独立车轮耦合悬架针轮发电机组转向系统

独立车轮耦合悬架针轮发电机组转向系统

城市车辆通常采用独立的行驶，而不是盲目地降低路面高度，而是使用独立的车轮。独立车轮的稳定性虽然很好,但由于它缺乏纵向蠕滑力的自导向功能,因而曲线通过性能较差。而城市轻轨的小半径曲线通常又较多,所以特别容易造成独立车轮因磨耗严重而大大缩短寿命,严重时还可能引发脱轨安全事故。导向问题是困扰独立车轮发展的一个原因,国内外专家提出过许多解决方案,但根据目前的应用情况来看,还是不够成熟。本文在总结前人成败经验的基础上,提出了一种新型的独立车轮转向架方案——独立车轮耦合转向架。其结构如图1虚线框内所示,将前后车体相邻端部下面的2个独立车轮单轴转向架用抗摇头的弹性元件连接起来,使之成为介于独立车轮两轴转向架和独立车轮单轴转向架之间的一种新型转向架,称之为独立车轮耦合转向架。1独立车轮耦合转向架为了更清晰地认识独立车轮耦合转向架曲线通过性能的优劣,下面以独立车轮两轴转向架和独立车轮单轴转向架为参照来加以比较分析。转向架的曲线通过性能好坏基本上可以从轮对冲角大小直观地看出来,图2是独立车轮转向架稳态通过曲线时3种轮对冲角变化的对比示意图。图2(a)是独立车轮两轴转向架通过曲线时的情形,由于Ⅰ位、Ⅱ位轮对受同一构架的约束,轮对Ⅰ通常相对于径向线形成正冲角,而轮对Ⅱ通常相对于径向线形成负冲角,也就是说,Ⅰ位、Ⅱ位轮对在曲线上展开不足。图2(b)是独立车轮单轴转向架通过曲线时的情形,Ⅰ位、Ⅱ位轮对不再受同一构架的约束,而是分别受前后车体的约束,由于轮对Ⅰ处于前面车体的后端,而轮对Ⅱ处于后面车体的前端,所以轮对Ⅰ通常相对于径向线形成负冲角,而轮对Ⅱ通常相对于径向线形成正冲角,也就是说,Ⅰ位、Ⅱ位轮对在曲线上展开过度。转向架的前后轮对在曲线上不管是展开不足还是展开过度都对曲线通过不利。独立车轮两轴转向架的Ⅰ位、Ⅱ位轮对在曲线上展开不足是因为刚性构架对它们的约束过大;独立车轮单轴转向架的Ⅰ位、Ⅱ位轮对在曲线上展开过度是因为它们之间缺乏必要的约束;而独立车轮耦合转向架恰好可以弥补前2种转向架的不足之处:当给耦合转向架的耦合元件选取一个适当的摇头刚度值时就有可能使Ⅰ位、Ⅱ位轮对在曲线上展开适度而趋于径向位置,如图2(c)所示。这正是本文提出独立车轮耦合转向架方案的初衷。独立车轮耦合转向架的耦合刚度取多大最为合适呢?下面进行一个简单的理论推导。由于单轴转向架的一系悬挂刚度远大于二系悬挂刚度,故在作理论分析时可把轮对和构架看作一个整体。由于独立车轮理论上不存在纵向蠕滑力,所以耦合转向架中的前后2个单轴转向架所受的摇头偏转力矩主要是耦合元件产生的力矩Mczi和二系悬挂系统产生的力矩Mszi,并且当列车稳态通过曲线时,这2个力矩之和应该为0,由此可得轮对摇头运动方程:Mczi+Mszi=0(i=1,2)(1)其中Mszi=−2KsxB2s[ψBi−ψc+(−1)ilR](i=1‚2)(2)Μszi=-2ΚsxBs2[ψBi-ψc+(-1)ilR](i=1‚2)(2)Mczi=(-1)iKψ[(-1)i+1ψBi-(−1)i+1ψB(i±1)+2bR](i=1‚2)(-1)i+1ψB(i±1)+2bR](i=1‚2)(3)式中:Ksx——转向架一侧二系悬挂纵向刚度;Kψ——耦合元件提供的摇头角刚度;Bs——二系悬挂横向跨距之半;l——车辆名义定距之半;b——耦合转向架车辆名义轴距之半;R——圆曲线半径;ψB——构架摇头角;ψc——车体摇头角。考虑到轮对的位移和悬挂变形比车辆的名义定距2l要小得多,因此,可以认为车体的中央部分近似与圆曲线相切,即ψc≈0。当列车稳态通过圆曲线时,为了使耦合走行部的前后轮对完全处于径向位置,必有:ψBi=ψB(i+1)=0,所以根据式(1)～(3)可得:Kψ2bR=2KsxB2sLRΚψ2bR=2ΚsxBs2LR(4)即Kψ=B2slbKsxΚψ=Bs2lbΚsx(5)从式(5)可以看出,耦合刚度Kψ和曲线半径R无关,这正是独立车轮耦合转向架的独特之处,因为不管线路的曲线半径大小,只要耦合刚度Kψ与二系悬挂刚度Ksx匹配合理,独立车轮耦合转向架就能在悬挂系统和弹性耦合元件的作用下自动调节前后轮对趋于径向位置。由于独立轮对的左右车轮是独立旋转的,能够自由调整其转速,所以只要轮对占据径向位置,不管其横移量大小,都能以纯滚动的形式通过曲线。上面仅从理论上对3种独立车轮转向架的导向性能进行了分析,下面再通过仿真模拟结果来加以验证。2独立车轮耦合转向架的曲线通过性能因为独立车轮耦合转向架的前后轮对分别位于相邻车体的邻接端,所以必须把该转向架纳入列车中才能考察出其曲线通过性能。本文在建模时,按图1所示选择了3辆轻轨车辆铰接成80%低地板的轻轨列车,其中列车两端安放传统动力轮对动力转向架的部分为高地板,中间的2个非动力转向架都为独立车轮耦合转向架,所以车与车之间无需台阶过渡,可以做成贯通式低地板。耦合转向架的耦合刚度值是按前面理论推导结果式(5)来选取的。轮轨匹配关系是我国常用的LM型磨耗形车轮踏面与60kg钢轨配合。在作仿真分析时选取的轻轨线路模式是:无缓和曲线,无超高,曲线半径R=200m,列车运行速度v=36km/h。图3是3种独立车轮转向架通过曲线时轮对冲角仿真结果的对比情况。从图3(a)可看出,两轴转向架的前轮对的冲角为正,后轮对的冲角较小。从图3(b)可看出,单轴转向架Ⅰ位、Ⅱ位轮对冲角的变化趋势恰好与两轴转向架的情况相反:Ⅰ位轮对的冲角为负,Ⅱ位轮对的冲角为正,这和前面的理论分析是基本吻合的。从图3(c)可以看出,独立车轮耦合转向架的径向功能特别好:Ⅰ位、Ⅱ位轮对在圆曲线上都基本上趋于径向位置,只是在直线与曲线的交界处有一个小小的波动,这证明前面的关于耦合转向架的理论分析是正确的。进一步通过图4的比较还可以发现:独立车轮两轴转向架轮对的冲角虽比独立车轮单轴转向架轮对的冲角小一些,但它的Ⅰ位、Ⅱ位轮对由圆曲线进入直线时不能向轨道中央复位,这说明独立车轮两轴转向架的复位性能很差;独立车轮单轴转向架的Ⅰ位、Ⅱ位轮对虽然具有复位功能,但它们的冲角较大,这预示着独立车轮单轴转向架的曲线通过性能并不好;而独立车轮耦合转向架Ⅰ位、Ⅱ位轮对不仅能够复位,而且冲角很小,这说明独立车轮耦合转向架的导向性能特别好,意味着它的曲线通过性能一定会很好。因为独立车轮耦合转向架轮对在圆曲线上的冲角趋于0,所以它的横向蠕滑力就很小,只能依靠重力复原力来和离心力平衡,这样独立车轮耦合转向架的Ⅰ位、Ⅱ位轮对必须同时横移到轨道中心线的外侧,仿真结果也确实如此,如图4(c)所示。这样,我们对独立车轮耦合转向架在曲线上的导向原理就有了一个比较清楚的认识:先是独立车轮耦合转向架的Ⅰ位、Ⅱ位轮对在二系悬挂系统和耦合元件的相互作用下趋于径向位置,紧接着Ⅰ位、Ⅱ位轮对同时横移到轨道中心线的外侧,依靠重力复原力形成的向心力而顺利通过曲线。图5和图6是3种独立车轮转向架通过曲线时轮轨横向力和轮轴横向力的对比情况。通过比较可以发现:独立车轮耦合转向架的Ⅰ位、Ⅱ位轮对的横向力基本上完全相等,这说明独立车轮耦合转向架前后轮对的横向力匹配十分合理,因为列车通过曲线时的离心力必须由轨排力来平衡,所以轮轴横向力的总和是不变的,只有各轮对的轮轴横向力接近相等时才能最大限度地减小最大轮轴横向力,这样才不会因为某一轮对的横向力过大而造成对钢轨的巨大破坏。从图5和图6可以看出,独立车轮两轴转向架和独立车轮单轴转向架的Ⅰ位、Ⅱ位轮对的横向力分配都不均衡,所以总有一轮对的横向力大于独立车轮耦合转向架轮对的横向力。因此,从轮对横向受力的角度也可分析出:独立车轮耦合转向架的曲线通过性能也优于其他2种转向架的曲线通过性能。图7是3种独立车轮转向架通过曲线时轮重减载率的对比情况。3种转向架的轮重减载率都比较小,这主要是因为仿真时没有给轻轨线路设超高,加之通过曲线时的速度也不高,因而它们左右轮的垂向力变化并不显著所致。虽然3种转向架的最大轮重减载率差别并不大,但是独立车轮耦合转向架的轮重减载率还是比其他2种转向架的最大轮重减载率小。通过图8的脱轨系数的比较可以发现:3种转向架的脱轨系数差别比较大,独立车轮耦合转向架的脱轨系数要比其他2种转向架的最大脱轨系数小得多,这主要是因为独立车轮耦合转向架前后轮对的轮轨横向力匹配非常合理。脱轨系数也是衡量转向架曲线通过性能的一个重要指标,这进一步说明独立车轮耦合转向架的曲线通过性能较好。图9比较了3种独立车轮转向架通过曲线时Ⅰ位、Ⅱ位轮对的磨耗情况。由于独立轮对理论上不产生纵向蠕滑力,因此,轮对的磨耗主要来源于横向蠕滑力