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    第三軌中間接頭不平順閾值研究

    2021-08-02 08:13:08阮杰郭文魏國梁徐鴻燕閻曉暉
    關(guān)鍵詞:流器硬點平順

    阮杰,郭文,魏國梁,徐鴻燕,閻曉暉

    (1.武漢理工大學(xué) 現(xiàn)代汽車零部件技術(shù)湖北省重點實驗室,湖北 武漢430070;2.中鐵第四勘察設(shè)計院集團有限公司 電化院,湖北 武漢430063;3.武漢地鐵運營有限公司,湖北 武漢430035)

    第三軌受流系統(tǒng)在城市軌道交通中被廣泛應(yīng)用。第三軌受流器動態(tài)接觸力的變化情況直接影響軌道車輛受流質(zhì)量的高低[1]。為保證電力機車良好受流,靴軌接觸壓力要保持在一定范圍內(nèi),接觸壓力過大會增加靴軌接觸面的異常磨損縮短其使用壽命[2?3];接觸壓力過小易發(fā)生靴軌離線,引發(fā)電燒蝕[2,4]。然而,我國對第三軌受流系統(tǒng)許多工程實際問題尚未有較為完善的解決方法,如靴軌拉弧、硬點(弓網(wǎng)系統(tǒng)接觸線局部剛度變化引起接觸力改變的現(xiàn)象)處沖擊控制等?;诖耍芯康谌売颤c區(qū)域靴軌系統(tǒng)的動態(tài)特性,提出中間接頭不平順的安全閾值,以期減小硬點沖擊及降低靴軌離線率。目前,國內(nèi)外學(xué)者采用工程試驗和計算機動態(tài)仿真的方式研究靴軌系統(tǒng)相互作用。GREEN等[5]設(shè)計了能夠?qū)崟r檢測靴軌動態(tài)特性的測試系統(tǒng),基于測試數(shù)據(jù)實現(xiàn)對靴軌離線位置進行定位。WESTON等[6]通過靴軌動態(tài)特性試驗所測量的動態(tài)接觸力、滑靴位移以及扭簧扭矩等試驗數(shù)據(jù),明確了影響靴軌系統(tǒng)振動的主要因素。DONG等[7?8]使用研制的載流摩擦磨損試驗裝置,研究了法向壓應(yīng)力和電極性對靴軌摩擦副之間載流摩擦磨損特性的影響。JINFA等[9]通過靴軌系統(tǒng)動力學(xué)仿真,基于靴軌動態(tài)接觸力和振動加速度建議列車最大運行速度120 km/h。張鵬飛[10]以磁浮列車靴軌系統(tǒng)為研究對象,探究靜態(tài)接觸力、膨脹接頭不平順及跨距對靴軌系統(tǒng)接觸振動的影響,并選取上述參數(shù)最優(yōu)組合方案以改善靴軌動態(tài)受流質(zhì)量。綜上所述,諸多學(xué)者的研究成果為軌道交通受流系統(tǒng)的設(shè)計和研究提供了豐富的理論和試驗指導(dǎo),但對第三軌硬點來源的判斷以及硬點區(qū)域靴軌動態(tài)接觸力的變化規(guī)律等方面的研究存在不足。本文通過工程試驗和仿真計算相結(jié)合的方式研究靴軌系統(tǒng)動態(tài)特性,探究了靴軌沖擊的來源及其特性,并分析了第三軌中間接頭不平順的閾值。首先,對武漢地鐵某線使用的靴軌系統(tǒng)開展了試驗研究,明確了接觸力沖擊脈沖峰與第三軌局部不平順之間的聯(lián)系。然后,建立含不平順接頭的靴軌有限元模型,以研究硬點區(qū)域靴軌系統(tǒng)的動態(tài)特性。最后,研究不同高差接頭激勵下接觸力變化,分析第三軌中間接頭不平順的閾值。

    1 受流器/第三軌系統(tǒng)動態(tài)特性試驗

    1.1 測試原理及測試系統(tǒng)組成

    目前,靴軌動態(tài)接觸力不能通過儀器直接測量得到,通常是通過測量力傳遞路徑上的力或變形量間接獲得。根據(jù)武漢地鐵下接觸式受流器的結(jié)構(gòu)特點,通過在擺臂粘貼應(yīng)變傳感器測量擺臂處應(yīng)變,并結(jié)合滑靴底部安裝加速度傳感器的測量值間接測量靴軌接觸壓力,具體測量模型與參數(shù)標(biāo)定過程參考文獻[11],其中動態(tài)接觸力測量模型如圖1所示。

    圖1 動態(tài)接觸力測量模型Fig.1 Dynamic contact force measurement model

    本次試驗在武漢地鐵某線試驗線路直線區(qū)段(含一處斷口)以20,30和40 km/h 3個速度進行往返測試。采集6組測量數(shù)據(jù)。其中測量系統(tǒng)數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)換、采集和記錄設(shè)備如圖2所示,安裝測量系統(tǒng)后的測試受流器如圖3所示。

    圖2 測量系統(tǒng)數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)換、采集和記錄設(shè)備Fig.2 Data conversion,acquisition and recording equipment of measurement system

    圖3 安裝測量系統(tǒng)后的測試受流器Fig.3 Test current collector after installation of measurement system

    1.2 測試結(jié)果分析

    靴軌動態(tài)接觸力是由應(yīng)變測量分量經(jīng)過動態(tài)慣性力修正得到,之后采集數(shù)據(jù)通過低通濾波,圖4為40 km/h上行應(yīng)變測量分量、動態(tài)慣性力及動態(tài)接觸力結(jié)果,圖5為40 km/h下行動態(tài)接觸力結(jié)果,40 km/h上行動態(tài)接觸力統(tǒng)計結(jié)果見表1。測量結(jié)果顯示,靴軌相比于弓網(wǎng)其接觸力狀態(tài)存在顯著差異,在局部存在沖擊尖峰。

    表1 40 km/h上行動態(tài)接觸力測量統(tǒng)計結(jié)果Table 1 Statistical results of dynamic contact force in posi‐tive direction at running speed of 40 km/h

    圖4 運行速度40 km/h上行測試結(jié)果Fig.4 Test results of running speed 40km/h in positive direction

    圖5 運行速度40 km/h下行動態(tài)接觸力Fig.5 Dynamic contact force in opposite direction at running speed of 40 km/h

    40 km/h上行和下行測試結(jié)果對比顯示,受電靴通過供電軌相同位置處動態(tài)接觸力數(shù)據(jù)的波形、波峰及下降沿相似,僅部分幅值存在差異,故以較惡劣的上行作為研究工況。從靴軌動態(tài)測試結(jié)果及各指標(biāo)統(tǒng)計值可知:動態(tài)接觸力的平均值、標(biāo)準(zhǔn)偏差隨車速增加而增大,表明靴軌間振動情況更加劇烈;動態(tài)接觸力的最值受采樣頻率、濾波頻率等因素影響,其數(shù)值大小僅作為參考;表中統(tǒng)計的最小值發(fā)生于斷口處,正常運行線路上記錄的接觸壓力顯示無大于0.1 s的離線,視頻中也未見明顯火花;在測試車速范圍內(nèi),多數(shù)區(qū)域應(yīng)變測量分量起主導(dǎo)作用,且受車速影響較??;在少數(shù)“硬點”位置,動態(tài)慣性力起主導(dǎo)作用,造成動態(tài)接觸力顯著增大;動態(tài)接觸力的表現(xiàn)為“硬點”位置有較大的沖擊幅值,導(dǎo)致靴軌動態(tài)接觸力的平均值、標(biāo)準(zhǔn)差相比典型弓網(wǎng)接觸力都偏大。

    綜合分析,靴軌動態(tài)接觸力與弓網(wǎng)典型接觸力不同,靴軌動態(tài)接觸力呈現(xiàn)在非硬點區(qū)域波動平穩(wěn),在硬點區(qū)域局部高沖擊的形態(tài)。

    1.3 “硬點”的定位與沖擊峰來源判斷

    測量結(jié)果顯示以加速度信號突變指示的“硬點”位置對應(yīng)于接觸軌的位置相對固定。因此,基于采集數(shù)據(jù)判斷“硬點”存在的位置并分析其原因。

    硬點處接觸力的尖峰是在動態(tài)慣性力分量中出現(xiàn),考慮到車速波動的誤差,以斷口為基準(zhǔn)考察附近的“硬點”定位較為準(zhǔn)確。關(guān)注過斷口后的3個尖峰位置,將其標(biāo)記為1,2和3,分別計算尖峰距斷口的距離,作為測試線路的現(xiàn)場觀測點,尋找“硬點”在實際線路的位置。尖峰標(biāo)記如圖6所示,距離計算結(jié)果如表2所示。

    圖6 動態(tài)接觸力顯示的斷口后3個硬點Fig.6 Three hard points after fracture shown by dynamic contact force

    表2 硬點距斷口距離Table 2 Distance between hard point and fracture

    現(xiàn)場觀測上述位置的供電軌,發(fā)現(xiàn)都有第三軌中間接頭。接頭兩側(cè)接觸軌受流面手觸明顯存在臺階。低側(cè)有大量碳粉,高側(cè)有明顯的磨痕且無碳粉。如圖7所示。

    圖7 硬點位置現(xiàn)場觀測結(jié)果Fig.7 Field observation results of hard spot position

    圖8 為200 m和230 m處的接頭。這2處接觸壓力測量結(jié)果未顯示硬點存在,實際觀察接頭表面觸感過渡平滑,碳粉均勻分布于接頭兩側(cè),因此推斷接觸力沖擊峰的來源并不是“硬點”代表的局部剛度變化,而是局部不平順的結(jié)果。

    圖8 未出現(xiàn)“硬點”處現(xiàn)場觀測結(jié)果Fig.8 Field observation results without hard spots

    2 含不平順接頭沖擊模型的建立

    2.1 含不平順接頭的第三軌有限元模型

    第三軌中間接頭用于相鄰接觸軌的機械和電氣連接,由于接觸軌制造誤差及安裝誤差造成中間接頭安裝完成后,前后接觸軌受流面存在高度差。為研究不平順接頭激勵下靴軌系統(tǒng)動態(tài)特性,建立含不平順接頭的第三軌有限元模型。將第三軌支持結(jié)構(gòu)和接觸軌耦合,得到含不平順接頭的第三軌有限元模型。取中間接頭前后各2 m作為仿真區(qū)段,不平順接頭高度差為0~0.5 mm。含不平順接頭的第三軌有限元模型如圖9所示。

    圖9 含不平順接頭的第三軌有限元模型Fig.9 Finite element model of the third rail with irregularity joint

    2.2 受流器歸算質(zhì)量模型

    借鑒受電弓歸算質(zhì)量模型[12?13]等效方法,根據(jù)能量守恒原理將受流器機構(gòu)等效成若干集中質(zhì)量構(gòu)成的歸算質(zhì)量模型,通過彈簧和阻尼器連接各當(dāng)量質(zhì)量塊。本文用于靴軌仿真的受流器模型,采用二質(zhì)量/彈簧/阻尼系統(tǒng),如圖10所示。質(zhì)量塊m1為滑靴的等效質(zhì)量;質(zhì)量塊m2為受流器其他機構(gòu)的等效質(zhì)量。

    受流器的動力學(xué)平衡方程如下:

    其中,二元質(zhì)量模型各矩陣如下:

    式中:Fc為作用在滑靴的接觸壓力;F0為受流器靜態(tài)接觸壓力;y1與y2為質(zhì)量塊的垂向位移;m1與m2為受流器的等效質(zhì)量;c1與c2為受流器的等效阻尼;k1與k2為受流器的等效剛度。

    2.3 非線性阻尼的模擬

    受流器是由固定部分、擺動部分、轉(zhuǎn)軸和彈簧組成。其中固定部分包括安裝底座和阻尼減震器;擺動部分包括擺臂、受電靴支座和受電靴。其固定部分和擺動部分的連接方式?jīng)Q定受電靴在與第三軌接觸上下波動過程中,當(dāng)量質(zhì)量、連接剛度等參數(shù)都與受電靴抬升位置有關(guān)。根據(jù)受流器結(jié)構(gòu)特性分析,其阻尼特性必須采用非線性模型模擬。

    受流器的阻尼器阻尼大小和質(zhì)量塊相對運動速度相關(guān)。可將其波動上升和下降方向的阻尼簡化為定值,第二阻尼c2可表示為:

    c21,c22分別為受電靴上升沿阻尼和下降沿阻尼。

    2.4 靴軌耦合計算模型

    靴軌動態(tài)受流過程中,兩者的接觸位置和接觸狀態(tài)隨受流器運行時間發(fā)生變化,因此靴軌耦合系統(tǒng)具有強烈的時變性及非線性。本研究基于有限元方法求解靴軌耦合系統(tǒng)動力學(xué)問題,求解算法采用中心差分法。靴軌耦合有限元模型的建立過程如下:

    1)建立含不平順接頭的第三軌有限元模型;

    2)建立考慮滑靴表面形貌的二質(zhì)量受流器模型;

    3)通過接觸單元連接受流器與第三軌,接觸算法采用罰函數(shù)法,靴軌系統(tǒng)接觸壓力計算公式如下:

    式中:Fc為接觸壓力;Kc為接觸剛度;g為接觸對在接觸面的法向間隙。

    按上述步驟含不平順接頭的沖擊模型如圖11所示。

    圖11 含不平順接頭的沖擊模型Fig.11 Impact model of joint with irregularity

    3 結(jié)果分析

    3.1 模型驗證

    動態(tài)接觸力測試數(shù)據(jù)顯示低速時接觸力測量值相較平穩(wěn),沖擊峰不明顯。根據(jù)不平順接頭處高度差實測值,取接頭前后各2 m區(qū)段,接頭高度差為0.2 mm,受流器靜態(tài)接觸壓力為120 N,加載速度分別為30 km/h和40 km/h,進行靴軌耦合系統(tǒng)動力學(xué)仿真。仿真結(jié)果與試驗結(jié)果對比如圖12所示。

    由圖12可知,動態(tài)接觸力仿真數(shù)值及變化規(guī)律與試驗結(jié)果有較好的一致性,滑靴通過不平順接頭時受到局部高沖擊,中間接頭前后接觸力波動平穩(wěn)。關(guān)注過斷口后的第2個不平順接頭(尖峰)位置,分別將其編號為1和2,統(tǒng)計各工況下滑靴通過該中間接頭時的動態(tài)接觸力最大值和接觸狀態(tài),對比結(jié)果見表3。

    圖12 試驗結(jié)果與仿真結(jié)果對比Fig.12 Comparison of test results and simulation results

    由表3可知,各工況下動力學(xué)仿真結(jié)果與試驗結(jié)果較為接近,30 km/h工況下接觸力最大值誤差僅為1.35%,靴軌接觸狀態(tài)顯示均未發(fā)生離線,表明本研究建立的含不平順接頭的沖擊模型是有效的。

    表3 各工況下試驗結(jié)果與仿真結(jié)果對比Table 3 Comparison of test results and simulation results under various working conditions

    3.2 不平順接頭高度差的影響

    為探究不平順接頭高度差對靴軌動態(tài)受流質(zhì)量的影響,取不平順接頭前后各2 m區(qū)段,接頭高度差分別取0~0.5 mm,受流器靜態(tài)接觸壓力為120 N,受流器加載速度為100 km/h,進行靴軌耦合系統(tǒng)動力學(xué)仿真,結(jié)果如圖13所示。對不同接頭高度差下的靴軌動態(tài)接觸力及離線時間作統(tǒng)計性描述,統(tǒng)計結(jié)果如表4所示。

    由圖13可得,運行速度一定時,受流器通過不平順接頭時受到的沖擊隨接頭高度差的增加而增大;接頭高度差為0 mm時,整個分析區(qū)段內(nèi)靴軌接觸壓力在70~170 N間平穩(wěn)波動,無局部沖擊現(xiàn)象;接頭高度差為0.1 mm時,中間接頭附近的動態(tài)接觸力波動明顯加強,但未發(fā)生靴軌離線;當(dāng)高度差超過0.2 mm時,滑靴通過不平順接頭時受到的沖擊及通過接頭后的動態(tài)接觸力波動更加劇烈。

    圖13 不同高度差下動態(tài)接觸力Fig.13 Dynamic contact force under different height difference

    由表4可知,靴軌接觸壓力最大值、一次離線時間及離線時間總和隨不平順接頭高度差的增加而增加;當(dāng)高度差0~0.2 mm范圍內(nèi)時,動態(tài)接觸力最小值大于0 N,靴軌未發(fā)生離線;當(dāng)高度差在0.3~0.5 mm范圍內(nèi)時,靴軌發(fā)生離線且二者間振動不斷加劇,靴軌動態(tài)受流質(zhì)量變差。

    表4 不同接頭高度差下的動態(tài)接觸力及離線時間統(tǒng)計Table 4 Statistics of dynamic contact force and off-line time under different joint height differences

    3.3 運行速度的影響

    為探究不同運行速度對靴軌系統(tǒng)動態(tài)特性的影響,取不平順接頭前后各2 m區(qū)段,接頭高度差取0.2 mm,受流器靜態(tài)接觸壓力為120 N,受流器加載速度分別為80,100,120和140 km/h,進行靴軌耦合系統(tǒng)動力學(xué)仿真,結(jié)果如圖14所示。對不同運行速度下的靴軌動態(tài)接觸力及離線時間作統(tǒng)計性描述,統(tǒng)計結(jié)果如表5所示。

    由圖14可知,當(dāng)不平順接頭高度差一定時,不同速度下靴軌系統(tǒng)的動態(tài)響應(yīng)不同。受流器通過不平順接頭時受到的沖擊隨速度的增加而增大,促使靴軌接觸面機械磨耗增加;仿真區(qū)段內(nèi)動態(tài)接觸力波動范圍隨車速增加而增大。

    由表5、圖14可知,靴軌動態(tài)接觸力最大值及波動范圍隨車速的增加而增大;在120 km/h以下,靴軌動態(tài)接觸力最小值均大于0 N,未發(fā)生離線情況;在車速達(dá)到140 km/h時,靴軌出現(xiàn)0.1 ms的短暫離線,離線時間較短。因此,不平順接頭高度差在0.2 mm以內(nèi)時,能夠滿足地鐵車輛最高運行速度120 km/h的運營需求。

    表5 不同運行速度下的靴軌動態(tài)接觸力和離線時間統(tǒng)計Table 5 Statistics of dynamic contact force and off-line time of shoe rail under different running speeds

    圖14 不同速度下動態(tài)接觸力Fig.14 Dynamic contact force at different speeds

    3.4 不平順接頭的安全閾值分析

    上述分析結(jié)果表明,在中間接頭不平順激擾下靴軌相互作用會加劇,從而影響靴軌動態(tài)受流質(zhì)量。接頭高度差作為中間接頭不平順的重要參數(shù),現(xiàn)通過動態(tài)接觸力及離線指標(biāo)對靴軌動態(tài)受流質(zhì)量作進一步分析,得出中間接頭不平順的安全閾值。不同接頭高度差與接觸力指標(biāo)、離線時間指標(biāo)的關(guān)系如圖15所示。

    圖15 不平順接頭高度差與各指標(biāo)關(guān)系Fig.15 Relationship between height difference of irregularity joint and each index

    從不平順接頭高度差與動態(tài)接觸力指標(biāo)的關(guān)系可知,靴軌間的動力作用隨不平順接頭高度差的增加明顯加劇。在0~0.1 mm范圍內(nèi),靴軌動態(tài)接觸力最值變化較?。划?dāng)接頭高度差超過0.1 mm時,靴軌動態(tài)接觸力最大值呈近似線性增加,最小值逐漸下降為0 N;當(dāng)接頭高度差從0.1 mm增大到0.5 mm時,靴軌動態(tài)接觸力最大值從371.81 N增大到4 175.14 N,增幅為1 023%。

    從不平順接頭高度差與離線指標(biāo)的關(guān)系可知,靴軌離線時間隨接頭高度差增加而增加。在0~0.2 mm范圍內(nèi),未發(fā)生靴軌離線;當(dāng)接頭高度差超過0.2 mm時,離線時間呈近似線性增加;當(dāng)接頭高度差從0.3 mm增大到0.5 mm時,一次離線時間從1.2 ms增大到4.8 ms,增幅為300%,通過不平順接頭的離線時間總和從4.2 ms增大到23.9 ms,增幅為469%。

    綜合分析,從靴軌動態(tài)接觸力及離線指標(biāo)統(tǒng)計結(jié)果考慮,建議第三軌中間接頭不平順高度差應(yīng)控制在0.2 mm內(nèi),以減少靴軌沖擊和降低離線率。

    4 結(jié)論

    1)靴軌動態(tài)接觸力與弓網(wǎng)典型接觸力不同,靴軌動態(tài)接觸力呈現(xiàn)在非硬點區(qū)域波動平穩(wěn),在硬點區(qū)域局部高沖擊的變化規(guī)律。

    2)造成靴軌沖擊的硬點來源為第三軌中間接頭的不平順。

    3)利用靴軌動態(tài)仿真再現(xiàn)了局部不平順導(dǎo)致接觸力的局部脈沖峰。

    4)靴軌沖擊及離線時間隨不平順接頭高度差、運行速度的增加而增加。

    5)從動態(tài)接觸力最值和靴軌離線時間考慮,第三軌中間接頭不平順高度差應(yīng)控制在0.2 mm內(nèi)。

    后續(xù)工作可從滑靴磨耗與接觸力的關(guān)系、電弧燒蝕與離線時間的關(guān)系以及受流器結(jié)構(gòu)可靠性角度對接頭不平順閾值作進一步研究。

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