32t轴重机车转向架设计方案及动力学性能分析

第 30 卷第 1 期 2010 年 2 月

铁道机 车车辆 RA ILW A Y L OCO M OT IV E & CAR

Vo l. 30 N o. 1 F eb. 2010

综合技术研究
文章编号: 1008- 7842 ( 2010) 01- 0001- 05

32 t 轴重机车转向架设计方案及动力学性能分析

王坤全1 , 罗 赟2 , 张红军2 ( 1 中国南车集团公司 资阳机车有限公司, 四川资阳 643100; 2 西南交通大学 牵引动力国家重点实验室, 四川成都 610031)

摘 要 为了设计 32 t 轴重机车 3 轴转向架, 采用多刚体动力 学软件 SIM P ACK 建 立了 6 轴 机车动 力学模 型, 先 比较了单拉杆和双拉杆 轴箱定位方式对机车非线性稳定 性、直 线运行 性能和 曲线通过 性能的 影响, 研究表 明机车 单拉杆轴箱定位方案在 直线速度 60 km/ h 以下和曲线半径小 于 400 m 时, 比双拉杆 轴箱定位 方案具 有优势; 机车 双 拉杆轴箱定位方案在运行速度高于 60 km/ h, 曲线半径大于 400 m 时, 优于单拉杆轴箱定位方案。然后比较了单 牵引杆和中心销牵引方 式对机车轴重转移、直线运行性 能和曲 线通过 性能的 影响, 结果说 明单牵 引杆可以 实现最 佳黏着利用率 94. 12% , 但是 采用中心销牵引方式, 机车 的黏着 利用率也 达到 92% 。两种 机车牵 引方案直 线和曲 线通过动力学性能差别 甚微。 关键词 机车工程; 大轴重机车; 动力学; 轴箱定位方式; 牵引方式 中图分类号: U 262. 331 文献标志码: A

发展大轴重机车车辆是世界铁路货运发展的大趋 势, 从 20 世纪 70 年代开始, 北美铁路公司为了提高运 输经济效益, 逐步将轴重提高到了 30 t , 美国 GE 公司 和 EMD 公司也为此生产了大量的 32 t 轴重的内燃机 车。加拿大、巴西、澳大利亚在其主要干线的重载运输 中均采用了轴重 30 t 的列车[ 1, 2] ; 欧洲在斯堪的纳维亚 也采用了 30 t 轴重列车的运输[ 3] 。我国铁路主要技术 政策也指出 新 建货运 重载专 线机 车、货车可 以大 于 25 t , 国内也在研发大轴重货运机车[ 4, 5] 。
目前巴西铁路 30 t 轴重机车情况见表 1, 这些机车 都是 C0 C0 轴式的。
资阳机车有限公司针对巴西铁路对 30 t 以上轴重 机车的需求, 初步设 计了 32 t 轴重机车 3 轴转向架方 案, 设计最高运行速度 100 km/ h, 本文根据运行情况, 详细计算分析, 分别比较了单拉杆和双拉杆轴箱定位方 式, 以及单牵引拉杆和中心销牵引方式的动力学性能, 为确定转向架方案提供理论依据。 1 转向架设计方案
考虑到运用线路比较差, 32 t 轴重 3 轴转向架机车 采用了一系软二系硬的悬挂, 一系悬挂为钢圆弹簧配垂 向减振器( 端轴) , 二系采用 4 点支撑的橡胶堆, 并配横 向减振器; 轴箱设计了单拉杆和双拉杆两种定位方式;

表 1 巴西 30 t 轴重机车情况[2]

型号或类型
C30- 8B C40- 9 S D40- 3 S D61M G T 26- CU 3 C36- 8B C44- 10 SD40- 2M U 23C U 23C A U 23CE

功率/ k W
2 465. 0 3 018. 0 2 429. 0 3 056. 0 2 208. 0 2 720. 0 3 350. 0 2 238. 0 1 680. 0 1 940. 0 1 680. 0

速度 / ( km h- 1 )
80 80 80 80 80 80 80 104 112 112 112

运营 台数
6 4 27 2 2 33 7 38 76 27 16

投入运用 年代
1984 1989 1985 1991 1984 1984 1997 1980 1975 1987 1995

驱动单元由交流电机加齿轮传动系统组成, 采用轴悬方 式, 电机通过吊杆单点悬挂在构架横梁上; 牵引考虑了 低位单拉杆 和中心销两种 牵引方式; 制动采用踏面 制 动。单牵引拉杆一端与构架牵引横梁连接, 另一端与车 体牵引座连接; 中心销与车体牵引座连接, 同时通过两 根摆杆与构架牵引横梁连接。主要参数见表 2, 转向架 结构方案见图 1 和图 2。 2 计算模型
2C0 轴式内燃机车由车体、两个构架、6 个牵引电动 机和6个轮对组成。车体和构架间由二系悬挂装置连接,

王坤全 ( 1953 ) 男 , 四川乐至人, 高级工程师 ( 收稿日期: 2009- 07- 31)

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铁道机车车辆

第 30 卷

表 2 32 t 轴重 3 轴转向架主要参数表

项目 机车轴式 最高运行速度/ ( km h - 1) 轴重/ t 轴距( 1~ 2 轴/ 2~ 3 轴) / mm 轮径( 新) / mm 牵引点高度( 单拉杆/ 中心销) / mm 车钩高度/ mm 轨距/ mm 转向架质量/ t 单轴簧下质量( 单拉杆/ 双拉杆轴箱) / t 单轴最大牵引力/ kN 一系静挠度/ mm 二系静挠度/ mm

参数 C0 C0
100 32 2 300/ 2 000 1 092 570/ 1 015 990 1 600 25. 6 3. 631/ 3. 673 129. 2 100 9

挂在构架上。 计算模型的自由度及广义坐标见表 3, 共 23 个刚
体, 总计 75 个自由度。 采用 AAR- RP- 633 M SRP G- 76 2004 标准机车
踏面与 UIC60 kg/ m 钢轨匹配的轮轨接触几何关系, 轨 道不平顺采用按较差功率谱转换的时域随机不平顺线 路。
用数值积分方法求解, 考虑了轮轨接触几何和蠕滑 关系的非线性、轮对自由横动量和轴箱横向止挡的非线 性、二系横向弹性和刚性止挡的非线性以及各减振器的 非线性特性。

表 3 2C0 轴式轴悬机车模型的自由度及广义坐标

刚体名称 车体 构架 轮对
电机装配1 电机吊杆 牵引杆2

纵向 Xc X si X wj

横移 Yc Y si Ywj

垂向 Zc Zsi
Zwj *

侧滚
c si wj *
rj

点头
c si wj dj rj t Li

摇头
c si wj
tL i

表中* 表示不独立的自由度, 上角标 1 表示相对轮对的自由度, 上角 标 2 表示相对构架的自由度; i= 1~ 2, j = 1~ 6。

图 1 单拉杆轴箱和中心销牵引方案图
图 2 双拉杆轴箱和单 牵引杆方案图
二系悬挂装置由每侧两组橡胶堆、两个横向减振器构 成; 构架和轮对之间由一系悬挂装置连接, 一系悬挂装 置由一系弹簧、轴箱拉杆和垂向减振器( 端轴) 组成。牵 引电动机与轮对通过抱轴承连接, 同时通过一根吊杆悬

3 一系轴箱两种方案的比较 在相同牵引方式下, 比较分析轴箱定位方式对机车
动力学性能的影响。
3. 1 非线性稳定性 图 3 是 32 t 轴重轴箱单拉杆和双拉杆方案机车在
不同速度下轮对横向振动极限环振幅曲线。
结果说明机车运行速度低于 200 km/ h 时, 系统存 在轴箱自由间隙内比较小的稳定极限环。两种轴箱拉
杆方式下, 机车非线性临界速度都大于 200 km / h, 可以 满足最大运用速度 100 km / h 的要求。 3. 2 直线运行平稳性
机车 单 轴 箱 拉 杆 与 双 轴 箱 拉 杆 方 案 以 20 ~ 120 km/ h速度在具有较差不平顺直线轨道上运行时, 前、后司机室车体横向和垂向平稳性指标见图 4 和图 5。图 6 是两种方案机车端轴轮轴横向力随速度变化的 曲线。
计算结果说明, 双拉杆方案直线运行横向平稳性指 标和加速度略优于单拉杆方案, 尤其在运行速度超 过 60 km/ h 以上; 但是轮轴横向力略大于单拉杆方案; 直 线运行垂向性能两种方案差别不大。
3. 3 最小半径曲线准静态通过性能 机 车 以5 km/ h 速 度 通过 加 宽 16 mm 、无 超 高的

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图 3 一系方案对机车非线性稳定性的影响

见表 4。表中列出了最大的轮轴横向力、轮重减载率、 脱轨系数和轮缘 磨耗因子。U IC518 规定横向力极 限
值为 lim Y ( 2m) = 1. 0( 10+ 2Q0 / 3) = 114. 6 kN , 脱
轨系数应不大于 0. 8。 结果显示: ( 1) 按照脱轨系数限制的最小曲线半径
小于按照轮轴横向力极限值; ( 2) 机车单拉杆方案理论 上可以通过的最小曲线半径为 121 m, 双拉杆方案理论 上可以通过的最小曲线半径为 129 m; ( 3) 100~ 140 m 半径曲线上, 除脱轨系数略大外, 单拉杆方案机车第 1 轮对的准静态动力学指标都比双拉杆方案略小, 尤其轮 缘磨耗因子可以降低 15% 以上。

图 4 直线运行横向平 稳性指标比较

表 4 80~ 180 m 半径曲线上第 1 轮对的准静态动力学指标

横向力 方案 半径/ m
/ kN

轮重 减载率

脱轨

轮缘磨耗

系数 因子/ ( kN ( ) )

单 100 - 124. 9 0. 319 - 0. 79

拉 120 - 115. 2 0. 294 - 0. 765



140 - 108. 3 0. 276 - 0. 748

双 100 - 127. 6 0. 339 - 0. 786

拉 120 - 117. 7 0. 314 - 0. 761



140 - 110. 9 0. 296 - 0. 744

276. 9 230. 1 196. 3 312. 3 261. 1 227. 0

3. 4 动态曲线通过性能 机车以 21. 37~ 34. 89 km/ h 均衡速度和未平衡离
心加速度 A q= 0. 2 m/ s2 速度通过超高 20 m m 的 300~ 800 m 半径具有较差不平顺曲线, 轮轴横向力、脱轨系 数 和 轮重 减载率 平均 值和 最大 值计算 结果 见图 7~ 图 9。
图中机车单轴箱拉杆方案通过曲线各轮对中最大 的轮轴横向力、脱轨系数和轮重减载率平均值都略大于
双拉杆方案。

图 5 直线运行垂向平 稳性指标比较

图 7 动态曲线通过横向力比较

图 6 直线 运行轮轴横向力比较
100~ 140 m 半径光滑曲线的准静态曲线通过计算结果

由图 7 可见, 横向力最大值在机车以均衡速 度通 过, 曲线半径小于 500 m 时, 单拉杆方案小于双拉杆方 案; 半径大于 500 m 后, 单拉杆方案大于双拉杆方案。

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铁道机车车辆

第 30 卷

以未平衡离 心加 速度 0. 2 m/ s2 通过, 曲 线半径 小于 400 m 时, 单 拉 杆 方 案 小 于 双 拉 杆 方 案; 半 径 大 于 400 m, 单拉杆方案大于双拉杆方案。
图 8 中, 脱轨系数最大值在机车以均衡速度通过, 曲线半径小于600 m 时, 单拉杆方案小于双拉杆方案; 半径大于 600 m 后, 单拉杆 方案大于双拉杆方案。以 未平衡离心加速度 0. 2 m / s2 通过, 曲线半径小于400 m 时, 单拉杆方案小于双拉杆方案; 半径大于400 m后, 单 拉杆方案大于双拉杆方案。
图 8 动态曲线通过脱轨系数比较

单牵引杆可以实现最佳黏着利用率, 但是由于机车 一系软、二系硬, 采用中心销牵引方式, 机车的黏着利用 率也能达到 92% 。

表 5 不同牵引方式机车轴重转移比较

牵引 黏着 利用率% 1

轴重转移量/ kN

2

3

4

中心销 92. 07 - 24. 89 - 16. 40 - 9. 01 9. 01

单牵 引杆 94. 12 - 18. 46 - 18. 39 - 18. 33 18. 33

5 16. 40
18. 39

6 24. 89
18. 46

4. 2 牵引方式对动力学性能的影响 计算机车匀速通过表 6 的不同工况。单牵引杆或中
心销牵引方案时, 机车轮轴横向力、脱轨系数、轮重减载 率、车体平稳性指标和加速度最大值分别见表 7~ 表 11。

曲线 半径/ m
直线
125 500

表 6 牵引方式比较计算工况

缓和曲线 长度/ m
20 80

超高/ mm
50 125

速度/ ( km h- 1)
100 5 30

不平顺

牵引( 制 动力) / kN



127. 6



565. 0



425. 3

工况
牵引 惰行 制动

表 7 不同牵引方式横向力统计最大值/ kN

直线

R125 m

R500 m

牵引杆 中心销 牵引杆 中心销 牵引杆 中心销

28. 607 29. 127 29. 314

28. 717 29. 225 29. 294

53. 23 115. 868 65. 047

54. 232 115. 824 64. 194

42. 955 64. 831 46. 934

43. 26 64. 831 46. 606

图 9 动态曲线通过轮 重减载率比较
由于两种方案垂向静挠度相同, 轮重减载率最大值 差别微小。
计算结果说明单拉杆方案在小半径曲线通过时, 性 能略优于双拉杆方案; 双拉杆方案在提高曲线通过速度 和曲线半径增大时, 比单拉杆方案略具有优势。考虑到 巴西铁路的运用条件, 建议采用单拉杆方案。 4 牵引方式的比较 4. 1 轴重转移
机车的起动牵引力每轴 129. 2 kN。采用中心销牵 引, 牵引高度为 1 015 mm ; 采用单牵引杆牵引, 牵引高 度为 570 m m。表 5 是机车各方案轴重转移计算结果。

工况
牵引 惰行 制动

表 8 不同牵引方式脱轨系数统计最大值

直线 牵引杆 中心销 0. 276 0. 275 0. 258 0. 258 0. 245 0. 246

R125 m 牵引杆 中心销 0. 401 0. 402 0. 759 0. 759 0. 463 0. 462

R500 m 牵引杆 中心销 0. 510 0. 511 0. 729 0. 729 0. 550 0. 549

工况
牵引 惰行 制动

表 9 不同牵引方式轮重减载率统计最大值

直线

R125 m

R500 m

牵引杆 中心销 牵引杆 中心销 牵引杆 中心销

0. 318 0. 325 0. 331

0. 316 0. 323 0. 331

0. 169 0. 306 0. 198

0. 186 0. 306 0. 183

0. 211 0. 259 0. 237

0. 224 0. 259 0. 225

表 10 不同牵引方式 横向性能比较

直线平稳性



指标



直线加速度/ ( m s- 2)

R 500 平稳性 R500 加速度/

指标

( m s- 2)

牵引杆 中心销 牵引杆 中心销 牵引杆 中心销 牵引杆 中心销

牵 引 3. 13 3. 13 1. 42 1. 42 1. 95 1. 94 0. 35 0. 35

惰 行 3. 15 3. 15 1. 44 1. 45 1. 96 1. 96 0. 36 0. 36

制 动 3. 14 3. 14 1. 43 1. 43 1. 93 1. 93 0. 34 0. 34

第1期

32 t 轴重机车转向架设计方案及 动力学性能分析

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表 11 不同牵引方式垂向性能比较

直线平稳性



指标



直线加速度/ ( m s- 2 )

R500 平稳性 R 500 加速度/

指标

( m s- 2)

牵引杆 中心销 牵引杆 中心销 牵引杆 中心销 牵引杆 中心销

牵 引 3. 01 2. 99 2. 19 2. 13 2. 33 2. 28 0. 76 0. 74

惰 行 3. 00 2. 99 2. 16 2. 10 2. 09 2. 08 0. 53 0. 52

制 动 3. 01 2. 99 2. 15 2. 10 2. 33 2. 28 0. 73 0. 74

在计算的 3 种工况中, 两种牵引方案动力学性能差 别甚微。考虑到中心销为巴西铁路所熟悉, 建议采用中 心销牵引方式。
5 结论 通过对 32 t 轴重机车一系单拉杆和双拉杆轴箱定
位方式动力学性能比较分析, 得出以下结论: ( 1) 机车两种方案的准线性临界速度和非线性临
界速度都可以满足最大运用速度 100 km/ h 的要求。 ( 2) 双拉杆方案直线运行横向平稳性指标和加速
度略优于单拉杆方案, 尤其在运行 速度超过 60 km/ h 以上; 但是轮轴横向力略大于单拉杆方案; 两种方案直 线运行垂向性能差别不大。
( 3) 理论上机车单拉杆方案可以通过的最小曲线 半径为 121 m, 双拉杆方案可以通过的最小曲线半径为 129 m。降低二系橡胶堆纵横向刚度, 或者减小内外橡 胶堆纵向间距都可以有效地减小机车通过的最小曲线

半径。 ( 4) 单拉杆方案在小半径曲线通过时, 性能略优于
双拉杆方案; 双拉杆方案在提高曲线通过速度和曲线半 径增大时, 又比单拉杆方案略具有优势。
通过对 32 t 轴重机车单牵引杆牵引方案和中心销 牵引方案的轴重转移和动力学性 能比较, 得出如下 结 论:
( 1) 单牵引杆牵引可以实现最佳黏着利用 率 94. 12% , 但是采用中心销牵引方式, 机车的黏着利用率 也达到 92% 。
( 2) 机车两种牵引方案直线和曲线通过动力学性 能差别甚微。
建议机车采用单轴箱拉杆和中心销牵引方案。 参考文献
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Analysis to Bogie Design Scheme and Dynamic Performance of 32 t Axle Load Locomotive
WA N G K un-quan1 , L UO Y un2 , ZH A N G H ong- j un2
( 1 P ro duct Design Department, CSR Ziyang L oco motiv e Co . , Ltd. , Ziyang 643100 Sichuan, China; 2 T ractio n Pow er State K ey L ab. , So ut hw est Jiaotong U niver sity, Chengdu 610031 Sichuan, China) Abstract: A model of a locomo tiv e w ith six ax les is established by SIM PA CK to design 32 t ax le lo ad bo g ie w ith three axles. T he influence of sing le and do uble pull r od ax le- box guidance to the loco motiv e behavio r of nonlinear stability and r unning on st raig ht and curv ed tracks is co mpar ed firstly. T he analysis indicates that the lo co motiv e w ith sing le pull r od ax le- box g uidance is better than double o ne when it r uns on a st raig ht t rack dow n w ords o f 60 km/ h and a cur ved tr ack less than 400 m r adius, and the locomo tiv e w ith double pull rod is better than single one when it runs o n a tangent track upw ards o f 60 km/ h or a curv ed track lar ger than 400 m radius. T hen the loco motiv e axle lo ad tr ansfer and behav ior s o f running on t ang ent or cur ved tr acks ar e compared w ith sing le draw bar or middle dr aw pin. T he result show s: the 94. 12% o ptimum adhesion av ailabilit y can be obtained w ith single draw bar , but 92% can be achieved w ith middle draw pin; the dynamic per for mance of the locomo tive on tang ent o r cur ved tr acks w ith sing le bar or middle pin is ver y lit tle differ ence. Key words: loco motiv e eng ineering; big ax le load lo comot ive; dy namics; axle- bo x g uidance; draw scheme


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