基于ADAMS的地鐵弓網(wǎng)耦合仿真分析

田 珂，高仕斌，于金鑫

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基于ADAMS的地鐵弓網(wǎng)耦合仿真分析

田 珂，高仕斌，于金鑫

對(duì)地鐵列車(chē)TSG18E型受電弓及剛性接觸網(wǎng)建立三維實(shí)體模型，利用有限元分析軟件Ansys對(duì)模型進(jìn)行模態(tài)分析；利用多體動(dòng)力學(xué)軟件Adams建立受電弓與剛性接觸網(wǎng)的耦合動(dòng)力學(xué)模型，分析列車(chē)運(yùn)行速度、弓頭剛度與弓頭質(zhì)量等弓網(wǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)動(dòng)態(tài)接觸壓力的影響，為改善弓網(wǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)提供參考。

受電弓；剛性接觸網(wǎng)；有限元分析；耦合動(dòng)力學(xué)模型；弓網(wǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)

0 引言

弓網(wǎng)系統(tǒng)是列車(chē)取電及供電系統(tǒng)供電的主要設(shè)備，列車(chē)通過(guò)受電弓與接觸網(wǎng)的接觸獲得驅(qū)動(dòng)電能，實(shí)現(xiàn)平穩(wěn)、快速運(yùn)行。城市軌道交通線(xiàn)路大多處于地下隧道空間，相較于大部分電氣化鐵路所使用的柔性接觸網(wǎng)，地鐵采用的剛性懸掛接觸網(wǎng)零部件更少，更加安全可靠[1]。

弓網(wǎng)系統(tǒng)建模方法在弓網(wǎng)耦合仿真研究中尤為重要，常用的弓網(wǎng)建模方法多采用二元、三元和多元受電弓質(zhì)量塊模型。該方法將受電弓等效為經(jīng)過(guò)歸算的質(zhì)量塊與彈簧相連接的模型，使受電弓模型得到簡(jiǎn)化，有利于提高仿真計(jì)算效率，但當(dāng)涉及研究受電弓各個(gè)零部件的形變及應(yīng)力情況時(shí)，質(zhì)量塊模型則不再適用[2]。隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)特別是虛擬樣機(jī)技術(shù)的快速發(fā)展，弓網(wǎng)系統(tǒng)的仿真研究進(jìn)入到了人機(jī)交互的三維可視化階段，強(qiáng)大的虛擬樣機(jī)仿真軟件為弓網(wǎng)系統(tǒng)的研究提供了高效的工具，使高速狀態(tài)下的計(jì)算結(jié)果更為精確[3，4]。

本文針對(duì)地鐵列車(chē)TSG18E型受電弓，在三維繪圖軟件SolidWorks中建立其1∶1的實(shí)體模型，對(duì)部分復(fù)雜零部件進(jìn)行簡(jiǎn)化處理；對(duì)于剛性接觸網(wǎng)，同樣建立匯流排和接觸線(xiàn)的實(shí)體模型，剛性懸掛結(jié)構(gòu)可用彈簧替代；使用Ansys軟件將模型轉(zhuǎn)換為mnf中性文件，將mnf文件導(dǎo)入至多體動(dòng)力學(xué)軟件Adams中，并添加約束條件，建立受電弓與剛性接觸網(wǎng)的耦合動(dòng)力學(xué)模型，研究各結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)弓網(wǎng)動(dòng)態(tài)接觸壓力的影響，為地鐵弓網(wǎng)系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和維護(hù)管理提供參考。

1 模型搭建

針對(duì)地鐵列車(chē)TSG18E型受電弓，利用三維繪圖軟件SolidWorks進(jìn)行模型搭建研究。TSG18E型受電弓由弓頭、上框架、下框架、拉桿、平衡桿和升弓氣囊等部件和裝置組成。其中，升弓氣囊裝置及其附屬部件的結(jié)構(gòu)較復(fù)雜，在建模時(shí)可全部舍去，可在下臂桿與底架連接點(diǎn)添加升弓轉(zhuǎn)矩替代升弓裝置；弓頭由4條碳滑板、弓角與托架組成，仿真時(shí)可將弓頭模型建立為柔性體；各個(gè)臂桿、拉桿、平衡桿等桿件在建模時(shí)采用鉸接連接，在Adams中表現(xiàn)為旋轉(zhuǎn)副形式。

對(duì)于剛性接觸網(wǎng)的建模，可選取PAC110型匯流排和門(mén)式懸掛結(jié)構(gòu)[5]，其匯流排截面呈“π”形，如圖1所示，剛性懸掛結(jié)構(gòu)則可以等效簡(jiǎn)化為一個(gè)下部具有集中質(zhì)量的彈簧系統(tǒng)。

在建立弓網(wǎng)耦合模型時(shí)，受電弓的弓頭部分可轉(zhuǎn)換為柔性體導(dǎo)入至Adams，其余結(jié)構(gòu)保持為剛體；剛性接觸網(wǎng)的整個(gè)錨段可轉(zhuǎn)換為柔性體導(dǎo)入至Adams，由彈簧懸吊固定。受電弓與剛性接觸網(wǎng)耦合模型如圖2所示。

圖1 剛性接觸網(wǎng)匯流排與接觸線(xiàn)模型

圖2 受電弓與剛性接觸網(wǎng)耦合模型

2 模態(tài)分析

弓網(wǎng)耦合動(dòng)力學(xué)分析屬于振動(dòng)問(wèn)題范疇，振動(dòng)模態(tài)特性是彈性結(jié)構(gòu)固有的、整體的特性，反映結(jié)構(gòu)的動(dòng)力性能。通過(guò)模態(tài)分析能夠求出彈性結(jié)構(gòu)共振頻率及振型，以此為參考優(yōu)化結(jié)構(gòu)參數(shù)，以減小共振對(duì)結(jié)構(gòu)的損害[6]。利用Ansys可得到接觸網(wǎng)模型的共振頻率與模態(tài)振型，針對(duì)等跨距布置的接觸網(wǎng)，計(jì)算6、8、10 m不同跨距的前6階共振頻率（表1），并列出10 m跨距的前3階模態(tài)（圖3）。

由表1可見(jiàn)，隨著跨距的增大，剛性懸掛接觸網(wǎng)共振頻率顯著減小；對(duì)于某一確定跨距長(zhǎng)度，隨著模態(tài)階次提高，共振頻率呈非線(xiàn)性增加。

表1 剛性接觸網(wǎng)不同跨距前6階共振頻率 Hz

圖3 跨距為10 m時(shí)前3階模態(tài)振型

對(duì)于跨距及布置方式相同的剛性接觸網(wǎng)，僅改變跨距大小時(shí)，剛性接觸網(wǎng)對(duì)應(yīng)階次的振型相似，其中第1階次振型均呈等幅正弦形式，偶數(shù)階振型對(duì)稱(chēng)，奇數(shù)階振型反對(duì)稱(chēng)。

同樣可對(duì)受電弓弓頭滑板進(jìn)行模態(tài)分析，圖4為受電弓弓頭滑板的前3階模態(tài)振型，滑板形變主要表現(xiàn)為彎曲形變，且固有頻率較大，模態(tài)特性與其截面形狀密切相關(guān)[7]。

圖4 受電弓弓頭滑板前3階模態(tài)振型

3 弓網(wǎng)動(dòng)力學(xué)仿真

將接觸網(wǎng)柔性體模型與受電弓剛?cè)狁詈夏Ｐ蛯?dǎo)入至Adams中，添加弓網(wǎng)結(jié)構(gòu)間約束條件。受電弓與接觸線(xiàn)之間的耦合接觸可采用Adams軟件自帶的基于碰撞函數(shù)[8]的“Impact”算法實(shí)現(xiàn)，其理論計(jì)算式為

式中，為等效接觸剛度，為接觸物體的擠壓變形大小，為與材料屬性有關(guān)的材料剛度貢獻(xiàn)值指數(shù)，為等效阻尼。

設(shè)置求解器為GSTIFF-I3，接觸參數(shù)選取= 82 300 N/m，= 1.5，= 300 N·s/m，進(jìn)行弓網(wǎng)耦合動(dòng)力學(xué)仿真。仿真的原始參考條件：跨距為10 m，抬升力為120 N，速度為120 km/h，弓頭剛度為 19 700 N/m，弓頭質(zhì)量為12.3 kg，弓頭阻尼為 40 N·s/m，接觸剛度為82 300 N/m，懸掛剛度為3.78×107N/m。

3.1 柔性體弓頭的影響

將弓頭轉(zhuǎn)換為柔性體的受電弓剛?cè)狁詈夏Ｐ团c受電弓剛體模型進(jìn)行對(duì)比，速度為120 km/h，仿真結(jié)果如圖5所示。

圖5 受電弓剛?cè)狁詈夏Ｐ团c剛體模型接觸壓力

由圖5可以看出，弓頭轉(zhuǎn)換為柔性體的受電弓剛?cè)狁詈夏Ｐ偷氖芰餍Ч葎傮w模型好，剛體模型仿真圖中存在較多突變。因此，在進(jìn)行弓網(wǎng)仿真時(shí)，可將受電弓弓頭考慮為柔性體。

3.2 列車(chē)運(yùn)行速度的影響

改變列車(chē)運(yùn)行速度，研究運(yùn)行速度分別為60、80、100、120、140、160 km/h時(shí)的接觸壓力變化情況。

圖6所示為運(yùn)行速度分別為80和160 km/h時(shí)的弓網(wǎng)動(dòng)態(tài)接觸壓力波形，可以看出，速度為 160 km/h時(shí)的接觸壓力波動(dòng)明顯比80 km/h時(shí)大，受流效果較差。圖7為接觸壓力各指標(biāo)隨速度變化折線(xiàn)圖，從圖中可以看出，隨著列車(chē)運(yùn)行速度增大，弓網(wǎng)接觸壓力最大值與標(biāo)準(zhǔn)差均變大，最小值變小，平均值基本不變，受流質(zhì)量變差。因此，列車(chē)運(yùn)行時(shí)應(yīng)將速度控制在合理范圍內(nèi)，以降低弓網(wǎng)離線(xiàn)的概率。

圖6 速度為80、160 km/h時(shí)弓網(wǎng)動(dòng)態(tài)接觸壓力

圖7 接觸壓力各指標(biāo)隨速度變化折線(xiàn)圖

3.3 弓頭剛度的影響

改變弓頭彈簧剛度，研究弓頭剛度分別為 4 000、8 000、12 000、16 000、20 000 N/m時(shí)接觸壓力的變化情況，仿真結(jié)果如圖8所示?？梢钥闯?，隨著弓頭彈簧剛度增大，弓網(wǎng)接觸壓力最大值與標(biāo)準(zhǔn)差均變大，最小值變小，平均值基本不變，授流質(zhì)量變差。僅從優(yōu)化弓網(wǎng)動(dòng)力特性的角度分析，弓頭宜選用剛度較小的彈簧。

3.4 弓頭質(zhì)量的影響

改變弓頭質(zhì)量，研究弓頭質(zhì)量分別為8.3、10.3、12.3、14.3 kg時(shí)接觸壓力的變化情況。表2為不同弓頭質(zhì)量下接觸壓力各指標(biāo)情況。

由表2可知，弓頭質(zhì)量越大，其慣性越大，弓頭的跟隨能力下降，受流質(zhì)量變差。在進(jìn)行受電弓結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，宜在合理范圍內(nèi)降低弓頭質(zhì)量。

圖8 接觸壓力各指標(biāo)隨弓頭剛度變化折線(xiàn)圖

表2 不同弓頭質(zhì)量下接觸壓力各指標(biāo)情況 N

3.5 靜態(tài)抬升力的影響

改變靜態(tài)抬升力，研究靜態(tài)抬升力分別為80、100、120、140 N時(shí)接觸壓力的變化情況，接觸壓力各指標(biāo)與靜態(tài)抬升力的關(guān)系如表3所示。

表3 不同靜態(tài)抬升力下接觸壓力各指標(biāo)情況 N

由表3可知，隨著靜態(tài)抬升力的增大，接觸壓力標(biāo)準(zhǔn)差變大但變化范圍較小。綜合考慮，受電弓靜態(tài)抬升力應(yīng)控制在100～120 N范圍內(nèi)。

4 結(jié)論

本文針對(duì)地鐵列車(chē)TSG18E型受電弓與剛性接觸網(wǎng)，在三維繪圖軟件SolidWorks中建立其1∶1的實(shí)體模型，并對(duì)模型進(jìn)行了模態(tài)分析。通過(guò)建立弓網(wǎng)耦合模型，研究了列車(chē)運(yùn)行速度、弓頭剛度與弓頭質(zhì)量等參數(shù)對(duì)弓網(wǎng)動(dòng)態(tài)接觸壓力的影響，得出如下結(jié)論：

（1）弓頭轉(zhuǎn)換為柔性體的受電弓剛?cè)狁詈夏Ｐ捅葎傮w模型受流效果好，在進(jìn)行弓網(wǎng)仿真時(shí)，可將受電弓弓頭考慮為柔性體。

（2）弓網(wǎng)動(dòng)態(tài)接觸壓力與弓網(wǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)等因素密切相關(guān)：弓頭剛度與弓頭質(zhì)量變大會(huì)使受流效果變差，應(yīng)在受電弓結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)范圍內(nèi)減小弓頭剛度與弓頭質(zhì)量；列車(chē)運(yùn)行時(shí)，應(yīng)將靜態(tài)抬升力控制在100～120 N范圍內(nèi)，列車(chē)速度控制在合理范圍內(nèi)，降低弓網(wǎng)離線(xiàn)的概率，提高弓網(wǎng)授流質(zhì)量。

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The three dimensions models of the TSG18E pantograph and rigid suspension catenary were designed in SOLIDWORKS, the modes and natural frequencies of the pantograph and catenary have been calculated by using ANSYS software. Then a simulative coupling model of pantograph and rigid suspension catenary was established in ADAMS(Automatic Dynamic Analysis of Mechanical Systems). Furthermore, the influence of the contact force was studied under change of the structural parameters, such as the speed of the train, the stiffness and mass of pantograph head, several proposals for the design and construction of the models were put forward.

Pantograph; rigid suspension catenary; ANSYS; simulative coupling model; structural parameters

10.19587/j.cnki.1007-936x.2018.05.014

U225.4

A

1007-936X(2018)05-0051-04

2018-01-26

田 珂，于金鑫.西南交通大學(xué)電氣工程學(xué)院，碩士研究生；

高仕斌.西南交通大學(xué)電氣工程學(xué)院，教授。