接觸點上,xwL和xwR軸均平行于軌道坐標系的X軸,ywL和ywR軸平行于輪軌接觸點的切線方向,zwL和zwR軸平行于輪軌接觸點的法線方向。從左、右輪軌接觸坐標系到軌道坐標系的坐標轉換矩陣可表示為同理可求得鋼軌在軌道坐標系下的輪廓曲線。首先,在給定輪對搖頭角和側滾角的情況下,軌道坐標系中車輪廓形上的潛在輪軌接觸點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潛在輪軌接觸點在軌道坐標系中的坐標{Xcp(i),Ycp(i),Zcp(i)|i=1,2,…},潛在輪軌接觸點對應在鋼軌廓形上的橫坐標值Xrcp(i)及縱坐標值Yrcp(i)分別與其在車輪廓形上的坐標值Xcp(i)和Ycp(i)相同,但其在鋼軌廓形上的垂向坐標值Zrcp(i)與在車輪廓形上的垂向坐標值Zcp(i)不同。潛在輪軌接觸點在車輪與鋼軌廓形上的垂向坐標值之差可以表示為理論上,當且僅當輪對左輪軌接觸點的DL(i)與右輪軌接觸點的DR(i)滿足DL(i)=DR(i)時,所對應的點即為輪軌實際接觸點。但在進行數(shù)值計算時考慮到計算誤差,可通過逐漸調整輪對的側滾角Ф以使左右輪軌接觸點的DL(i)與DR(i)滿足下式。當求得的輪對左右潛在輪軌接觸點的DL(i)與DR(i)滿足式(5)時,即認為該點是輪軌的實際接觸點。當多個點同時滿足式(5)時,即認為產(chǎn)生了多點接觸的情況。1.2輪軌選取及氧化應力的計算在脫軌臨界時刻,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算法的計算精度,而且計算速率高。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。于是,實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的關系為因為上式只適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)進行修正,α的表達式為修正后的自旋蠕滑力矩M′z可寫為1.3輪軌動力學方程建立具有27個自由度(見表1)的高速鐵道車輛動力學分析模型,如圖2所示。其中,因為輪對的側滾角與輪對的橫移量一一對應,所以輪對的側滾角是非獨立的自由度。根據(jù)圖2所示模型,建立動力學微分方程為式中: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標準的規(guī)定:當轉向架橫向加速度經(jīng)0~10Hz帶通濾波后其峰值連續(xù)6次以上(含6次)達到或超過8m·s-2限值時,則判定轉向架失穩(wěn)。按照該標準的規(guī)定,利用所建立的整車動力學模型,采用實測軌道不平順參數(shù),仿真計算某型高速鐵道車輛的橫向運行穩(wěn)定性。計算結果顯示,當車輛運行速度等于181m·s-1時,其轉向架的橫向加速度達到8m·s-2的限值規(guī)定,即認為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,且當車速達到300km·h-1及以上后,脫軌系數(shù)平均值增幅很小;在所測車速范圍內該車的脫軌系數(shù)很小,最大值只有0.4左右,均未達到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的概率分布情況,其值主要集中在0~0.2的范圍內。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)進行仿真計算,結果如圖4所示。由圖4可見,雖然此時該型高速鐵道車輛在蛇行失穩(wěn)臨界速度下其轉向架已失穩(wěn),但所得到的車輛脫軌系數(shù)值并未達到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產(chǎn)生最不利耦合作用的結果,因此制定高速鐵道車輛的蛇行脫軌安全性評判標準需要同時考慮高速鐵道車輛本身的狀況及其所運行線路的情況。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)尤其值得關注。在圖中,速度vC對應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,且遠未達到0.8的脫軌系數(shù)限值;vL為鐵道車輛達到轉向架橫向加速度限值8.0m·s-2時所對應的工程意義上的蛇行失穩(wěn)臨界速度;vM為鐵道車輛正常運行情況下的脫軌臨界速度。在對應A區(qū)間的速度范圍內,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B區(qū)間的速度范圍內,車輛的蛇行運動幅值很大,當鋼軌與輪緣根部接觸時,車輪開始懸浮并撞擊鋼軌,一旦車輪不能恢復到正常接觸位置,隨時都有脫軌的危險。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A區(qū)間的速度范圍內脫軌。因此,鐵道車輛脫軌臨界速度的確定受鐵道車輛運行條件(線路和車輛兩方面)中諸多因素的影響,很難通過仿真計算或脫軌試驗找到實際的脫軌臨界速度。因此就高速鐵道車輛而言,加強對其車輪運動狀態(tài)的監(jiān)測對于預防高速鐵道車輛脫軌也至關重要。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為是車輪逐漸爬上軌頭而又不能自主滑下恢復正常輪軌接觸所導致車輪脫軌的過程;而高速鐵道車輛的脫軌過程相當復雜,其中同時伴隨著爬軌和跳軌的過程。車輪踏面名義接觸點和鋼軌頂面最高點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,則在理論上可認為鐵道車輛未脫軌,這是因為輪緣的最低點仍位于軌面最高點之下,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輪軌碰撞模型假設鐵道車輛發(fā)生蛇行失穩(wěn),當輪對橫移量增大使得輪軌游間δ為0時,輪對與鋼軌發(fā)生碰撞并產(chǎn)生車輪跳軌。為了計算車輪的跳軌高度,參考相關文獻[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滾2個自由度;另外,在輪軌發(fā)生碰撞這一短暫的動力學過程中,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。假設右側車輪與鋼軌發(fā)生碰撞,C為碰撞接觸點,2B為接觸點的橫向距離,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。在輪軌的整個碰撞過程中,輪對有繞A點轉動的趨勢,假定輪對的質心位置和相對質心的姿態(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心的平移方程和繞A點的轉動方程為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坐標系內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模型求得車輪在碰撞開始時刻的橫移速度和側滾角速度后,則由式(16)和式(17)可得碰撞開始時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的接觸點A逆時針旋轉的趨勢,即垂向速度將克服碰撞側車輪的重力及其所受載荷,并將旋轉的動能轉化為車輪跳軌的勢能,根據(jù)能量守恒定理可得到有關碰撞側車輪的跳軌高度h2的方程式為式中:JwA為輪對繞A點的轉動慣量。至此便求得碰撞側車輪的跳軌高度h2。再由整車動力學模型求得車輪的爬軌量h1后,即可根據(jù)式(13)判斷車輪在自然運動情況下是否達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,當輪對內側距為1360mm時,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時不同速度下前導輪對左右側車輪的爬軌量計算結果。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;當車輛運行速度達到仿真計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,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;隨著車輛運行速度的進一步增加,車輛的蛇行運動幅值增大,車輛振動加劇,左右側車輪交替向鋼軌上爬,如圖8(c)所示,開始出現(xiàn)車輪瞬時浮起的現(xiàn)象;當車輛運行速度達到仿真計算得到工程意義上的蛇行失穩(wěn)臨界速度181m·s-1時,車輪的最大爬軌量達到4.5mm,如圖8(d)所示,雖然此時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。在車輛蛇行運動過程中,當輪對橫移量足夠大且輪軌游間為0時,車輪以一較大的橫移速度與鋼軌碰撞。然后可能繼續(xù)沿軌道向前運動,也可能在很短的時間內脫離軌道約束發(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)作用一定的時間以積累到脫軌所需的能量。從能量的觀點來說,輪對橫向自激振動的能量越大,輪對橫向運動的動能也越大,碰撞之后車輪所獲得的垂向速度也便越大。歸根結底,產(chǎn)生脫軌的能量來自于列車向前運動的一部分能量,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程圖。由圖9可知,在0~2.28s,車輪尚處在爬軌過程中;到達2.28s時,左側的輪軌游間減少至0,使得左側車輪與鋼軌發(fā)生第1次碰撞,從而產(chǎn)生車輪跳軌,但此時車輪的抬升量未達到脫軌限值(0.8he);車輪繼續(xù)向前運動,到3.23s時左側車輪與鋼軌發(fā)生第3次碰撞并導致跳軌發(fā)生,此時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個方向的分量Fx和FyC,因此為了分別研究這2個分量對脫軌的影響,引入變量Kx和Ky,其表達式為式中: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值在整個蠕滑力中所占的比例越大,輪對的橫向運動能量也越大,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的表達式可簡化為在準靜態(tài)的爬軌脫軌過程中,因為輪對橫移速度,所以輪軌橫向蠕滑率ξy主要與輪對名義沖角ψ有關,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,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,輪軌碰撞時刻的輪軌接觸角、輪對側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系及相互關系,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行穩(wěn)定性對于評判其蛇行脫軌安全性至關重要。在進行高速鐵道車輛的橫向運行穩(wěn)定性評判時需要考慮其蛇行失穩(wěn)極限環(huán)分岔形式的不同。當高速鐵道車輛的蛇行失穩(wěn)形式為“超臨界”分岔形式時,因為按照UIC515標準規(guī)定的轉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,所以建議利用文獻提出的方法對高速鐵道車輛的橫向運行穩(wěn)定性進行評判,即分別求解轉向架橫向振動加速度在強迫振動頻率范圍內的移動均方根值RFMS以及轉向架橫向振動加速度在蛇行振動頻率范圍內的移動均方根值RHMS,當滿足時,所對應的最小車速即被認為是車輛的蛇行失穩(wěn)臨界速度。為UIC518標準規(guī)定的轉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)響應的影響。當高速鐵道車輛的蛇行失穩(wěn)形式為“亞臨界”分岔形式時,因為其理論意義上的非線性臨界速度與用轉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作為轉向架橫向加速度的限值對高速鐵道車輛的橫向運行穩(wěn)定性進行評判。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,當輪軌游間為0時,由式(13)得到車輪達到脫軌限值對應的車輪跳軌高度為10mm,進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準。6高速軌道交通車輛蛇行脫軌安全性評判指標(1)車輪抬升量可作為蛇行脫軌臨界狀態(tài)的判斷指標,當其達到或超過輪緣高度時,即可認為高速鐵道車輛達到了蛇行脫軌臨界狀態(tài)。仿真計算結果顯示,利用這一判斷條件可對車輛是否脫軌進行有效判斷。但依靠目前的測量手段實現(xiàn)準確監(jiān)測車輪的抬升量還存在一定困難,因此提出根據(jù)本文算法計算車輪抬升量達到脫軌限值時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之一。(2)高速鐵道車輛的橫向運行穩(wěn)定性對于評判其的蛇行脫軌安全性也至關重要。當高速鐵道車輛表現(xiàn)為“超臨界”蛇行失穩(wěn)極限環(huán)分岔形式時,可采用轉向架橫向加速度的移動均方根值方法評判其橫向運行穩(wěn)定性;當高速鐵道車輛表現(xiàn)為“亞臨界”蛇行失穩(wěn)極限環(huán)分岔形式時,可用8m·s-2作為轉向架橫向加速度的限值對高速鐵道車輛的橫向運行穩(wěn)定性進行評判。(3)高速鐵道車輛的脫軌過程是一個爬軌和跳軌并存的復雜過程,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)在車輛低速運行的準靜態(tài)的爬軌過程中,輪對名義沖角的大小對脫軌起著至關重要的影響作用;而在車輛高速運行的動態(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