時速160～200 km中速磁浮受流系統動力學研究

周策，羅世輝，馬衛華

時速160～200 km中速磁浮受流系統動力學研究

周策，羅世輝，馬衛華

（西南交通大學 牽引動力國家重點實驗室，四川 成都 610031）

為了研究中速磁浮受流器在160～200 km/h速度等級下的運行狀態，使用SIMPACK軟件建立自由度為134的新型中速磁浮車輛動力學模型，計算得到160 km/h、180 km/h、200 km/h三種速度工況下的車輛右前側受流器安裝位置振動響應。將振動響應作為外部激勵導入受流器－供電軌（靴軌）動力學模型，分別計算出三種速度下，靜態接觸力預設為120 N、130 N、130 N、140 N、140 N、150 N時受流器滑靴與供電軌間的動態接觸力。結果表明，要使受流器在該速度工況下均能穩定工作，靜態接觸力預設值應分別不低于130 N、140 N、150 N。

新型中速磁浮列車；受流器；動力學仿真；接觸力

磁浮列車作為一種新型交通工具，因其乘優良坐舒適性、噪聲低、爬坡能力強等特點而獲得快速發展，其中具有代表性的為德國高速TR系列以及日本中低速HSST系列[1-2]。對中低速磁浮列車而言，其采用側接觸式受流方式，即通過位于懸浮架托臂下方的受流器與鋪設在軌道梁側部的接觸軌相互接觸獲取車輛運行所需要的電能[3]。但此受流系統也成為限制列車提速的重要因素，如何保證受流器穩定受流越來越受到重視。

Stewart[4]根據試驗數據及仿真得出受流器接觸力隨第三軌表面高度的變化而變化，第三軌表面不平順會導致離線、滑靴表面出現較大的接觸力突變。針對中低速磁浮列車受流系統，李寧等[5]研制了一款受流器，并指出受流滑靴和受流軌之間的接觸壓力必須保持在一定的范圍內，才能保證受流器符合列車運行的跟隨性要求。在實際應用中，應適當選擇材料和彈簧剛度，保證列車平穩受流。宋偉[6]研究了接觸軌安裝精度對中低速磁浮列車受流的影響，得出在控制總體絕對精度不超差的情況下，更要嚴格控制相鄰支撐點間的相對誤差，相對誤差宜控制在±2 mm內，保證軌面的平順性。陳明國等[7]研制了100 km/h拉簧式受流器，從結構與數值計算上證明了該受流器的可靠性。劉銘[8]以時速160 km/h磁浮列車為研究對象，通過建立受流器－供電軌剛柔耦合動力學模型，得出供電軌選型、跨距及膨脹接頭選型等優化方案。張鵬飛[9]研究了膨脹接頭階躍型不平順下受流器的通過性，得到前軌高于后軌，幅值為0～1 mm時受流器通過性較好。彭寶林等[10]研制了適用于160 km/h的氣動型受流器，從結構和強度上證明了該受流器的可靠性。向梟笛[11]等針對地鐵靴軌系統，分析了不同運行速度、結構參數對靴軌沖擊振動相應的影響規律，結果表明，合理增加受流系統阻尼不僅可以有效改善碰撞沖擊，還可以提高準高速運行條件下的靴軌匹配性能。

以上有關中低速磁浮靴軌系統動力學的研究，因受到磁浮車輛運行速度的限制，主要集中在160 km/h以內的速度等級，對于更高速度等級的靴軌系統動力學研究較少，而基于空簧中置式新型懸浮架技術所設計的6懸浮架中速磁浮車輛的理論運行速度可以達到200 km/h，因此，有必要對160～200 km/h速度等級的受流器運行狀態進行分析，驗證其在該速度下的匹配性。

1 中低速磁浮懸浮架結構

本文研究對象的運行速度涉及160～200 km/h速度區段，中低速磁浮車輛若采用既有的懸浮架，則很難達到所需的運行速度，因此本文以新型空簧中置式懸浮架為基礎進行動力學研究，兩種懸浮架結構及對比如下。

既有中低速懸浮架均以日本HSST型為代表，懸浮架呈“口”字形結構，采用倒置式小空氣彈簧，且分別布置于兩側懸浮架縱梁的端部，左右兩個懸浮模塊依靠兩組抗側滾梁進行連接，而前后兩個相鄰的懸浮架之間則通過滑臺建立起垂向耦合關系，如圖1所示。為了對懸浮架的主體結構進行對比分析，圖中省去了滑臺、液壓制動夾鉗、螺栓等結構。

圖1 既有懸浮架（日本HSST型）

新型空簧中置式懸浮架以既有懸浮架為基礎進行改進，改進后的懸浮架在特征和承載上與既有懸浮架有顯著變化，以適應提速和更加充分的運動解耦。懸浮架整體呈“工”字形結構，其采用正置式大空氣彈簧，分置于兩側懸浮架縱梁中部，左右兩個懸浮模塊僅通過一組抗側滾梁進行連接，而前后兩個相鄰的懸浮架之間無機械連接，如圖2所示。

二者主要區別（以后者為例說明）為：

（1）懸浮架與車體間通過正置空簧中置的方式進行減振；

（2）懸浮架取消了迫導向機構，其中第1、3、4、6位懸浮架與車體之間采用直線軸承連接，第二、五位懸浮架與車體固定連接；

（3）左、右懸浮模塊縱梁通過一組抗側滾梁進行連接；

（4）由于采用空簧中置方式，懸浮架可以有更多的空間以安裝功率更高的長直線電機，從而提高列車牽引性能。

1.縱梁；2.直線電機；3.空氣彈簧；4.抗側滾梁；5.懸浮電磁鐵。

2 單編組磁浮列車動力學

在動力學建模過程中，需要對磁浮列車的結構進行適當簡化。本文使用SIMPACK軟件建立磁浮列車動力學模型，其中包括1個車體、6個懸浮架、6組抗側滾梁、4組移動滑臺（第1、3、4、6位懸浮架）、2組固定滑臺（第2、5位懸浮架）、6組牽引桿等結構，共計134個自由度。對于中速磁浮車輛動力學模型而言，常用的磁軌關系有兩種，一種是懸浮控制模型，另外一種是彈簧阻尼模型。考慮到6懸浮架中速磁浮車輛共需48個控制子模型，每一個控制點本身構成一個較為復雜的動力學子系統，若采用懸浮控制模型，計算效率將大大降低。同時由于本研究只涉及直線段，而兩種方法在計算直線段的平穩性、振動加速度和懸浮力時，計算精度相差較小[12]，因此選擇使用彈簧阻尼模型法來建立磁軌關系。整車模型如圖3所示。

由于目前尚未有適用于中低速磁浮的軌道譜，本次仿真采用德國高速低干擾軌道譜[12]，將軌道水平不平順以及垂向不平順作為外部激勵進行計算，其擬合公式為：

圖3 6懸浮架磁浮車輛動力學模型

其橫向激擾以及垂向激擾隨里程的變化曲線如圖4、圖5所示。

2.1 仿真分析

車輛動力學仿真共設置6個速度工況：100～200 km/h（間隔為20 km/h），線路僅考慮直線段，動力學模型部分參數如表1所示。

2.1.1 車體平穩性指標

根據GB 5599－2019[13]中對于Sperling平穩性指標的加權計算方法對本文所建中速磁浮車輛的平穩性（垂向、橫向）進行分析，結果如圖6、圖7所示。

從車輛橫向以及垂向平穩性指標可以看出，無論是車輛頭部還是尾部，其平穩性均隨車輛運行速度的增大而增大，車輛頭部平穩性略優于尾部，但均未超過2.5，平穩性等級屬于優秀。

車輛平穩性指標表明車輛在所涉及速度下均以穩定狀態運行，后續靴軌系統動力學研究在此基礎上展開。

2.1.2 受流器安裝位置點動態響應

對于6懸浮架中速磁浮列車而言，受流器分別安裝于第2位、第5位懸浮架的四個托臂下方，呈左右對稱分布，共計8個，以R標識前進方向的右側，以F、B標識受流器在懸浮架上的前、后順序，如圖8所示。

考慮到懸浮架左右模塊具有對稱性，因此仿真時僅以右側受流器安裝位置2R-F位為研究對象，同時選取160～200 km/h（間隔20 km/h）共計3個速度工況進行分析。

表1 動力學模型部分參數

圖4 橫向激擾

圖5 垂向激擾

圖6 車體橫向平穩性指標

圖7 車體垂向平穩性指標

圖8 受流器布置

圖9為160～200 km/h速度下，受流器安裝位置點的橫向位移，從圖中可以看出受流器安裝位置點的橫向位移隨著磁浮車輛運行速度的增大而增大，其正幅值均不超過6 mm，負幅值均不超過5 mm。

圖9 受流器安裝位置點橫向位移

圖10為160～200 km/h速度下，受流器安裝位置點的垂向位移，從圖中可以看出受流器安裝位置點的垂向位移隨著磁浮車輛運行速度的增大而增大，其正幅值均不超過9 mm，負幅值均不超過7 mm。

圖10 受流器安裝位置點垂向位移

3 靴軌系統

中速磁浮受流系統采用側接觸受流方式，即通過受流器與供電軌（常見形式分為工字軌與C型軌）接觸獲取電能，受流器工作時的額定電壓/電流為DC 1500 V/600 A。

本文所選中速磁浮車用拉簧式受流器滑靴工作范圍為0～40 mm，其結構如圖11所示。出于輕量化以及經濟性的考慮，擺臂機構采用鋁合金鑄件，滑靴通過使用浸金屬碳材料，以達到提高耐磨耗性以及降低噪聲的目的。彈簧系統與擺臂機構的下臂相連，帶動整個連桿機構運動。根據不同工況的需要，通過調節螺旋彈簧的長度，設置不同彈簧預緊力，使靴軌間的接觸壓力保持在某一穩定范圍內，其標準額定接觸壓力為120±30 N。

1.滑靴；2.滑靴座；3.連桿；4.上臂桿；5.下臂桿；6.拉簧；7.絕緣板；8.絕緣子。

3.1 靴軌動力學模型

在多體動力學軟件中建立受流器與供電軌動力學模型，其中供電軌軌面不平順選取前述德國高速低干擾譜幅值的一半[14]。

受流器拉簧剛度為13300 N/m，滑靴與供電軌接觸剛度為3×107N/m。受流器與供電軌動力學模型如圖12所示。

圖12 靴軌動力學模型

所用受流器材料參數見表2。

表2 模型材料

3.2 仿真分析

受流器通過絕緣板固定安裝在懸浮架上實現隨車運動，因此為了考慮中速磁浮車輛運行對受流器工作的影響，在絕緣板處設置驅動，并將此前得到的受流器安裝位置點的位移作為外部激勵，導入到靴軌系統動力學模型中，根據使用經驗，利用三次樣條（CUBSPL）插值法將其添加到受流器絕緣板處設置的驅動中。

通常受流質量評價指標包括接觸力最大值、最小值、平均值、標準差等，本文選取接觸力平均值、標準差進行統計分析。

動態接觸力的平均值為：

動態接觸力標準差為：

式中：為動態接觸力的標準差，N。

接觸力標準差反映靴軌間動態接觸力波動情況，標準差越小，表明動態接觸力波動越小，即受流越穩定，反之則越差。

依據空簧中置式磁浮車輛能夠達到的運行速度，靴軌系統動力學仿真共設置有160 km/h、180 km/h、200 km/h三種速度工況，其中，160 km/h速度工況分別設置120 N、130 N靴軌靜態接觸力，180 km/h速度工況分別設置130 N、140 N靴軌靜態接觸力，200 km/h速度工況分別設置140 N、150 N靴軌靜態接觸力，共計六種仿真工況。

圖13為160 km/h速度工況下的仿真結果。從圖13（a）可知，當中速磁浮車輛運行速度為160 km/h時，如果靴軌間的靜態接觸力設置為120 N，則在運行過程中會出現動態接觸力為0的情況，即發生離線現象。從圖13（b）可知，當靜態接觸力增加到130 N時，運行過程中的動態接觸力均大于0，表明受流器能夠穩定工作。

圖13 160 km/h－動態接觸力

圖14為180 km/h速度工況下的仿真結果。從圖14（a）可以看出，當中速磁浮車輛運行速度為180 km/h時，若靴軌間靜態接觸力設置為130 N，則會發生離線現象。由圖14（b）可知，當靜態接觸力增加到140 N時，動態接觸力均大于0，表明受流器能夠穩定工作。

圖15為200km/h速度工況下的仿真結果。從圖15（a）可以看出，當中速磁浮車輛運行速度為200 km/h時，若靴軌間靜態接觸力設置為140 N，則會出現發生離線現象。由圖15（b）可知，當靜態接觸力增加到150 N時，動態接觸力均大于0，表明受流器能夠穩定工作。

圖14 180 km/h－動態接觸力

圖15 200 km/h－動態接觸力

圖16為3種速度工況、不同靜態接觸力下，動態接觸力的平均值以及標準差的對比結果。從圖16可以看出，隨著中速磁浮車輛運行速度的增大，要保證受流器能夠正常工作，即靴軌間動態接觸力始終大于0，靜態接觸力也應該設置的更大，但在160～200 km/h運行速度下，彈簧力預設值均在其靜態壓力調節范圍內。而與之伴隨的是，動態接觸力平均值以及動態標準差也呈現增大的趨勢，表明受流器在該速度工況下運行時，動態接觸力波動增大，有加劇受流器滑靴磨耗的風險。

4 結論

基于6懸浮架空簧中置式新型中速磁浮車輛，針對160～200km/h運行速度下受流器運行狀態，進行了共計6組動力學仿真，從靴軌間動態接觸力方面對受流器受流質量進行評估，結果表明受流器能夠匹配該速度運行，所得主要結論如下：

（1）6懸浮架空簧中置式新型中速磁浮車輛在100～200 km/h速度工況下，其橫向以及垂向平穩性指標均不超過2.5，屬于優秀等級。

圖16 動態接觸力對比結果

（2）在160～200 km/h運行速度下，2R-F受流器安裝位置點的橫向及垂向位移均隨車輛運行速度的增大而增大。

（3）在本文中所設的工況下，當考慮車輛運行對受流器工作影響時，要使受流器能夠在160 km/h速度下穩定工作，靜態接觸力設置數值應不低于130N，在180 km/h速度下，靜態接觸力設置數值應不低于140 N，在200 km/h速度下，靜態接觸力設置數值應不低于150 N。

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Dynamic Study on Current Collecting System of Medium Speed Maglev at 160～200km/h

ZHOU Ce，LUO Shihui，MA Weihua

(State Key Laboratory of Traction Power, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China)

In order to study the operating status of the medium speed maglev current collector at 160～200 km/h speed grades, a new type of medium speed maglev vehicle dynamic model with 134 degrees of freedom was established by using SIMPACK software. The vibration response of the installation position of the right front current collector was calculated respectively at 160 km/h, 180km/h and 200 km/h. The vibration response was then imported as an external excitation into the current collector-power rail (shoe-gear rail) dynamic model, and the static contact force was preset to 120 N, 130 N, 130 N, 140 N, 140 N, 150 N at the three speeds. The results showed that in order to have the current collector work stably at this speed, the preset static contact force should not be less than 130 N, 140 N, and 150 N respectively.

new type medium speed maglev；current collector；dynamic simulation；contact force

U270.1+1

A

10.3969/j.issn.1006-0316.2021.08.005

1006-0316 (2021) 08-0029-08

2021-01-12

2019河南省軌道交通智能安全工程技術研究中心開放基金（2019KFJJ002）；中鐵二院工程集團有限責任公司科學技術研究計劃資助（KYY2017053(17-20)）

周策（1994－），男，河北石家莊人，碩士研究生，主要研究方向為磁浮列車系統動力學，E-mail：ssx3514@163.com。