160 km/h中速磁浮交通系統的關鍵技術問題*

梁 瀟 陳 峰 傅慶湘

(1.湖南磁浮技術研究中心有限公司,410013,長沙； 2.長沙理工大學土木工程學院，410144，長沙//第一作者，高級工程師)

我國已建的長沙磁浮線、北京S1線以及在建的清遠磁浮線，都屬于中低速磁浮交通，最高運行速度均為100 km/h。然而，我國的城市群和城際軌道交通已進入了快速發展階段，部分城市需要建設運行速度為160～200 km/h的中速磁浮線路。

中速磁浮交通系統的技術方案主要有三種：方案一，增大現有中低速磁浮列車直線電機和牽引變流器的功率，并進行車體輕量化改良，從而實現直接提速；方案二，采用“長定子永磁直線同步牽引+永磁電磁混合懸浮”的低速結構進行提速；方案三，對現有高速磁浮列車進行降速簡配。

方案一的技術繼承性好，與現有線路完全兼容，在現有技術上進行升級，其造價和技術風險較小。方案二不僅可使直線電機工作效率大幅提高，還具備進一步提速的潛力；但該方案技術較復雜，尚處于研發階段，離工程化應用有一定距離。方案三可以在上海高速磁浮系統研究的基礎上實現，但其采用的主動導向增加了導向系統的質量，而且系統復雜、造價較高。

綜上考慮，本文僅對方案一進行探討?，F以160 km/h中速磁浮交通系統的技術研發為背景，制定提速的技術路線，通過研究、試驗、試制及測試，全面分析車輛、牽引、懸浮、供電及軌道等制約提速的子系統關鍵技術。

1 提速的關鍵技術問題

1.1 車輛結構

中速磁浮列車采用“既有中低速磁浮直接提速”設計思路，繼承現有中低速磁浮列車的技術[1]。為滿足速度要求，其懸浮架及車體等關鍵部件結構需進行強度加強設計及輕量化設計[2]。懸浮架采用鍛鋁成型設計，其托臂及防側滾結構采用新型輕量化設計。中速磁浮列車的創新設計，突破了牽引功率、懸浮能力、載客量及最高運行速度的限制，實現了世界首列商用短定子磁浮列車平臺的搭建。

在車體部件輕量化設計中，車頭采用碳纖維材料設計，車體采用鋁合金框架與蜂窩復合材料相結合的設計。

優化后的磁浮列車采用Mc(帶司機室的動力車)+M(無司機室的動力車)+Mc編組，其主要技術參數如表1所示。

表1 優化后的中速磁浮列車主要技術參數

1.2 牽引系統

提高牽引系統功率是中速磁浮系統提速的核心問題。目前，受懸浮架的限制，中低速磁浮列車直線電機的尺寸加長空間有限。為滿足提速要求，在基本不增加列車質量的前提下，對牽引直線電機和牽引變流器進行優化設計，使牽引功率提升了30%。改進后的直線電機結構如圖1所示。

圖1 優化后的牽引直線電機結構

在定員載荷(AW2)工況下，對直線電機的牽引性能進行仿真分析發現：在列車運行速度為0～70 km/h階段，列車的平均起動加速度為0.75 m/s2；在列車運行速度為0～160 km/h階段，列車的平均起動加速度為0.4 m/s2；直線電機的最大制動力為93 kN。AW2工況下DC 1 500 V中速磁浮列車牽引特性曲線如圖2所示。

圖2 中速磁浮列車牽引特性曲線

中速磁浮列車制動方式有電制動、液壓制動及停放制動3種。常用制動優先采用電制動。常用制動平均減速度為0.8 m/s2，緊急制動平均減速度大于1.0 m/s2。其中，在AW2工況下，DC 1 500 V的磁浮列車電制動特性曲線如圖3所示。

圖3 磁浮列車電制動特性曲線

1.3 懸浮控制系統

懸浮控制系統同列車運行安全性及乘客乘坐舒適度密切相關。磁浮列車的運行速度越高，對懸浮系統的性能要求也越高。中速磁浮列車基本沿用既有的懸浮控制技術，其導向方案仍采用現有的懸浮力被動導向+迫導向機構輔助導向的方式，并針對存在的問題進行研究改進。

1.3.1 電磁鐵端部渦流效應帶來的問題

列車速度與端部電磁鐵電流的關系如圖4所示。當列車在高速運行時，端部電磁鐵與鋼軌之間的渦流效應會帶來與懸浮力相反的磁阻力，使正常的工作電流無法滿足懸浮能力需求。因此，端部電磁鐵的電流會增加，相應增加的電磁力主要用于克服渦流效應帶來的磁阻力。

圖4 列車速度與端部電磁鐵電流之間的關系

圖5 五線包電磁鐵方案模型

為了克服渦流效應帶來的磁浮力減弱，應增加懸浮電流。改進方案如圖5所示，端部電磁鐵由四線包方案改為五線包方案。增加的第5個電磁鐵線包提供的懸浮力用以抵消渦流效應帶來的磁力削弱，其余4個線包用以提供列車正常的懸浮力。

由五線包電磁鐵模塊提供的懸浮力仿真結果(見圖6)可見，五線包電磁鐵方案可滿足懸浮力需求。

圖6 五線包電磁鐵模塊提供的懸浮力

1.3.2 軌道鋪設精度與軌道不平順的影響

軌道鋪設精度主要影響線路的短波誤差。影響軌道鋪設精度的主要因素有軌縫高差、F軌形變等[3]。由于懸浮系統具有對間隙干擾低頻跟隨、高頻濾除的特性，故需在不同列車運行速度段，具體分析軌縫高差和F軌形變對懸浮控制系統輸入信號頻率的影響，最終確定160 km/h中速磁浮列車對軌道鋪設精度的要求。

如圖7所示，懸浮控制采用PID(比例-積分-微分)反饋控制，采用每組電磁鐵獨立控制的方式。

圖7 單點懸浮系統PID反饋控制框圖

圖8 列車以不同速度行駛時隨機三角型不平順對懸浮間隙的影響

以隨機三角形不平順為例，車速v取10～160 km/h，不平順幅值aw取1.0～6.0 mm，隨機三角形不平順對系統狀態影響的仿真結果如圖8～9所示。

從圖8～9中可以看出，隨機三角型軌道不平順對懸浮系統間隙和電流的影響隨著aw與v的增大而增大。

圖9 列車以不同速度行駛時隨機三角型不平順對電流的影響

設定aw=4.0 mm，v=160 km/h時系統各狀態變量的曲線圖如圖10所示。

圖10 aw=4 mm，v=160 km/h時系統狀態變化圖

根據仿真分析，雖然軌道長波不平順對系統狀態的影響隨著aw與v的增加而增大，但是各種情況下的間隙最大波動均在2.4 mm之內，小于允許值2.5 mm。相比軌道短波不平順和錯臺影響，軌道長波不平順對中低速磁浮列車的運行影響較小。通過分析，短波隨機不平順和兩段軌排之間的錯臺對懸浮系統的間隙和電流波動有直接影響；對于軌道短波隨機不平順，列車的行駛速度也是影響列車懸浮系統間隙和電流狀態的重要因素。因此需要按照有關標準，嚴格控制軌排鋪設精度。

1.3.3 提升懸浮系統部件的可靠性

為研究中速磁浮列車懸浮系統的可靠性，針對長沙磁浮快線懸浮斬波器IGBT (絕緣柵雙極型晶體管)模塊的壽命預測，建立電熱耦合模型，使用解析的模型和基于能量的物理模型分別對IGBT 模塊的壽命進行預測。

在實際工作中，IGBT的結溫(IGBT芯片穩定工作時的最高溫度)是隨著載荷的實時變化而變化的。這將在器件內部以及各部分材料之間產生熱機械應力。Miner理論表明，應力作用對器件造成的損傷，經過長期積累，會最終導致器件疲勞失效，因此，結溫預測是壽命預測的基礎。

懸浮斬波器IGBT結溫試驗平臺如圖11所示。首先，使用懸浮斬波器測試板輸出占空比可調的PWM(脈寬調制)波控制信號，經斬波器接負載電磁鐵；然后，在散熱片上開槽并鋪設熱電偶以測量溫度，通過溫度變送器將0～200 ℃溫度相應轉化為0～5 V 的標準信號；最后，將數據采集卡和虛擬示波器(Labview)連接，以實時觀察。

圖11 IGBT殼溫測量試驗平臺

現使用能量法計算懸浮斬波器IGBT 模塊的壽命。對于全天運行的懸浮斬波器結溫曲線，得到對應的應力-應變曲線如圖12所示。可見，應力-應變曲線主要由2 個大面積和很多小面積的遲滯回線構成；其中最大面積的遲滯回線對應的是一天的工況，次大面積的遲滯回線對應的是早上的一次測試運行；很多小面積的遲滯回線對應運行過程中的結溫波動。

圖12 全天運行的IGBT模塊應力-應變圖

對全天運行的IGBT模塊應力-應變曲線構成的閉合圖形進行面積累加，其數值為143.789 2。由此可計算其壽命為23.03 年。

通過計算可知，通過能量法預測得到的懸浮斬波器IGBT 模塊壽命更符合實際。這是因為能量法不僅考慮了焊料所經歷的彈性和塑性形變，而且考慮了焊料依賴于時間的蠕變特性。

1.4 靴軌關系

中低速磁浮采用第三接觸軌供電[4]，列車最高運行速度為120 km/h。提速到160 km/h后，列車能否繼續穩定受流，以及列車受流器經過接觸軌伸縮縫碰撞產生的噪聲能否滿足環保要求，是提速的核心問題。

為提高中速磁浮列車的靴軌配合性能，受流器與接觸軌進行了技術改進，如圖13所示。

圖13 受流器與接觸軌的技術改進

1.4.1 靴軌關系動態試驗

為探究中速磁浮列車受流器與接觸軌之間的相互作用關系，在試驗線上開展了靴軌關系動態試驗。靴軌關系試驗的主要參數包括靴軌接觸壓力、受流器碳滑板垂向加速度及列車運行速度等。靴軌關系耦合模型見圖14，仿真結果見圖15。

從圖15可以看出，隨著列車運行速度的提高，受流器與接觸軌之間的耦合振動明顯加劇。經分析，無縫膨脹接頭可大大降低受流器的沖擊振動。這表明接觸軌平順度及接頭的銜接性能對靴軌耦合振動響應影響十分重要。

圖14 靴軌耦合模型示意圖

圖15 靴軌耦合振動加速度及列車速度曲線

1.4.2 中速磁浮新型接觸軌

中速磁浮交通主要采用新研發的工型接觸軌和C型接觸軌。

1) C型接觸軌。C型接觸軌能利用可自由伸縮的膨脹接頭和填縫滑塊，自動填補熱脹冷縮變形引起的接縫，可明顯減小靴軌沖擊振動。本研究針對時速140～200 km中速磁浮列車開展了靴軌耦合彈射試驗，采集了中速條件下靴軌耦合過程中的噪聲和振動加速度。試驗結果顯示，受流器經過接頭時耦合噪聲明顯降低，且振動加速度不超過±20g(g為重力加速度)，驗證了新型接觸軌的可靠性。

2) 工字型接觸軌。工型接觸軌裝置包括軌體、絕緣支撐座、膨脹接頭及分段絕緣器等部件。本研究針對時速160 km中速磁浮列車開展了靴軌耦合轉盤試驗，采集靴軌耦合振動加速度及燃弧。試驗結果顯示，振動加速度變化范圍為±20g，燃弧率不超過0.09%?？梢姡滦椭兴俳佑|軌比中低速接觸軌有明顯改進，試驗驗證了其可靠性。

1.5 車橋耦合問題

當運行時速提高到160 km后，磁浮列車對軌道梁的動力沖擊會加大。因此，需研究未經改造的中低速磁浮軌道梁能否滿足列車提速的要求。

1.5.1 車橋耦合動力學仿真模型

磁浮交通車橋動力仿真分析模型包含橋梁模型、車輛模型和懸浮控制器模型。首先，利用有限元軟件建立簡支梁橋有限元模型，利用多體動力學軟件建立3節整車磁浮車輛模型，利用MATLAB/Simulink軟件建立懸浮控制器模型；最后將橋梁模型和懸浮控制模型導入多體動力學軟件中，從而實現車橋相互作用。因國內尚未形成中低速磁浮系統軌道不平順譜，故本文參考了我國高速鐵路軌道不平順譜。其幅值約為4 mm，波長范圍為1～150 m。

1.5.2 箱型軌道梁和梁上承軌梁的動力學性能

1.5.2.1 箱型軌道梁動力學性能

箱型軌道梁在中低速磁浮商業線和試驗線中被廣泛應用，其具有建筑結構簡單、體量小、施工快捷等優勢。本文以長沙磁浮快線采用的單箱單室等高度簡支箱梁為例進行分析，其跨中橫斷面見圖16。箱梁跨徑取25 m，混凝土標號為C50。單線軌道梁頂寬1.3 m，高2.1 m。

圖16 長沙磁浮快線軌道梁跨中橫斷面圖

在仿真模型中，列車分別以120 km/h、140 km/h、160 km/h和180 km/h的速度通過簡支梁橋，計算橋梁跨中的垂向位移和振動加速度。各速度工況下的橋梁和車輛動力響應仿真數據如表2所示。

橋梁響應方面：根據DBJ 43/T 007—2017《湖南省中低速磁浮交通設計標準》,簡支梁撓度最高為L/4 600(L為跨度)[5]，即25 m跨度對應的最大撓度值為5.4 mm。根據TB 10002—2017《鐵路橋涵設計基本規范》，橋梁垂向振動加速度應小于4.9 m/s2。經仿真計算，箱型軌道梁的最大垂向位移為4.35 mm，最大振動加速度為1.006 m/s2，均出現在180 km/h工況下，滿足規范要求。

表2 不同列車速度的箱型軌道梁和車輛動力響應情況

車輛響應方面：懸浮間隙在180 km/h工況下的波動范圍最大。最大懸浮間隙為6.657 mm，小于額定值8.000 mm，懸浮控制效果良好。GB 5599—1985《鐵道車輛動力學性能評定和試驗鑒定規范》要求車體垂向加速度應小于2.45 m/s2[7]。根據仿真結果，各工況下的車體加速度均遠小于規范限值，說明車輛動力響應狀態良好。

1.5.2.2 梁上承軌梁動力學性能

梁上承軌梁方案(見圖17)的下部為單箱單室等高度簡支箱梁，上部為單箱單室等高度小型承軌梁，跨度取25 m，混凝土標號為C50。單線梁頂寬5.00 m、高1.80 m，承軌梁頂寬1.32 m、高0.64 m。

圖17 梁上承軌梁方案跨中橫斷面圖

經仿真計算，各速度工況下的的梁上承軌梁和車輛動力響應數據如表3所示。

橋梁響應方面：梁上承軌梁的最大垂向位移為1.733 mm，最大振動加速度為0.649 m/s2，均出現在180 km/h工況下?？梢姡錁蛄喉憫闆r優于箱型軌道梁，滿足規范要求。

表3 不同列車速度時的梁上承軌梁和車輛動力響應情況

車輛響應方面：懸浮間隙在180 km/h工況下波動范圍最大，最大懸浮間隙為7.324 mm，懸浮控制效果良好。根據仿真結果，各工況下的車體加速度均遠小于規范限值，說明車輛動力響應良好。

2 結論

1) 總體來說，目前常導短定子制式的中低速磁浮系統，尚有一定的提速空間，最高運行速度提升至 160 km/h 在技術上是可行的。

2) 制約提速的關鍵問題主要是列車的牽引能力、懸浮穩定性，以及車軌耦合關系、靴軌耦合關系等。仿真計算與試驗結果表明，本文所述的新中速磁浮交通系統能滿足 160 km/h 穩定運行要求。

3) 對箱型軌道梁結構的研究表明，現有中低速磁浮軌道梁結構在力學性能方面還有富余，仍有優化設計空間。

新型中速磁浮列車將在既有的長沙磁浮快線進行速度考核測試，以進一步驗證其性能。