目前我国已经基本掌握高速铁路关键技术[1]，并拥有丰富的高速铁路技术研发和运营经验以及完备的设计平台。随着我国高速铁路不断发展，其运营版图越来越广，高寒地区和风沙地区也相继开通高铁线路，列车运行环境和轮轨界面环境越来越恶劣，车轮踏面磨耗问题也变得愈发复杂。轮轨型面的匹配关系是影响车辆动力学的重要因素，轮轨滚动接触副作为列车与轨道耦合大系统中的核心部件，其服役状态将直接影响到高速列车行驶过程中的安全性及动力学性能。
轮轨接触几何关系会因为车轮踏面出现磨损后受到极大的影响，从而引起车辆动力学性能恶化。高速列车对车轮踏面的变化更为敏感，稍有不适的磨耗或变形，车辆就可能会发生晃动。针对踏面凹坑磨耗，现阶段改善车轮踏面廓形的常用方法是对车轮进行镟修，但何时进行镟修是个值得深入研究的问题。过于频繁地镟修会缩短车轮的使用寿命和增加运营与维修成本，甚至影响高铁正常运营，造成不必要的经济损失。Wang等[2]通过试验的手段量化分析车轮廓形变化与车辆振动之间的演变关系，对镟修周期间隔进行了优化。Shi等[3]开展了一项为期2年的长期试验用于研究动车组的结构振动和车轮廓形的演变规律，指出冬季较低的温度对系统垂向振动起着突出作用，而对横向振动起主导作用的则是车轮磨耗。此外，由于车辆一系和二系悬挂的减振作用，列车的平稳性随车轮磨耗变化不大。Gan等[4]对高速列车长期跟踪试验发现车轮磨耗与运行里程呈近线性增长关系，并提出一种针对接触带宽及其变化率的计算方法，用以量化分析轮轨接触几何关系，揭示轮轨接触状态及车轮踏面磨耗的发展趋势。文献[5]对比分析了4种典型车轮型面与 CHN60轨匹配时的轮轨接触特征，为不同类型车轮磨耗行为研究提供了参考。马晓川等[6]分析了LMA磨耗车轮与60 N轨匹配时高速列车的动力学性能，并与 CHN60轨作对比，研究认为相比CHN60钢轨，不同磨耗程度的车轮与60 N轨匹配时均能保持较好的车辆动力学性能。金学松等[7]提出了轮轨关系研究中的关键力学问题，对轮轨间蕴含的复杂力学和强度问题进行了讨论研究，并指明了今后可能的研究方向。金学松等[8]系统地分析和总结了我国高速铁路轮轨断面横向磨耗特征、形成机理以及对车辆动态行为的影响和对策，提出了 7个方面的措施来减缓或抑制车轮踏面凹形磨损。孙宇等[9]改进 KIK-PIOTROWSKI方法提出一种新接触模型，并将其应用于车辆-轨道耦合动力学仿真模型中，研究了踏面凹形磨耗状态下车辆的动力学行为。与无磨耗车轮相比，总体上来说凹形磨耗对轮轨力的影响不大。Cui等[10]指出踏面凹形磨耗对行车稳定性与舒适性会造成不利影响。Karttunen等[11]量化评估了磨耗车轮踏面几何对轮轨匹配性能恶化的影响，指出目前铁路车辆车轮维护标准主要针对于轮缘厚度、轮缘高度、轮缘梯度和踏面磨耗深度。轮轨系统作为一个耦合大系统，对车轮进行镟修时不能仅依靠某一个指标，应充分研究车轮磨耗对轮轨关系和车辆动力学性能的影响，综合考虑各因素才能确定合适的车轮镟修周期。
关于列车运营中所蕴含的轮轨问题，已有许多专家学者对其进行了深入细致的研究，但是对高寒动车组轮轨关系问题的研究相对较少，可参考的文献资料也较少。本文所针对线路具体环境特征为高寒、高温、高海拔和强风沙。对线路上运行的高寒动车组车轮磨耗进行长期跟踪测试，分别研究实测车轮型面分别与CHN60轨和60 N轨两种钢轨廓形匹配时的轮轨接触几何关系及力学特性。利用动力学仿真模型研究实测磨耗车轮分别与两种钢轨匹配时的动力学性能。
1 车轮磨耗跟踪测试及分析
采用Miniprof车轮廓形测量仪对某线路上运行的高寒动车组车轮廓形进行跟踪测试，在一个镟修周期内共进行了10次测试。
图1给出了一个镟修周期车轮磨耗测试结果，对动车和拖车测试结果进行了分开处理。图中实测车轮型面为动车或拖车所有车轮平均型面，磨耗分布则由实测型面与标准型面法向相减得到。由现场跟踪测试数据可知，相同运行里程下动车的踏面磨耗略大于拖车，不同运营里程下实测车轮型面磨耗区域一致，且磨耗外形基本相似。由于所测列车线路曲线半径较大，以及高速铁路轨道的高平直度和高速列车的高运行平稳性，导致轮轨接触光带居中，车轮磨耗主要表现为踏面磨耗，磨耗主要集中在-25 mm～30 mm，且几乎没有轮缘磨耗。
对车轮的踏面磨耗进行统计分析，如图2所示。箱型统计图包含对应里程下动车和拖车各 32个车轮磨耗数据，箱型图中各符号所代表的特征量由图2的图例给出。由统计结果可知，踏面磨耗与运营里程之间呈线性关系，动车和拖车车轮的平均磨耗速率分别0.0434 mm/万千米和0.0398 mm/万千米，动车车轮平均磨耗速率比拖车高 9%，这部分差异主要由动车的牵引和电制动所致。
图1 镟修周期内实测车轮型面及磨耗分布
Fig.1 Measurement results of wheel profiles and wear distributions in a re-profiling interval
图2 车轮踏面磨耗随运营里程变化规律
Fig.2 Evolution of wheel tread wear depth
凹陷值定义为车轮踏面中部凹陷处与踏面尾部的高度差。文献[12]研究结果指出，凹陷值在一定范围内是影响某型高速列车平稳运行的决定因素之一，也是频繁镟轮的主要原因之一。调查还表明[8]，凹陷值在 0.1 mm～0.3 mm，容易导致构架横向加速度超限，从而引起列车安全监控系统发出警报和列车降速运行或停车。由此可知车轮凹形磨耗对高速列车的运行具有较大影响。
图3给出了车轮踏面凹陷值的统计结果，箱型图中各符号的含义与图2一致。由图3可知，车轮凹陷值在磨耗初期基本为0，运行至7.68万千米时车轮踏面开始出现凹形磨耗，且此后几乎与运行里程呈线性关系，21.76万千米时最大凹陷值已超过0.4 mm，此时应对车轮进行镟修，消除车轮凹形磨耗对行车安全带来的隐患。图中还反映出随运营里程增加，动车凹陷值明显大于拖车，这是由于动车车轮磨耗速率大于拖车所致。
图3 车轮踏面凹陷值随运营里程变化规律
Fig.3 Evolution of hollow wear depth
2 车轮磨耗对轮轨接触关系的影响
2.1 轮轨接触点对分布
在测量得到的整列车轮平均磨耗数据中，选取间隔约5万千米的5次车轮廓形分别与CHN60轨和 60 N轨匹配，分析车轮磨耗对轮轨接触点对分布的演变规律，如图4和图5所示。
图4 与CHN60轨匹配时镟修周期内轮轨接触点对演变规律
Fig.4 Contact geometry evolution within a re-profiling interval matched with CHN60 rail
需要说明的是，我国高速铁路建设初期钢轨断面采用CHN60轨头廓形，由于我国具有多种车轮型面的动车组在线路混跑，导致轮轨接触关系匹配不良，重新设计出了适应不同车轮型面的60 N钢轨轨头廓形[13]。图4中车轮踏面与钢轨之间的细线表示指定横移量下车轮与钢轨的接触点，连接线上方的数字表示轮对横移量，将不同运行里程下轮轨匹配计算得到横移量±4 mm时轮轨接触点用虚线连接，可知随运行里程增加，横移量±4 mm内的轮轨接触带宽逐渐变大。与60 N轨匹配时接触点对分布较CHN60轨更集中于车轮名义滚动圆附近，因此60 N轨与高速列车匹配时具有更好的平稳性。实测车轮廓形与CHN60轨匹配时，随着车轮磨耗的发展，轮对横移量相对较小时接触点位置逐渐由轨顶向轨肩位置移动，接触位置处轮轨的斜度逐渐增大，这必然会使得等效锥度增加，降低车辆稳定性。
图5 与60 N轨匹配时镟修周期内轮轨接触点对演变规律
Fig.5 Contact geometry evolution within a re-profiling interval matched with 60 N rail
2.2 等效锥度
等效锥度是轮轨接触几何中最重要的参数之一。等效锥度较大，轮对恢复对中性能较好，利于车辆曲线通过，但其直线上的稳定性会相应降低。UIC519标准[14]中名义等效锥度被定义为轮对横移3 mm时所对应的等效锥度。采用UIC519积分法计算实测车轮踏面分别与CHN60轨和60 N轨匹配的名义等效锥度，结果如图6所示。计算中实测车轮型面采用整列平均型面。在镟修周期内等效锥度随运行里程呈现前期增长较快后期平缓的非线性特性，且与CHN60匹配时等效锥度明显高于与60 N轨匹配，说明车辆与 60 N轨匹配时其运行稳定性要优于CHN60轨。
图6 名义等效锥度演变规律
Fig.6 Evolution rule of nominal equivalent conicity
2.3 轮轨接触力学特性分析
利用 Kalker三维弹性非赫兹滚动接触理论对实测轮轨型面匹配下的轮轨接触力学特性进行分析。涉及到的相关参数如下：轴重为 14.7 t，轮轨材料的弹性模量为210 GPa，泊松比为0.28，静摩擦系数为0.3，动摩擦系数为0.29。
图7为实测车轮型面分别与CHN60和60 N钢轨型面匹配时的最大法向接触压力随轮对横移量的变化规律。对于实测型面与CHN60钢轨匹配时，由于车轮踏面磨耗分布均匀且外形相似，所以不同运行里程下的最大法向接触压力随轮对横移量的变化趋势基本一致，在轮缘贴靠前最大法向接触压力随轮对横移量呈现出先略微增大后轻微减小再急剧增大的变化趋势。从整体来看，随运营里程增大，最大法向接触压力略微增大。当轮对横移量较小时，车轮主要与轨肩R80圆弧接触，最大法向接触压力也较小，在 800 MPa～1500 MPa。在轮对横移量9 mm之前其变化幅度不大，超过9 mm以后急剧上升，这是由于随轮对横移量增加，轮轨接触位置逐渐向轨距角移动，此接触区钢轨曲率半径较小，易造成接触斑面积减小从而导致较高的接触压力。
图7 最大法向接触压力
Fig.7 Maximum normal contact pressure
与 60 N钢轨匹配时，各实测型面最大法向接触压力变化趋势也基本相同，且变化幅值较大。由于不同运营里程下实测型面的轮轨接触几何关系差别不大，使得其轮轨接触力学特性的差异也较小。当轮对横移量为0时，最大法向接触压力最小。仔细观察可知新镟车轮最大法向接触压力小于其他实测型面。最大法向接触压力与等效应力随轮对横移量的变化趋势一致，而与接触斑面积变化趋势正好相反。
3 车轮磨耗对车辆动力学性能的影响
3.1 动力学仿真模型
利用多体动力学软件SIMPACK建立如图8所示的高寒动车组拖车的系统动力学模型，部分车辆参数如表1所示。模型包含1个车体、2个构架、4个轮对和8个轴箱，共15个刚体。由旋转副连接建立的轴箱具有1个自由度，除轴箱外其他每刚体具有6个自由度，因此整个车辆系统简化为50个自由度的多刚体系统。一系悬挂包括钢簧、垂向减振器和转臂，二系悬挂包括空簧、横向减振器、抗蛇形减振器和横向止挡。考虑了一系垂向减振器、二系横向减振器、抗蛇行减振器和横向止挡的非线性特性。计算中采用京津线实测轨道不平顺激励，长度为4000 m，具体不平顺样本如图9所示。
表1 车辆关键参数
Table 1 Main parameters of alpine high-speed EMU
图8 车辆系统动力学模型
Fig.7 SIMPACK model of alpine high-speed vehicle
图9 轨道不平顺
Fig.9 Track irregularity
3.2 直线运行性能
车辆直线运行性能主要考察运行稳定性、平稳性和乘坐舒适度。
采用非线性临界速度来评价车辆的稳定性。稳定性是决定车辆能否在线路上高速运行的重要因素。在分析车辆蛇形运动临界速度时，先给一段线路激扰，紧接着运行到平直无激扰线路上，观察轮对横移量收敛与否来确定是否达到蛇形失稳临界状态，当车辆在某一时速的响应不再收敛到平衡位置而是趋于稳定的振动时(通常情况下认为若轮对横移量小于0.1 mm就收敛)，将该速度定义为车辆的失稳临界速度。
图10为根据一个镟修周期10次实测踏面分别与CHN60钢轨与60 N钢轨匹配时非线性临界速度计算结果。本文所建立的高速列车设计最高运行速度为250 km/h，预留30%的安全余量，因此其非线性临界速度应高于325 km/h。由仿真结果可知，刚镟修后的轮对与CHN60和60 N两种钢轨匹配时车辆的非线性临界速度分别为508 km/h和720 km/h，满足车辆的稳定运行。60 N轨匹配下的临界速度在磨耗初期远大于CHN60轨，后期略大于CHN60轨。车辆与两种钢轨匹配时其临界速度均呈现为非线性持续减小的趋势，这是由于随着运营里程的增加，车轮踏面磨耗加剧，等效锥度随之增大，致使车辆在高速运行下容易发生蛇行失稳，从而影响车辆系统的稳定性。列车运行至21.76万千米时，车辆运行在CHN60轨上的临界速度降至273 km/h，相对减少46%。60 N轨则降至359 km/h，并趋于稳定，且相对减少50%。此时一旦车辆实际运行速度接近该临界速度值，列车将会出现蛇形运动，严重降低乘客的乘坐舒适度和列车的运行安全性。本文所针对高寒动车行驶线路原为 CHN60轨，绝大部分线路经优化打磨成60 N轨。故在实际运营中，列车交替运行在两种轨上。观察图10可知列车与60 N轨匹配运行至 15万千米时，其临界速度已趋于稳定，仅有微小的变化趋势。为满足经济型镟修策略，列车可适当继续运营以减少镟轮费用及维护成本。
图10 非线性临界速度
Fig.10 Nonlinear critical speed
由于列车运行过程中旅客产生的不舒适感主要来源于车辆的振动，通常用运行平稳性来反映车辆的振动状态和旅客的乘坐舒适度，一般按照Sperling相关公式计算车辆垂向和横向平稳性及舒适度指标。图11为列车在最高时速250 km/h下不同运营里程实测车轮分别与CHN60轨和60 N钢轨匹配时的平稳性指标结果。由仿真结果可知：
图11 平稳性指标
Fig.11 Stability index
1)车辆与CHN60轨匹配时其横向平稳性在列车运营至5万千米前增加速度相对较快，横向平稳性指标增至1.8后其趋势减缓且变化不大。与60 N钢轨匹配时随运营里程增加，横向平稳性呈近线性略微上升。垂向平稳性随运营里程基本无变化，与CHN60轨和60 N轨匹配时垂向平稳性指标分别集中在2.28和1.98，这与文献[3]中现场测试得到的规律类似。这是由于车轮踏面磨耗分布较均匀，主要集中在-25 mm～30 mm，垂向平稳性对车轮磨耗后轮轨接触几何关系和等效锥度的变化不敏感。随磨耗增加的轮轨间作用力会致使横向振动加剧，导致横向平稳性降低。
2)车辆与60 N钢轨匹配时其横向与垂向平稳性显然优于 CHN60轨，体现出更好的动力学性能响应。
3)车辆与两种钢轨匹配时，在不超过时速250 km/h下横向与垂向平稳性指标数值均小于2.5，平稳性等级均为优。
舒适度指标是由Sperling平稳性公式推导而出的，两者侧重方面不同，Sperling平稳性指标主要针对车体的振动特性和运行品质，而舒适性指标更倾向于描述乘客的乘坐感受。其测试方法往往会根据实际情况对其简化，即通过底板水平高度处的加速度来评估旅客的乘坐舒适度[15]。图12为列车在时速250 km/h下实测车轮分别与CHN60轨和60 N钢轨匹配时的舒适性指标结果。变化规律与平稳性结果类似，其等级均为“舒适”。
图12 舒适性指标
Fig.12 Riding comfort index
3.3 曲线运行性能
根据《高速铁路设计规范》[16]设置了5种不同半径的曲线，如表2所示。仿真计算实测车轮廓形与CHN60轨和60 N轨匹配时车辆分别以200 km/h和250 km/h的速度运行时车辆的曲线通过性能。
表2 不同工况下曲线设置
Table 2 Curve Settings under different operating conditions
图13给出两种轮轨匹配下车辆分别以250 km/h和 200 km/h的速度通过不同半径曲线时的最大脱轨系数，由仿真结果可知：
1)与两种轨匹配时，脱轨系数均随里程增加呈持续近线性上升趋势。与 60 N轨匹配在速度200 km/h时，脱轨系数在运营里程15万千米后基本保持不变。由于脱轨系数定义为作用在车轮上的横向力与垂向力的比值，车轮踏面磨耗随运营里程增加，其垂向力变化不大而横向力随之增加，进而导致脱轨系数增大。较高的速度使轮轨作用力增大，使得脱轨系数对速度变化敏感。
2)不同曲线半径对脱轨系数影响不大，但车辆与60 N轨匹配时的脱轨系数要小于CHN60轨。
3)随里程增加，脱轨系数增大，车辆动力学性能变差。但在上述所有工况下最大值均远小于0.6，满足车辆安全运行要求。
图13 最大脱轨系数
Fig.13 Maximum derailment index
图14为列车在两种时速下分别与CHN60轨和60N轨匹配时轮重减载率，据仿真结果知：
1)在相同工况下，车辆与60 N轨匹配时的轮重减载率数值与变化趋势与 CHN60轨基本一致。轮重减载率为车轮轮重减载量与轮对平均静轮重的比值，所以轮轨垂向力是影响轮重减载率的最直接因素。车辆通过曲线时，轮轨垂向力主要由曲线超高和柔性悬挂决定，且受横向振动较小，故垂向力变化平缓，因此轮重减载率的变化也较小。
图14 最大轮重减载率
Fig.14 Maximum wheel unloading rate
2)不同的曲线半径对轮重减载率影响不大。但随速度增大，线路激扰会引起的车轮垂向力增大，这导致轮重减载率的增大。
3)随着运营里程的增加，轮重减载率变化不大，并且所有工况下最大值均远小于 0.6，在允许限度内。
图15 最大轮轴横向力
Fig.15 Maximum lateral wheelset force
图15为列车在250 km/h和200 km/h两种速度下分别与CHN60轨与60 N轨匹配时轮轴横向力结果。据《高速动车组整车试验规范》[17]和研究车辆的静轮重，最大轮轴横向力应小于58.03 kN。由计算结果知，最大轮轴横向力均远小于58.03 kN，在安全限度以内，其变化规律与脱轨系数类似。
4 结论
本文对某线路上运行的高寒动车组车轮磨耗进行了现场跟踪测试，研究了车轮磨耗对轮轨关系和车辆动力学性能的影响，主要研究结论如下：
(1)车轮踏面磨耗随运行里程呈线性增加，动车和拖车的平均磨耗速率分别为 0.0434 mm/万千米和0.0398 mm/万千米，运行里程超过7万千米后开始出现凹形磨耗。
(2)随车轮磨耗发展，轮轨接触点位置逐渐由轨顶向轨肩移动，名义等效锥度随运行里程表现出前期增长较快而后期平缓的非线性特性。针对最大法向接触压力等轮轨接触力学特性及轮轨接触几何特性，车轮与60 N轨匹配时要优于CHN60轨。
(3)车辆与两种钢轨匹配时其临界速度均呈现为非线性持续减小的趋势；直线上的垂向稳定基本无变化，横向稳定性随运行里程略微增加，舒适性指标变化趋势与之相似；曲线通过时脱轨系数与轮轴横向力变化规律类似，均随运行里程表现出近线性增加趋势，而轮重减载率变化不大。曲线通过性能随运行速度提高而恶化，而曲线半径对其影响不大。车辆动力学指标等级均为优，在安全限度内。列车与60 N轨匹配时体现出更好的服役性能。
[1]杨国伟,魏宇杰,赵桂林,等.高速列车的关键力学问题[J].力学进展,2015,45(1): 217－460.Yang Guowei,Wei Yujie,Zhao Guilin,et al.Research progress on the mechanics of high speed rails [J].Advances in Mechanics,2015,45(1): 217－460.(in Chinese)
[2]Wang Jianbin,Song Chunyuan,Wu Pingbo,et al.Wheel reprofiling interval optimization based on dynamic behavior evolution for high speed trains [J].Wear,2016(366/367): 316－324.
[3]Shi Huailong,Wang Jianbin,Wu Pingbo,et al.Field measurements of the evolution of wheel wear and vehicle dynamics for high-speed trains [J].Vehicle System Dynamics,2018,56(8): 1187－1206.
[4]Gan Feng,Dai Huanyun,Gao Hao,et al.Wheel-rail wear progression of high speed train with type S1002CN wheel treads [J].Wear,2015(328/329): 569－558.
[5]干峰,戴焕云,高浩,等.铁道车辆不同踏面等效锥度和轮轨接触关系计算[J].铁道学报,2013,35(9): 19－24.Gan Feng,Dai Huanyun,Gao Hao,et al.Calculation of equivalent conicity and wheel-rail contact relationship of different railway vehicle treads [J].Journal of the China Railway Society,2013,35(9): 19－24.(in Chinese)
[6]马晓川,王平,徐井芒,等.基于 LMA型面磨耗车轮与60N钢轨匹配的高铁车辆动力学性能分析[J].中国铁道科学,2018,39(1): 93－99.Ma Xiaochuan,Wang Ping,Xu Jingmang,et al.Dynamic performance analysis of high speed vehicle based on LMA worn wheel matching with 60N rail [J].China Railway Science,2018,39(1): 93－99.(in Chinese)
[7]金学松,张雪珊,张剑,等.轮轨关系研究中的力学问题[J].机械强度,2005,27(4): 408－418.Jin Xuesong,Zhang Xueshan,Zhang Jian,et al.Mechanics in performance of wheel-rail [J].Journal of Mechanical Strength,2005,27(4): 408－418.(in Chinese)
[8]金学松,赵国堂,梁树林,等.高速铁路轮轨磨损特征、机理、影响和对策—车轮踏面横向磨耗[J].机械工程学报,2018,54(4): 3－13.Jin Xuesong,Zhao Guotang,Liang Shulin,et al.Characteristics,mechanisms,influences and counter measures of high speed wheel/rail wear—transverse wear of wheel tread [J].Journal of Mechanical Engineering,2018,54(4): 3－13.(in Chinese)
[9]孙宇,朱胜阳,翟婉明.车轮踏面凹形磨耗对轮轨相互作用的影响研究[J].机械工程学报,2018,54(4):109－116.Sun Yu,Zhu Shengyang,Zhai Wanming.Influence of tread hollow-worn wheel on wheel/rail interaction [J].Journal of Mechanical Engineering,2018,54(4): 109－116.(in Chinese)
[10]Cui Dabin,Li Li,Wang Hengyu,et al.High-speed EMU wheel re-profiling threshold for complex wear forms from dynamics viewpoint [J].Wear,2015(338/339):307－315.
[11]Karttunen K,Kabo E,Ekberg A.Numerical assessment of the influence of worn wheel tread geometry on rail and wheel deterioration [J].Wear,2014,317(1/2): 77－91.
[12]黄照伟,崔大宾,杜星,等.车轮偏磨对高速列车直线运行性能的影响[J].铁道学报,2013,35(2): 14－20.Huang Zhaowei,Cui Dabin,Du Xing,et al.Influence of deviated wear of wheel on performance of high-speed train running on straight tracks [J].Journal of the China Railway Scoiety,2013,35(2): 14－20.(in Chinese)
[13]周清跃,张银花,田昌海,等.60 N钢轨的廓型设计及试验研究[J].中国铁道科学,2014,35(2): 128－135.Zhou Qingyue,Zhang Yinhua,Tian Changhai,et al.Profile design and test study of 60N rail [J].China Railway Science,2014,35(2): 128－135.(in Chinese)
[14]UIC519―2004,Method for determining the equivalent conicity [S].Paris: International Union of Railways,2008.
[15]UIC513－1994,Evaluation of riding comfort of railway vehicles [S].Paris: International Union of Railways,1994.
[16]TB 10621―2014,高速铁路设计规范[S].北京: 国家铁路局,2014.TB 10621―2014,Code for design of high speed railway[S].Beijing: National Railway Administration of People's Republic of China,2014.(in Chinese)
[17]TJ/CL008―2008,高速动车组整车试验规范[S].北京:中国铁路总公司,2008.TJ/CL008―2008,Testing of high-speed electic multiple unit on completion of constrution [S].Beijing: China Railway Corporation,2008.(in Chinese)