電機布置方式對機車動力學(xué)性能的影響及參數(shù)分析研究

張巖,張暉,陳康,馬岱

(西南交通大學(xué) 牽引動力國家重點實驗室,四川 成都 610031)

0 引言

我國地域廣闊,人口分布不均,地區(qū)經(jīng)濟發(fā)展不平衡,對客運的運輸要求也不盡相同。對于客運需求量大、旅行距離中短的中心城市旅客運輸,動力分散的動車組模式是一種合適的選擇;對于長大跨線的旅客運輸而言,機車牽引的運輸模式則更加適合[1]。面對長大跨線旅客對牽引機車的需求,文獻(xiàn)[2]提出了一種A-1-A軸式轉(zhuǎn)向架的設(shè)計方案,并進行了牽引計算和動力學(xué)分析。分析指出該轉(zhuǎn)向架設(shè)計方案不僅能夠滿足首尾推挽牽引14臺客車的需求,且速度210km/h時輪軌動作用力水平還能與CRH2動車250km/h時相當(dāng)。文獻(xiàn)[3]對C0-C0軸式機車和A-1-A軸式機車的動力學(xué)性能進行了全面的比較,分析指出A-1-A軸式機車較C0-C0軸式機車的各方面動力學(xué)性能都有顯著提高。文獻(xiàn)[4]對A-1-A軸式機車中間輪對的自由橫動量進行了研究,研究指出為了均衡輪對之間的磨耗,中間輪對的自由橫動量應(yīng)設(shè)置在6～8mm之間,但為改善機車小半徑時的曲線通過性能并降低輪軌動作用力,中間輪對的自由橫動量應(yīng)設(shè)置在10～14mm之間。文獻(xiàn)[5]分析了驅(qū)動裝置采用架懸時電機擺桿和電機的相對位置對動力學(xué)性能的影響,分析指出電機擺桿位于非電機側(cè)時,機車的動力學(xué)性能得到了顯著提升。文獻(xiàn)[6]研究了電機布置方向?qū)0-C0機車動力學(xué)性能的影響,研究表明轉(zhuǎn)向架首位電機對置時,機車的動力學(xué)性能顯著提高。文獻(xiàn)[7-9]研究了電機懸掛參數(shù)對車輛動力學(xué)性能的影響,并指出合適的電機懸掛參數(shù)能夠顯著地提升車輛的動力學(xué)性能。

目前三軸雙電機形式轉(zhuǎn)向架的研究主要集中在A-1-A軸式機車,而對于1-A-A軸式機車的研究卻相當(dāng)有限。為了明確電機布置方式不同對機車動力學(xué)性能的影響,并為三軸雙電機形式的轉(zhuǎn)向架的設(shè)計提供參考方案,本文對兩種不同電機布置方式的機車展開研究。

1 車輛動力學(xué)計算模型

為研究電機布置方式對機車動力學(xué)性能的影響,本文通過多體動力學(xué)軟件SIMPACK建立A-1-A軸式機車(以下稱為方案1)和1-A-A軸式機車(以下稱為方案2)的動力學(xué)模型,并基于該軟件平臺進行動力學(xué)的仿真分析。兩種方案的動力學(xué)模型均包括1個車體、2個構(gòu)架、6個輪對、4個電機、4個空心軸、4個大齒輪、8個吊桿、2個牽引拉桿、一系懸掛裝置、二系懸掛裝置等。輪對與構(gòu)架之間通過一系懸掛裝置進行連接,構(gòu)架與車體之間通過二系懸掛裝置進行連接,兩種方案的一系懸掛裝置位置及懸掛參數(shù)均相同,且不存在偏心,二系懸掛裝置的參數(shù)相同,但二系高圓彈簧的縱向位置不同,電機均為彈性架懸在構(gòu)架上,兩種方案的模型均含有31個剛體、110個自由度,車輪踏面外形均采用JM3踏面,軌道采用CN60鋼軌。在本文的仿真分析中均使用FASTSIM方法計算輪軌切向力,并通過等效彈性接觸方法計算輪軌之間的接觸關(guān)系。兩種方案的部分參數(shù)如表1所示。兩種方案機車的主要差別在于電機布置方式的不同。方案1的電機布置在第一、三軸輪對和第四、六軸輪對處;方案2的電機布置在第二、三軸輪對和第四、五軸輪對處,其轉(zhuǎn)向架模型如圖1所示。

圖1 機車多體動力學(xué)模型

表1 兩種機車主要參數(shù)

2 關(guān)鍵動力學(xué)性能指標(biāo)介紹

車輛運行的穩(wěn)定性是軌道車輛需要滿足的最基本動力學(xué)要求之一。在實際運用中,常通過測量構(gòu)架端部的橫向加速度或輪對的輪軸橫向力來評定車輛運行的穩(wěn)定性,而在仿真分析中常使用非線性臨界速度評價車輛運行的穩(wěn)定性。本文主要采用仿真分析的方法對車輛系統(tǒng)動力學(xué)性能進行分析,故采用非線性臨界速度評價車輛運行的穩(wěn)定性。

車輛運行的平穩(wěn)性是針對客車上旅客的乘坐舒適度、貨車上裝運貨物完整性的指標(biāo),本文采用平穩(wěn)性指標(biāo)進行評定,其評定限值如表2[10]所示。

當(dāng)車輛通過曲線時,其關(guān)于安全性的動力學(xué)指標(biāo)通常較大,參照《機車車輛動力學(xué)性能評定及試驗鑒定規(guī)范》[10],本文選取車輛的輪軸橫向力、脫軌系數(shù)和輪重減載率作為曲線通過性能的評價指標(biāo),脫軌系數(shù)的評定限值為0.8,輪重減載率的評定限值為0.65,輪重橫向力H為

H≤15+P0/3

式中P0為靜軸質(zhì)量。

3 電機布置方式對動力學(xué)性能的影響

3.1 電機布置方式對機車穩(wěn)定性的影響

本文通過機車的非線性臨界速度對車輛的穩(wěn)定性進行分析。截取一段長度為50m的美國5級時域不平順作為軌道的初始激勵,使機車以一定的速度通過不平順后,繼續(xù)在直線線路上運行300m,通過機車各輪對橫向振動的收斂及發(fā)散情況判斷機車是否失穩(wěn),其結(jié)果如圖2所示(本刊為黑白印刷,如有疑問請咨詢作者)。方案1與方案2的臨界速度均達(dá)到了480km/h,但兩種方案機車的前側(cè)轉(zhuǎn)向架輪對和后側(cè)轉(zhuǎn)向架輪對橫向振動發(fā)散時的速度存在不同程度的不一致,對于方案1,其前側(cè)轉(zhuǎn)向架輪對的橫向振動于520km/h時發(fā)散,后側(cè)轉(zhuǎn)向架輪對的橫向振動于500km/h時發(fā)散;而方案2,其前側(cè)轉(zhuǎn)向架輪對的橫向振動于500km/h時發(fā)散,后側(cè)轉(zhuǎn)向架輪對的橫向振動于600km/h時仍未發(fā)散。

圖2 電機布置方式對臨界速度的影響

為研究上述電機布置方式不同的兩種方案前、后側(cè)轉(zhuǎn)向架輪對橫向振動發(fā)散速度存在不同程度不一致的原因,本文對兩種方案機車前、后側(cè)轉(zhuǎn)向架蛇行模態(tài)及前、后側(cè)轉(zhuǎn)向架電機橫向振動模態(tài)的根軌跡進行了分析,其結(jié)果如圖3所示。圖中每個符號均表示一定速度下模態(tài)對應(yīng)的特征根,符號越大,表示對應(yīng)的速度越高,且每個模態(tài)的根軌跡曲線均由27個不同速度下該模態(tài)對應(yīng)的特征根組成,速度范圍為80～600km/h。對于方案1,其前、后轉(zhuǎn)向架蛇行模態(tài)的穩(wěn)定性均明顯劣于其前、后兩側(cè)電機橫向振動模態(tài),所以方案1輪對橫向振動的發(fā)散主要由轉(zhuǎn)向架的蛇行模態(tài)引起。同時,對比方案1前、后兩側(cè)轉(zhuǎn)向架蛇行模態(tài)的穩(wěn)定性,其差別較小,故其前、后轉(zhuǎn)向架輪對橫向振動發(fā)散時對應(yīng)的速度差別不大。對于方案2,其前側(cè)電機橫向振動模態(tài)的穩(wěn)定性明顯劣于其他各模態(tài),且當(dāng)車輛的運行速度較高時,其前側(cè)轉(zhuǎn)向架蛇行模態(tài)的頻率大小幾乎為前側(cè)電機橫向振動模態(tài)頻率大小的2倍,所以車輛以較高的速度在線路上運行時,前側(cè)轉(zhuǎn)向架電機橫向振動的模態(tài)容易激發(fā)前側(cè)電機的蛇行運動。因此方案2前側(cè)轉(zhuǎn)向架輪對的橫向振動容易發(fā)散,而后側(cè)電機橫向振動穩(wěn)定性較高,對轉(zhuǎn)向架蛇行運動的影響較小,所以方案2后側(cè)轉(zhuǎn)向架輪對的橫向振動相對穩(wěn)定,因此方案2前、后轉(zhuǎn)向架輪對橫向振動發(fā)散時對應(yīng)的速度差別較大。

圖3 不同電機布置方式下動力車根軌跡圖

3.2 電機布置方式對運行平穩(wěn)性的影響

電機布置方式對車輛運行平穩(wěn)性的影響如圖4所示。其中線路為直線線路,軌道激勵采用德國高干擾軌道譜。對于機車運行的橫向平穩(wěn)性,兩種方案機車前、后司機室的橫向平穩(wěn)性指標(biāo)均隨著車輛運行速度的增大而不斷增大,但由于兩種方案機車的電機懸掛方式均為彈性架懸的形式,電機與構(gòu)架實現(xiàn)了解耦質(zhì)量與慣量的解耦,減小了電機橫向振動對轉(zhuǎn)向架橫向振動的影響,所以電機布置方式對橫向平穩(wěn)性的影響有限。對于機車運行的垂向平穩(wěn)性,兩種方案機車前、后司機室的垂向平穩(wěn)性指標(biāo)雖均隨著車輛運行速度的增加而不斷增大,但當(dāng)車輛的運行速度超過100km/h時,方案1后司機室的垂向平穩(wěn)性逐漸小于方案2;車輛的運行速度超過160km/h時,方案1前司機室的垂向平穩(wěn)性逐漸大于方案2。電機布置方式對車輛運行的垂向平穩(wěn)性有較大影響,方案1前、后側(cè)轉(zhuǎn)向架的電機均布置在轉(zhuǎn)向架的兩端,而方案2前側(cè)轉(zhuǎn)向架的電機布置在第二、三輪對附近,后側(cè)轉(zhuǎn)向架的電機布置在第四、五輪對附近,當(dāng)車輛運行時,轉(zhuǎn)向架上電機布置越靠前,越易引起較大的垂向動載荷。因為電機布置方式對轉(zhuǎn)向架的垂向振動造成較大的影響,所以電機布置方式對車輛運行的垂向平穩(wěn)性存在較大影響。

圖4 電機布置方式對運行平穩(wěn)性的影響

3.3 電機布置方式對曲線通過性能的影響

為研究電機布置方式對機車曲線通過性能的影響,本文通過對比兩種方案機車通過大、中、小3種不同曲線半徑工況時,第一輪對和第四輪對在圓曲線上的輪軸橫向力、脫軌系數(shù)、輪重減載率等動力學(xué)指標(biāo),說明電機布置方式對曲線通過性能的影響,其中機車曲線通過的計算工況如表3所示。

表3 機車曲線通過計算工況

兩種方案機車在大、中、小3種不同曲線半徑工況下曲線通過性能的計算結(jié)果如表4所示。對于第一輪對,兩種方案機車在曲線半徑為300m時第一輪對的曲線通過性能相似,但隨著曲線半徑的增大,方案2第一輪對的曲線通過性能逐漸優(yōu)于方案1。對于第四輪對,方案1第四輪對的曲線通過性能在大、中、小3種不同曲線半徑的計算工況下均明顯優(yōu)于方案2,但隨著曲線半徑的增大,這種優(yōu)勢會逐漸減小。對比不同輪對的曲線通過性能,方案1第一輪對的曲線通過性能在大、中、小3種不同曲線半徑的計算工況下均明顯優(yōu)于第四輪對,而方案2第一輪對的曲線通過能力僅在小半徑曲線工況下劣于第四輪對,其他工況下均優(yōu)于第四輪對。從整體來看,電機布置方式雖對機車第一輪對和第四輪對的曲線通過能力有較大影響,但兩種方案機車在相同工況下曲線通過性能動力學(xué)指標(biāo)的最大值大小相似,因此兩種方案機車的曲線通過性能相似。

表4 曲線通過性能計算結(jié)果

4 電機懸掛參數(shù)對動力學(xué)性能的影響

上文主要分析了電機布置方式的結(jié)構(gòu)差異對車輛動力學(xué)性能的影響,接下來本文將從電機橫向耦合減振器阻尼、橡膠節(jié)點的橫向剛度和電機擺桿的長度等電機懸掛參數(shù)入手,進一步分析電機布置方式不同時電機懸掛參數(shù)對機車動力學(xué)性能的影響。

圖5為電機橫向耦合減振器阻尼對非線性臨界速度的影響曲線,此時對線路施加了一段長度為50m的美國5級時域不平順作為線路的軌道激勵,使機車以一定的速度通過不平順后,繼續(xù)在直線線路上運行300m, 通過機車各輪對橫向振動的收斂及發(fā)散情況判斷機車是否失穩(wěn)。從圖中可以看出,在合適的電機橫向耦合減振器阻尼下,兩種不同電機布置方式的機車均能夠達(dá)到最高500km/h的非線性臨界速度,且與電機剛性架懸相比,方案1的非線性臨界速度提高了66.7%,方案2的非線性臨界速度提高了62.5%。在圖5中不難發(fā)現(xiàn),方案1的非線性臨界速度對電機橫向耦合減振器的阻尼變化更加敏感,這是由于方案1的電機均布置在轉(zhuǎn)向架的兩端,而方案2的電機一個布置在轉(zhuǎn)向架中間,另一個布置在轉(zhuǎn)向架一端,因此當(dāng)電機與轉(zhuǎn)向架之間發(fā)生橫向相對運動時,方案1的轉(zhuǎn)向架相對于方案2會產(chǎn)生更大的搖頭力矩,所以當(dāng)電機橫向耦合減振器阻尼發(fā)生變化時,方案1轉(zhuǎn)向架的搖頭阻尼會受到更大的影響,因此方案1的非線性臨界速度對電機橫向耦合減振器的變化更加敏感。

圖5 電機橫向耦合減振器阻尼對機車非線性臨界速度的影響

對于兩種方案機車,橡膠節(jié)點的橫向剛度對機車的輪軸橫向力有著相似的影響(圖6)。從圖6不難看出,對于兩種不同電機布置方式的機車,輪軸橫向力都會隨著橡膠節(jié)點橫向剛度的增大而增大。以電機橫向耦合減振器阻尼為30kN·s/m為例,隨著橡膠節(jié)點橫向剛度的增加,兩種方案機車的輪軸橫向力均增加了8%;而隨著電機橫向耦合減振器阻尼的增大,兩種方案機車的輪軸橫向力也會隨之提高。以橡膠節(jié)點橫向剛度為0.3kN·mm-1為例,隨著電機橫向耦合減振器阻尼的增大,兩種方案機車的輪軸橫向力均增加了12%。

圖6 橡膠節(jié)點橫向剛度對不同電機布置方式機車輪軸橫向力的影響

電機采用擺桿懸掛時,擺桿的傾斜會使電機產(chǎn)生大小為mg/Lrod的重力復(fù)原剛度(m為電機的質(zhì)量,g為重力加速度)。圖7為電機擺桿長度對不同電機布置方式機車輪軸橫向力的影響曲線。隨著電機擺桿長度的增加,兩種方案機車的輪軸橫向力均呈現(xiàn)出先快速減小后趨于平緩的趨勢,以電機橫向耦合減振器阻尼為30kN·s/m為例,隨著電機擺桿長度的增加,兩種方案機車的輪軸橫向力均減小了20%;當(dāng)電機擺桿長度較短時,電機橫向耦合減振器的阻尼對兩種方案機車輪軸橫向力的影響不明顯,但隨著電機擺桿長度的增大,電機橫向耦合減振器阻尼對輪軸橫向力的影響逐漸顯現(xiàn)出電機橫向耦合減振器阻尼越大,輪軸橫向力越大的規(guī)律。以擺桿長度為0.6m為例,隨著電機橫向耦合減振器阻尼的增大,兩種方案機車的輪軸橫向力均提升了8%。

圖7 電機擺桿長度對不同電機布置方式機車輪軸橫向力的影響

5 結(jié)語

1)電機布置方式對機車橫向穩(wěn)定性的影響有限,但受到電機橫向振動穩(wěn)定性的影響,兩種不同電機布置方式的機車前、后側(cè)轉(zhuǎn)向架的穩(wěn)定性存在較大的差異:A-1-A軸式機車的前、后側(cè)轉(zhuǎn)向架穩(wěn)定性差別較小,1-A-A軸式機車的前、后轉(zhuǎn)向架的穩(wěn)定性差別較大。

2)由于電機采用了彈性架懸的形式,電機布置方式對機車橫向平穩(wěn)性的影響有限,同時由于兩種不同電機布置機車前、后側(cè)轉(zhuǎn)向架電機的布置方式存在較大差異,所以兩種不同電機布置方式機車的垂向平穩(wěn)性差別較大。

3)由于兩種不同電機布置方式機車的前、后側(cè)轉(zhuǎn)向架電機布置方式存在較大的差異,所以兩種不同電機布置方式機車在第一輪對和第四輪對的曲線通過性能有較大差別,但整體來看電機布置方式對機車的曲線通過性能影響有限。

4)對于兩種不同電機布置方式的機車,除A-1-A軸式機車的橫向穩(wěn)定性對電機橫向耦合減振器的阻尼變化更加敏感外,其他各電機懸掛參數(shù)對兩種不同電機布置方式機車動力學(xué)性能的影響相似。