基于simpack的机车牵引状态下横向稳定性分析

基于simpack的机车牵引状态下横向稳定性分析

0牵引对作用机理的影响运动稳定性是一种自激振动行为，即当振动器系统中的非振动能量转换为振动的振动力时，振动会发生变化。对轮轨系统而言,激振力为轮轨动作用力。运动稳定性是机车动力学非常重要的一个性能,以往对机车稳定性的研究主要集中在惰性工况,少数文献分析了轮周牵引力大小对机车曲线通过性能的影响及牵引工况下轮轨蠕滑力的分布情况,然而,对牵引力工况下机车运动稳性的分析至今鲜有报道。基于此,本文采用多体动力学软件SIMPACK建立了机车动力学模型,分析了牵引力对机车横向稳定性的影响。机车牵引力的决定性指标为牵引系数(轮周牵引力与静轮载之比),因此,本文分析时以牵引系数为研究目标。1电机驱动单元本文建立的中国某型B0-B0机车动力学模型见图1,包括1个车体、2个构架、8个轴箱、4位轮对以及驱动单元。电机驱动装置作为一整体,电机输出转矩等效为力矩,直接作用在轮对上。机车轴重为21t,车轮型面为JM3,钢轨型面为中国主型轨60kg·m-1,轮轨滑动摩擦系数取0.3(由此决定了牵引系数的变化范围为0～0.3)。2竞争激励作用本文采用SIMPACK软件中的FASTSIM程序来求解轮轨蠕滑率/力(矩),其是根据简化卡尔克理论编写的,计算公式如下⎧⎩⎨⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪Fx=∬(ξxL1−ξφyL3)[x−a1−(y/b)2−−−−−−−−√]dxdyFy=∬ξφyL3[x−(y/b)2]+ξyL2[x−a1−(y/b)2−−−−−−−−√]dxdyTφ=∬(xFy−yFx)dxdy(1)L1=8a2KC11G‚L2=8a3KC22G‚L3=πaa/b√4KC23G(2){Fx=∬(ξxL1-ξφyL3)[x-a1-(y/b)2]dxdyFy=∬ξφyL3[x-(y/b)2]+ξyL2[x-a1-(y/b)2]dxdyΤφ=∬(xFy-yFx)dxdy(1)L1=8a2ΚC11G‚L2=8a3ΚC22G‚L3=πaa/b4ΚC23G(2)式中:ξx、ξy、ξφ分别为纵向、横向与自旋蠕滑率;Fx、Fy分别为纵向与横向蠕滑力;Tφ为自旋力矩;L1、L2、L3分别为纵向、横向与法向柔度系数;a、b分别为接触椭圆的长、短半轴;Cij为Kalker系数(i=1,2;j=1,2,3);G为弹性模量;K为Kalker系数权重因子(默认值为1);x、y为椭圆接触斑内的位置坐标。此外,SIMPACK采用数表插值法计算轮轨接触点的位置,为准确、高效的动力学仿真计算提供保证。导向力、牵引力和制动力均对轮轨蠕滑率/力产生影响,不同运行工况将形成迥然不同的轮轨蠕滑状态。为说明牵引力对轮轨蠕滑率/力的影响程度,本文计算了美国六级谱激扰下机车以速度160km·h-1运行时的轮轨蠕滑率/力响应,图2给出了牵引(牵引系数取0.24)和惰行2种典型工况下右侧轮轨蠕滑率/力的计算结果。从图2(a)可以看出,惰行和牵引2种工况下的纵向蠕滑率均值分别为0和-18×10-4,相应纵向蠕滑力的均值分别为0和17kN,见图2(b),且牵引工况下的纵向蠕滑率/力的变化幅值明显小于惰行工况的;与纵向蠕滑率/力相比,2种工况下的横向蠕滑率/力指标非常接近,二者之间无明显差异,见图2(c)、(d)。由此表明,轮周牵引力的存在将明显影响轮轨纵向蠕滑率/力,对横向蠕滑率/力的影响很小,且明显抑制了蠕滑率/力的波动范围。3线性临界速度机车横向稳定性的主要评价指标为临界速度,临界速度有线性和非线性之分。在机车实际结构中不可避免地存在非线性环节,因此,线性临界速度并不能作为机车稳定性评判的最终指标,而且线性临界速度的求解时,运动微分方程中轮轨蠕滑力的表达式只与轮轨接触参数(蠕滑系数、等效锥度等)有关,牵引力的存在并不影响线性临界速度。鉴于此,本文采用非线性仿真的方法,分析机车在牵引工况下,直线和曲线上的临界速度。3.1牵引系数对临界速度的影响本文采用文献中的方法,对机车直线上的临界速度进行判定,并以牵引系数0.06为例,对机车直线上临界速度的计算加以说明,见图3。在轨道上设置一段长度为100m、幅值为15mm的水平激励,使机车系统的振动被激发后,让其在无不平顺的直线轨道上运行,考察轮对的横向运动情况。通过反复提高机车运行速度,发现速度为265km·h-1时,被激起来的第1位轮对的横移运动随着时间的延续,逐渐地衰减到平衡位置,速度为266km·h-1时,轮对的横移运动不再衰减到平衡位置,出现等幅的周期运动,此速度为机车的实际临界速度。图4给出了牵引系数在0～0.3变化时,机车直线上临界速度的计算结果。当牵引系数由0变化至0.12时,机车临界速度不断增大,这与文献中机车临界速度随驱动电机转矩增加而增大的结论一致;牵引系数为0.12时,临界速度达到最大值280km·h-1,比惰行时提高了11.1%;牵引系数再由0.12增至0.24时,临界速度不断减小;牵引系数为0.24时的临界速度比惰行工况降低了6.7%。3.2临界速度分析在3.1节中,本文以轮对横移量为评判指标,分析了机车直线上的临界速度。而在曲线上,机车系统失稳后,惰行工况下的轮对横向运动为等幅极限环,牵引工况下的轮对横移量为一稳定值,见图5。由此可见,牵引工况下机车曲线上临界速度的判定指标不宜再取轮对横移量。图6进一步描述了失稳状态下机车以不同速度通过曲线(曲线半径为4000m,牵引系数为0.24)时纵向蠕滑力的变化特征。速度为500km·h-1时,轮缘贴靠钢轨而发生滑动,圆曲线上纵向蠕滑力呈无规律的变化;速度为350km·h-1时,轮轨蠕滑为饱和状态,圆曲线上纵向蠕滑力收敛为一稳定值;速度为280km·h-1时,圆曲线上纵向蠕滑力作极限环运动。与轮对横移量相比,纵向蠕滑力更能准确反映机车的稳定性,因此,牵引工况下机车在曲线上稳定性的判定指标宜采用纵向蠕滑力,这与文献中的判定标准一致。值得注意的是:轮缘贴靠钢轨和轮轨蠕滑饱和时的纵向蠕滑力均不能作为临界速度评判指标;在临界速度求解时,应首先找出使圆曲线上轮轨纵向蠕滑力作极限环运动的速度,然后再逐渐降低速度,直至纵向蠕滑力收敛为一稳定值,此速度为机车的临界速度。本文采用与3.1节相同的分析方法,计算了机车曲线上临界速度随牵引系数的变化规律。图7描述了在4000m半径曲线上,机车临界速度随牵引系数的变化规律。与图4对比,同一牵引系数下,曲线上机车临界速度低于直线。牵引系数小于0.12时,临界速度随着牵引系数的增大而增大;牵引系数为0.12时,临界速度达到最大值235km·h-1,比惰行工况提高了4.4%;当牵引系数由0.12增至0.24时,机车临界速度不断减小;牵引系数为0.24时的临界速度比惰行工况降低了3.1%。与直线相比,曲线临界速度的变化范围小于直线,由此推断,曲线临界速度对牵引系数的敏感程度小于直线工况。图8给出了在6000m半径曲线上临界速度的计算结果。对比图7、8,可以发现两曲线上临界速度变化规律一致,6000m半径曲线上的临界速度略大于4000m半径,这与文献中的结论一致。4牵引工况稳定性本文采用SIMPACK软件建立了机车动力学模型,计算了牵引工况下机车临界速度,得出了牵引力对机车直线和曲线上横向稳定性的影响规律。发现牵引工况下,轮对