本科毕业设计（论文）-接触网锚段关节弹性分析与仿真

接触网锚段关节弹性分析与仿真第PAGEI页院系专业摘要本论文建立了接触网锚段关节的参数化的有限元模型。通过求解该模型，可以得出触网锚段关节的初始状态;同时通过在锚段关节受电弓过渡处的接触线上加载恒定抬升力，可以得出抬升作用下的新的状态。对比接触网系统的初始状态和抬升力作用下的状态，从而可以得出静态抬升量，并计算出接触线上对应点处的弹性和整个跨距内的弹性不匀度。文中先研究了简单链形悬挂和弹性链形悬挂两种接触网系统的弹性。在掌握了接触悬挂建模和分析的情况下，建立了参数化的三跨非绝缘锚段关节、四跨绝缘锚段关节和五跨锚段关节有限元模型。重点对三跨锚段关节通过改变跨距长度、吊弦布置密度、接触线张力、承力索张力以及弹性链形悬挂的弹性吊索长度等接触网设计参数，分别得出了不同设计参数下过渡跨的弹性以及弹性不均匀度。通过对接触网锚段关节过渡跨弹性计算的研究，并利用得到的有用结论，可以为接触网锚段关节优化设计提供理论支持;也可以应用到我国的既有线改造上，通过改变接触网系统跨距长度、吊弦布置、接触线张力、承力索张力和下锚支的抬升量等参数，使接触网锚段过渡处的弹性和弹性均匀度满足改造的要求。关键词：接触网；锚段关节；有限单元法；弹性；静态抬升量AbstractParameterizedmodeloffiniteelementofoverlapsofcontactsystemisbuiltbythepaper.Throughsolvingthemodel,theinitialstateofoverheadcontactsystemcouldobtain.Atthesametime,we’llgetthesecondstateundertheactionofliftforcewhichwasloadedonthecontactwire.Bycontrastingthetwostateswe’llgainthestaticupliftingamountandcalculatetheelasticityofthecorrespondingpointsofcontactwireandthedegreeofnonuniformity[%]inall-inspan.Inthethesis,wefirstlyresearchtheelasticityandthedegreeofnonuniformity[%]oftheoverheadcontactsystemofsuchtwotypesassimple-typecatenarysystemsandthestitchedchainsuspension.Next,weestablishedthemodeloffiniteelementof3-panoverlaps4-spanoverlapsand5-spanoverlaps.Focusonthe3-spanoverlaps,wecouldgettheelasticityandthedegreeofnonuniformity[%]inthetransitioncross-spanbychangingtheparametersdesignedofoverheadcontactsystemsuchasthelengthofspanthelayoutdensityofdroppercatenarywiretensileforcecontactwiretensileforcethelengthofthestitchwireandtheraisingamountofcontactwireatthechangedcolumn.Throughtheresearchofthecalculationoftheelasticityoftheoverlaps,makinguseoftheconclusionacquired,papercouldprovidesometheorysupporttotheoptimizationdesigntotheoverlaps,andcouldlettheelasticityandthedegreeofnonuniformity[%]oftheoverlapssatisfytherequirementofthequalityofrebuildingofexistingelectric-railwayinChina,throughchangingtheparameterssuchasthelengthofspanthelayoutdensityofdroppercatenarywiretensileforcecontactwiretensileforcethelengthofthestitchwireandtheraisingamountofcontactwireatthechangedcolumnandsoon,anddevotetothedevelopmentofhighspeedlinesinChina.Keywords:OCS;Overlaps;FEM;Elasticity;Staticupliftingamount目录第1章 绪论 11.1 引言 11.2 研究目的和意义 11.3 国内外研究的状况 21.4 本论文的研究内容和方法 3第2章有限元理论和APDL介绍 42.1有限元理论 42.2Ansys软件介绍 52.2.1主要功能 62.2.2主要特点 62.2.3单元的选用 72.3 APDL简介 11第3章接触网模型建立与找形算列分析 123.1本文所研究接触网的界定 123.1.1单元的选用 123.1.2线夹和定位悬挂装置的处理 133.2 接触网模型的建立 133.2.1输入参数 133.2.2约束、载荷的施加 133.2.3找形 133.3 接触网静态找形算例 153.3.1 单跨简单链形悬挂的找形 153.3.2 三跨弹性链形悬挂的找形 183.3.3武广郑西线吊弦长度的求解 20第4章 接触网静态弹性分析 224.1相关概念 224.2 简单链形悬挂的静态弹性分析 234.3弹性链形悬挂的静态弹性分析 264.4 在定位点与承力索座添加弹簧单元后的弹性对比 294.5 接触网的弹性及提高弹性的措施 32第5章锚段关节模型建立和弹性研究 345.1锚段关节 345.1.1锚段关节设计的基本要求 345.1.2Re200C锚段关节的一般要求 355.1.3Re200C三跨锚段关节 355.1.4Re200C四跨锚段关节 365.1.5Re200C五跨锚段关节 375.2不等高悬挂的弹性研究 385.3三跨锚段关节的有限元模型和弹性研究 395.3.1 转换柱处非支抬高量对过度跨的弹性影响 425.3.2 跨距和吊弦间距对过渡跨弹性的影响 435.3.3 接触线张力和承力索张力对过渡跨弹性的影响 455.3.4弹性吊索长度对过度跨弹性的影响 475.4四跨锚段关节有限元模型和弹性分析 485.5五跨锚段关节有限元模型和弹性分析 505.5.1非支不同抬高量的弹性比较 515.5.2武广郑西线锚段关节弹性比较 53结论 54致谢 56参考文献 57绪论引言锚段关节过渡跨的弹性分析是在接触悬挂弹性分析的基础上进行的，掌握好接触悬挂的弹性分析很重要。接触悬挂的弹性是表示接触悬挂结构性能好坏的重要标志之一，由于受电弓的抬升力为一定值，所以当接触悬挂的弹性不同时，接触线的抬升量就有所不同。当电力机车在区段内运行时，其受电弓将在一定范围内上下波动，当车速较高时由于受电弓的上下波动所产生的惯性力将显著增加，其对弓网间的接触压力将产生很大影响，极易造成接触线过度磨损和离线拉弧现象，特别是在接触网锚段关节的过渡处，尤其严重；而抬升量与接触网系统的弹性关系密切。因此研究接触网系统的弹性对弓网受流质量有重要意义。从另一角度看，接触网静态平衡结构的精确计算，包括吊弦长度的计算和腕臂的计算，是确定接触网系统弹性的前提条件。在接触网静态平衡结构计算出来之后可以得出接触线在静态平衡结构的位移，接下来又在接触网系统中施加一个静态抬升力，算出在该力作用下接触线新的位移，通过两个位移值可以得出静态抬升量，进而可以计算出接触网系统的弹性。所谓接触网悬挂弹性，是指接触悬挂在受电弓抬升力的作用下所具有的升高性能。衡量弹性的标准，一是弹性的大小，二是弹性的均匀程度。为适应列车提速的要求，牵引供电系统尤其是接触网方面必须通过优化接触网结构，改善悬挂弹性来满足电力机车受电弓高速运行时的取流和稳定性。弹性比较均匀是接触网适应高速行车所追求的目标。研究目的和意义接触网的一个基本划分就是锚段,而顺线路方向接触网相邻锚段之间是通过锚段关节衔接的。锚段关节的作用就是使受电弓平滑的从一锚段过渡到另一锚段。接触网的弹性是表征接触悬挂结构性能好坏的重要标志之一。实际运行过程中由于受电弓的抬升力，当接触悬挂的弹性不均匀时，接触线的抬升量就有所不同，从而导致高速运行区段，受电弓将在一定范围内上下波动，产生较大的惯性力，如此则对接触压力产生较大的影响，极易造成接触线的过度磨耗和离线拉弧现象，影响受流质量。这种现象在锚段关节过渡处，显的尤为严重。接触网均匀的弹性是列车高速运行的重要保证，因此有必要对接触网的弹性尤其是锚段关节处的弹性设置进行仿真分析，确定合理的接触网设计方案，提高受流质量。国内外研究的状况本文重点在于分析接触网的弹性，其次在于分析接触网锚段关节的结构。接触网静态平衡结构的精确计算，包括吊弦长度的计算和腕臂的计算，是确定接触网系统弹性的前提条件。接触网的吊弦长度是保证接触悬挂安装精度的基础，而吊弦的长度计算是一项繁重且十分精细的工作，我国传统的接触网的计算方法如文献[20]，多为假设接触性自重负载通过吊弦均匀分布于承力索之上，且沿跨距负载均匀分布，再根据力的平衡原理建立关于吊弦长度的计算方程，然后再考虑各种实际情况如张力差、补偿器传动误差、吊弦布置位置误差、工程经验等加以修正，该方法精度较低，仅宜应用于低速铁路的计算，可以说由于历史和实现的原因，接触网的吊弦计算多停留在经验公式加现场调整的方法。有限元法[3][4]是结构分析计算的有利工具，但在悬挂结构计算中应用较少，文献[21]介绍了离散索系的变分原理和单维直线索段的有限元模型，文献[8]用有限元计算悬挂吊弦的长度，计算接触悬挂的初始状态、抬升量和弹性系数，并计算接触悬挂的频率和振型。随着计算及技术的应用，使用有限元分析软件对结构分析计算将变得很容易。我国既有电气化铁路接触网锚段关节广泛采用3跨、4跨布置形式。由于3跨绝缘关节两转换柱间接触线坡度在7‰以上，远大3‰的标准，近年来的电气化铁路提速改造和新建电气化铁路中，又推广采用4跨或5跨锚段关节。运行速度为160km/h接触网动态检测结果表明，我国既有线为经改造的3跨绝缘锚段关节处较多出现了弓网间接触压力超标的现象，不利于弓网运行安全。由于锚段关节由3跨改为4跨或5跨必然造成投资的增加，因此，探讨我国电气化铁路提速到200km/h，如何选用锚段关节非常有现实意义。哈大线[17]设计运用速度200km/h的电气化铁路成功引进了德国Re200c接触网设计的经验，运行情况良好，我们可以此为参照，优化我国接触网的设计。德国在50年代大规模修建电气化铁路的同时，开始了接触网的标准化设计工作，由西门子、AEG和BBC公司联合先后共同开发了Re75、Rel00、Rel60、Re200。70年代中期，在总结前四种标准悬挂的基础上，研制了Re250标准接触网。并在80年代末期修建了曼海姆到斯图加特的高速铁路，最高运营速度达到250km/h，采用的是弹性链形悬挂，接触线为银铜120mm2，张力为15kN。本论文的研究内容和方法接触网锚段关节过渡跨的弹性受到各设计参数的影响和制约，与悬挂类型、跨距、接触线张力、线材及下锚支在转换柱的抬升量等都有密切关系，并且它有沿跨距周期变化的规律。当接触网弹性不均匀系数很大的时候，会使弓网振动加剧，接触线动态抬升加大，在定位点处有可能引起弓网事故，特别是在锚段关节处。本论文的主要内容就是在建立锚段关节过渡跨有限元模型的基础上计算接触网弹性的变化情况，研究接触网的一系列设计参数对弹性的影响，为今后锚段关节的设计布置提供理论支持。本论文主要采用有限元理论，建立起接触网锚段关节的有限元模型。先利用结构分析Ansys软件算出接触网系统的静态结构，再对接触网系统各吊弦在接触线上的点(或跨中)施加一个静态抬升力，通过该结构软件算出对应点处的抬升量，从而可以得出接触线上每一个计算点处的弹性，进而分析整个接触网系统的弹性不均匀度。并且通过改变接触网系统的跨距、吊弦间距、接触线张力、承力索张、下锚支的抬升量以及弹性吊索的长度的方法，全方位地分析这些设计参数对锚段关节过渡的弹性影响。最后本文根据过渡跨弹性的研究为锚段关节的布置做了些探讨。第2章有限元理论和APDL介绍接触网悬挂系统是由接触线、承力索、吊弦、弹性吊索以及附加导线组成的柔性悬挂系统，它的主要组成部分是索，索的力学模型是只承受拉力不承受压力，而力学上的二力杆是两端均能承受拉力又能承受压力的元件，二者均可以用有限元理论的杆单元来模拟，只是在设置拉压力这一项上有所区别。接触网系统从总体来看是柔性悬挂系统，但从局部的不同接触网组件来看，是要考虑其结构的刚度。此时从力学模型上来看就是要把相应的接触网组件用梁来模拟，考虑梁的剪力和弯矩作用。本章先介绍有限元理论、Ansys软件及用于模拟接触网悬挂系统的杆单元和梁单元，再对APDL简单介绍。2.1有限元理论有限元法的基本思想[3]，是在力学模型上将一个原来连续的物体离散成为有限个具有一定大小的单元，这些单元仅在有限个节点上相连，并在节点上引进等效力以替代实际作用于单元的外力。对于每个单元，根据分块近似的思想，选择一种简单的函数来表示单元内位移的分布规律，并按弹性理论中的能量原理（或用变分原理）建立单元节点力和节点位移之间的关系。最后把所有单元的这种关系式集合起来，就得到一组以节点位移为未知量的代数方程，解这些方程就可以求出物体上的有限个离散点上的位移。有限元方法与其他求解边值问题近似方法的根本区别在于它的近似性仅限于相对小的子域中。有限元法将函数定义在简单几何形状（如二维问题中的三角形或任意四边形）的单元域上（分片函数），且不考虑整个定义域的复杂边界条件，这是有限元法优于其他近似方法的原因之一。对于不同物理性质和数学模型的问题，有限元求解法的基本步骤是相同的，只是具体公式推导和运算求解不同。有限元求解问题的基本步骤通常为：第一步：问题及求解域定义：根据实际问题近似确定求解域的物理性质和几何区域。第二步：求解域离散化：将求解域近似为具有不同有限大小和形状且彼此相连的有限个单元组成的离散域，习惯上称为有限元网络划分。显然单元越小（网络越细）则离散域的近似程度越好，计算结果也越精确，但计算量及误差都将增大，因此求解域的离散化是有限元法的核心技术之一。第三步：确定状态变量及控制方法：一个具体的物理问题通常可以用一组包含问题状态变量边界条件的微分方程式表示，为适合有限元求解，通常将微分方程化为等价的泛函形式。第四步：单元推导：对单元构造一个适合的近似解，即推导有限单元的列式，其中包括选择合理的单元坐标系，建立单元试函数，以某种方法给出单元各状态变量的离散关系，从而形成单元矩阵（结构力学中称刚度阵或柔度阵）。为保证问题求解的收敛性，单元推导有许多原则要遵循。对工程应用而言，重要的是应注意每一种单元的解题性能与约束。例如，单元形状应以规则为好，畸形时不仅精度低，而且有缺秩的危险，将导致无法求解。第五步：总装求解：将单元总装形成离散域的总矩阵方程（联合方程组），反映对近似求解域的离散域的要求，即单元函数的连续性要满足一定的连续条件。总装是在相邻单元结点进行，状态变量及其导数（可能的话）连续性建立在结点处。第六步：联立方程组求解和结果解释：有限元法最终导致联立方程组。联立方程组的求解可用直接法、选代法和随机法。求解结果是单元结点处状态变量的近似值。对于计算结果的质量，将通过与设计准则提供的允许值比较来评价并确定是否需要重复计算。简言之，有限元分析可分成三个阶段，前处理、处理和后处理。前处理是建立有限元模型，完成单元网格划分；后处理则是采集处理分析结果，使用户能简便提取信息，了解计算结果。2.2Ansys软件介绍ANSYS软件是融结构、流体、电场、磁场、声场分析于一体的大型通用有分析软件。它能与多数CAD软件接口，实现数据的共享和交换。软件主要包个部分：前处理模块，分析计算模块和后处理模块。前处理模块提供了一个的实体建模及网格划分工具，用户可以方便地构造有限元模型；分析计算模括结构分析（可进行线性分析、非线性分析和高度非线性分析）、流体动力析、电磁场分析以及多物理场的耦合分析，可模拟多种物理介质的相互作用有优化分析能力；后处理模块可将计算结果以彩色等值线显示、梯度显示、显示、透明及半透明显示（可看到结构内部）等图形方式显示出来，也可将结果以图表、曲线形式显示或输出。2.2.1主要功能ANSYS是一种广泛的商业套装工程分析软件。所谓工程分析软件，主在机械结构系统受到外力负载所出现的反应，例如应力、位移、温度等，根反应可知道机械结构系统受到外力负载后的状态，进而判断是否符合设计要一般机械结构系统的几何结构相当复杂，受的负载也相当多，理论分析往往进行。想要解答，必须先简化结构，采用数值模拟方法分析。由于计算机行发展，相应的软件也应运而生，ANSYS软件在工程上应用相当广泛，在机电机、土木、电子及航空等领域的使用，都能达到某种程度的可信度，颇获好评。使用该软件，能够降低设计成本，缩短设计时间。主要功能具体包括：结构高度非线性分析、电磁分析、计算流体力学分25第三章接触网静态找形有限元计算模型和技术原理设计优化、接触分析、自适应网格划分及利用ANSYS参数设计语言扩展宏功能。2.2.2主要特点ANSYS具有强大的有限元分析能力和友好的前后处理功能，用户可以GUI方式完成几何模型建立、网络划分和约束施加过程拥有多种功能强大的器，可以对非线性问题和动力问题较好地进行分析ANSYS支持子结构、子模单元生死等高级分析技术，并且可以模拟点与点、点与面、面与面之间的接题，为工程问题的研究提供了有力的工具。主要技术特点：唯一能实现多场及多场耦合分析的软件唯一实现前后处理、求解及多场分析统一数据库的一体化大型FEA软件唯一具有多物理场优化功能的FEA软件唯一具有中文界面的大型通用有限元软件强大的非线性分析功能多种求解器分别适用于不同的问题及不同的硬件配置多种自动网格划分技术本论文就是应用Ansys强大的非线性求解分析能力来做接触网的弹性分析。2.2.3单元的选用建立接触网的有限元模型，一般将承力索和接触线简化为具有轴向拉力、自重和一定抗弯刚度的梁单元，吊弦考虑为杆单元。在ANSYS中，用BEAM3来模拟二维梁单元，用link10来模拟杆单元。在本论文中，接触线和承力索都用link10单元，定位点用弹簧单元combin14来模拟，线夹可用mass21质量单元模拟。(1)Beam3：二维弹性梁Beam3单元是一种可承受拉、压、弯作用的单轴单元。单元的每个节点有三个自由度，即沿x,y方向的线位移及绕Z轴的角位移。其几何模型如下：图2-1Beam3单元的几何模型上图给出了单元的几何图形、节点位置及坐标系统。单元由两个节点、横截面面积、横截面惯性矩、截面高度及材料属性定义。初始应变通过Δ/L给定，Δ为单元长度L（由I，J节点坐标算得）与0应变单元长度之差。可在本单元的表面施加面荷载，横向均布压力的单位为力每单位长度，端点作用的压力应以集中力的形式输入。假定与限制：梁单元必须位于X-Y平面内，长度及面积不可为0；对任何形状截面的梁等效高度必须先行决定，因为弯曲应力的计算为中性轴至最外边的距离为高度的一半；单元高度仅用于弯曲及热应力的计算；作用的温度梯度假定为沿长度方向线性通过等效高度；若不使用大变形时，转动惯量可为0。(2)LINK10：三维仅受拉或仅受压杆单元LINK10单元独一无二的双线性刚度矩阵特性使其成为一个轴向仅受拉或仅受压杆单元。使用只受拉选项时，如果单元受压，刚度就消失，以此来模拟缆索的松弛或链条的松弛。这一特性对于将整个钢缆用一个单元来模拟的钢缆静力问题非常有用。当需要松弛单元的性能，而不是关心松弛单元的运动时，它也可用于动力分析（带有惯性或阻尼效应）。LINK10单元在每个节点上有三个自由度：沿节点坐标系X、Y、Z方向的平动，不管是仅受拉（缆）选项，还是仅受压（裂口）选项，本单元都不包括弯曲刚度。本单元具有应力刚化、大变形功能。图2-2单元的几何，节点位置以及坐标系示意图LINK10输入参数：单元名称：LINK10节点：

I，J自由度：UX,UY,UZ（X,Y,Z方向的平动位移）实常数：

AREA（横截面面积），ISTRN（初始应变值，如果为负值则为每单位长度间隙）如果ISTRN小于0并且KEYOPT(3)=0，则表面缆最初是松弛的。如果ISTRN大于0并且KEYOPT(3)=1，表面裂口最初是打开的材料特性：

EX（弹模）,ALPX（热膨胀系数）,DENS（密度）,DAMP（对于阻尼域的矩阵乘数K）面载荷：无体载荷：温度--T(I)，T(J)特殊特性：非线性、应力刚化、大变形、单元生死LINK10的假定和限制：单元的长度必须大于0，因此即节点I和J不能重合。面积必须大于0。假定温度沿杆长线性变化。如果ISTRN等于0.0，那么单元的刚度包括在第一个子步内。对于裂口选项（仅受压时），节点J相对于节点I的正值轴向位移（在单元坐标系中）往往表示打开了裂口。单元是非线性并且需要一个迭代解。(3)COMBIN14：弹簧-阻尼器Spring-Damper在一维、二维或三维应用上具有纵向或扭转功能。纵向弹簧－阻尼选项是一个单轴拉压单元，每个节点有三个自由度：X，Y，Z方向的移动自由度。不具备弯曲或扭转功能。扭转弹簧－阻尼选项是单纯的旋转单元，其每个节点有三个自由度：关于X，Y和Z轴的转动自由度。其几何模型如下图：图2-3COMBIN14单元的几何模型其中：Cv为阻尼，k为等效弹簧的刚度。弹簧－阻尼单元没有质量。质量可以使用相应的质量单元来添加（MASS21单元）。这个单元由两个节点，一个刚度常数和阻尼系数来定义。阻尼功能在静态或非阻尼模态分析中用不到。纵向弹簧常数的单位是力/长度，阻尼系数的单位是力×时间/长度。扭转弹簧常数和阻尼系数的单位分别是力×长度/弧度和力×长度×时间/弧度。对于二维轴对称分析，这些值应基于整个360度范围。假设与限制：纵向弹簧单元刚度只在长度方向起作用。扭转弹簧单元刚度像在扭转棒中一样，只在长度周围起作用。一个弹簧单元中应力处处相等。当设K或Cv为零时，弹簧或阻尼性能可从单元中分别被移除。(4)MASS21

:结构质点MASS21是一个点单元，有六个自由度：X,Y,Z方向的移动自由度以及绕X,Y,Z轴的转动的自由度。每个坐标方向均可施加不同的质量和旋转惯量。该单元通过定义其实常数（质量）及材料特性（密度）来定义，支持大变形及生死单元分析。图2-4MASS21单元的几何模型假设与限制：在总体笛卡尔坐标系Z为常数的坐标面内，成为二维单元。如果没有加速度和旋转，或不考虑惯性，则该质量单元不影响静态分析的结果。APDL简介ANSYS参数化设计语言(APDL)是一门可用来自动完成有限元常规分析操作或通过参数化变量建立分析模型的脚本语言，用建立智能化分析的手段为用户提供自动完成有限元分析过程，即程序的输入可设定为根据指定的函数、变量以及选用的分析类型来做决定，是完成优化设计和自适应网格的最主要的基础。APDL允许复杂的数据输入，使用户实际上对任何设计或分析属性有控制权，如分析模型的尺寸、材料的性能、载荷、边界条件施加的位置和网格的密度。APDL扩展了传统有限元分析的范围，并扩展了更高级运算包括灵敏度研究、零件参数化建模、设计修改和设计优化等。APDL具有下列功能，对这些功能用户可根据需要进行组合使用或单独使用。这些功能有:标量参数、数组参数、表达式和函数、分支和循环、重复功能和缩写、宏和用户程序。所有这些全局控制特性，允许用户按需要改变该程序以满足特定的建模和分析需要。通过精心计划，用户能够创建一个高度完善的分析方案，它能在特定的应用范围内使程序发挥更大的效率。更大的效应。本论文利用APDL编写了一些不同设计参数的接触网系统有限元求解程序，对建立参数化的接触网系统有限元模型提供了很方便的工具，加快了研究速度。第3章接触网模型建立与找形算列分析本章将建立一般接触悬挂的有限元模型，通过找形确定初始状态，求出吊弦长度。3.1本文所研究接触网的界定架空接触网系统包括三方面的内容，一是所有架空接触网导线和线索，包括承力索、接触线和回流线、接地线、防雷线、馈电线以及安装在同一支持装置上的加强线。二是基础、支持结构以及夹持、支撑、调整绝缘接触线和导线的装置。三是安装在线路同一支持装置上的开关机构、监视和保护设备。本文拟从第一方面研究接触网系统的有限元模型，并仅限于常用的接触悬挂的线索为主要研究对象。我国目前用得最多的接触网悬挂方式主要是简单悬挂和链形悬挂两种，其中链形悬挂又分为简单链形悬挂和弹性链形悬挂。这些悬挂方式都以不同的方式组合张拉受流用的接触网索网结构。其基本线索一般有接触线、承力索、吊弦和弹性吊索。要研究接触网系统的有限元模型，就需要研究各个组件的单元选型问题。3.1.1单元的选用接触线和承力索：接触线和承力索从整个锚段长度来看，是长细比很大的接触网系统组件，在常用有限元分析软件ANSYS中一般用杆件单元来模拟即LINK10。其目的就是为了简化接触网这个多自由度系统的力学结构，而仅关心其上的轴力;也就是忽略了其上的抗弯作用，这从工程实践中而言是很符合实际的。吊弦和弹性吊弦：吊弦和弹性吊索是接触网系统中连接接触线和承力索的重要组件。一般用杆单元来模拟。考虑到吊弦和弹性吊索只能受拉力，不能受压力，当吊弦和弹性吊索受到挤压时就会松弛，所以要把杆单元限定为只受拉而不能受压的杆单元。3.1.2线夹和定位悬挂装置的处理在建立接触网系统的有限元模型时为了研究问题的简便性，一般把线夹处理为集中荷载组件，并视其为单个质点（可以考虑用点单元MASS21），以集中荷载的方式加入到接触网系统有限元模型的荷载矩阵里;在实际处理中我们先不考虑先夹质量。而对于定位装置的处理则就是接触线和承力索的边界条件处理的问题，本论文是以两端固定约束的方式处理的。如果建立多跨接触网模型则需要考虑中间跨定位装置的处理。这里可用单元Combin14来对定位点做限定。接触网模型的建立3.2.1输入参数考虑到接触网系统的承力索、接触线、吊弦及弹性吊索只能承受拉力而张紧，而在受压时其刚度消失而松弛，所以用link10来模拟。link10单元通过两个节点、横截面、初始应变以及各项同性材料特性来定义。材料属性数值包括弹性模量和泊松比以及材料的密度。单元的初始应变ISTRN由求得，其中N为线索张力，E为线索弹性模量，S为线索横截面积。3.2.2约束、载荷的施加由有限元理论知，以上输入的参数只是定义了接触网系统各索结构构方程对应的刚度矩阵参数，要得到这些非线性方程的稳定解必须引入边界条件，在ANSYS定义的有限元模型中即为约束和载荷的施加。因为整个承力索、接触线、吊弦及弹性吊索在静态结构设计时一般视为在同一垂面上，在此忽略之字值布置的影响。因为把张力化为了初始应变值，所以可以用两端固定约束的模型来模拟，而系统的载荷是由于材料的密度引起的重力。3.2.3找形由于接触网属于柔性悬挂结构，具有计算非线性的特点，求得初始的位移状态非常重要。故首先进行接触网的找形，考虑重力作用，使接触网达到规定的结构高度和导高，同时利用吊弦两端点的坐标计算吊弦长度。在对接触网系统进行找形过程中，由于仅知道自重下接触网的结构高度和接触线的导高，故在建立接触网模型的时候，接触线和承力索的初始状态设为直线，位置由结构高度和导高决定找形过程：施加重力求其变形，将分析所得到的位移施加到有限元模型的节点上，更新有限元模型的几何形状。提取更新后接触线上的坐标，计算其与导高的差值，利用差值缩短吊弦长度，抬高接触线。循环前面过程，不断抬升接触线，直到自重下接触线在规定的导高处，完成接触网系统的找形。思路一[7]：利用生死单元，杀死接触线上的单元，求承力索在自重下的形状；激活接触线上的单元，求整个接触网在自重下的形状；提取接触线的节点坐标，求出其与最终要求悬挂高度的差值，利用该差值缩短吊弦长度；循环步骤c)，直到在自重和预应力的作用下，接触线基本水平，即最大的相差几毫米。思路二：利用生死单元，杀死承力索上的单元，求接触线在自重情况下的位移；提取在吊弦点处使接触线产生相同位移的节点力，记录下这些节点力。杀死接触线上的单元，激活承力索单元，将上面求得节点力加到接触线吊弦点出，然后求解，多次更新承力索的模型，直到承力索模型的位移很小。激活接触线上的单元，再求解一次，这时，接触线节点位移应该很小，接触线基本水平。接触网静态找形算例接触网静态找形，说穿了就是求各吊弦的长度。我们先分析简单链型悬挂，然后计算弹性链形悬挂。单跨简单链形悬挂的找形按前述建模的方法，接触线和承力索先水平布置[8]，然后让Ansys软件自动找形。表3-1基本输入参数资料接触线承力索吊弦线性材料CTMH150JTMH120JTMH10截面积(mm)150116.999.62线材密度(kg/m)1.3501.0650.089弹性模量(Pa)1.21.21.2泊松比0.330.330.33线索张力(kN)27210.1初始应力0.1490060.149585吊弦根数(根)7第一吊弦间距(m)5结构高度(m)1.6跨距(m)65初始模型如下图：图3-1水平布置单跨简链模型在重力和初始应力下找形后的最终图形：图3-2最后一次找形后的位移图最后一次迭代的位移量：图3-3最后一次找形后的位移量最终各节点的坐标值：图3-4最终各点坐标值数据分析：由以上数据可以看出，接触线最大位移发生在跨中节点5处，且越接近悬挂处，节点位移越小。各节点水平位移量很小，对整个悬挂模型没有太大的影响。从最终坐标值可以看出，接触线向下的位移最大为0.64mm，已经很小了，说明接触线基本水平；此时可用承力索的Y坐标来近似代替吊弦长度。所以求得的7根吊弦的长度为：1.4279m、1.1869m、1.0422m、0.99403m、1.0423m、1.1869m、1.428m。各吊弦的长度和利用驰度公式计算的长度基本一致。各吊弦的长度其实还可以由力学公式直接求得，这里不在累述。三跨弹性链形悬挂的找形整个建模分析过程和单跨简链一样，这里只是多了弹性吊索。在建模时，弹性吊索也是水平布置的，Ansys自动找形。除了给定两端点UX,UY的约束，在中间支柱还要给定UY方向的约束。表3-2基本输入参数资料接触线承力索吊弦弹性吊弦线性材料CTMH150JTMH120JTMH10JTMH35截面积(mm)150116.999.6235线材密度(kg/m)1.3501.0650.0890.310弹性模量(Pa)1.21.21.21.2泊松比0.330.330.330.33线索张力(kN)2721--3.5初始应力0.1490060.1495850.10.84885吊弦根数(根)7第一吊弦间距(m)5结构高度(m)1.6跨距(m)65弹性吊弦长度（m）18图3-5Y方向放大的三跨弹链示意图图3-6找形结果图图3-7弹性吊索局部放大图分析：从上图可以看出，找形结束后定位点9的位移仍然有-6.922mm，但位移已经很小了，如果要再精确些，可以把求解精度控制再次缩小即可。在这里，认为找形后模型基本平衡了，即接触线自重情况下基本水平。同样可以得到吊弦的长度如下表：表3-3三跨弹性链形悬挂各吊弦长度(m)1234567跨11.4241.17441.01960.959650.994431.2391.0384跨21.03191.10480.962810.915490.962821.10481.0319跨31.03841.2390.994410.959651.01971.17451.4241其中弹性吊索的长度依次为：1.0384、1.0319、1.0319、1.0384。与应用驰度公式计算的结果基本一致。3.3.3武广郑西线吊弦长度的求解根据所给资料，结合参数化的有限元三跨弹链接触网模型很容易计算出武广、郑西线一般跨内各吊弦的长度。表3-4武广接触悬挂基本参数接触线承力索吊弦弹性吊弦线性材料CTMH150JTMH120BzII10BzII35截面积(mm)150116.999.6235线材密度(kg/m)1.3501.0650.0890.310线索张力(kN)3021--3.5吊弦根数(根)6第一吊弦间距(m)4结构高度(m)1.50跨距(m)50弹性吊弦长度（m）14表3-5郑西接触悬挂基本参数接触线承力索吊弦弹性吊弦线性材料CTMH150JTMH120BzII10BzII35截面积(mm)150116.999.6235线材密度(kg/m)1.3501.0650.0890.310线索张力(kN)28.523--3.5吊弦根数(根)6第一吊弦间距(m)7结构高度(m)1.6跨距(m)50弹性吊弦长度（m）22表3-6武广三跨弹链吊弦长度(m)123456跨11.39341.22711.13881.12861.19651.1587跨21.15401.18161.10351.10351.18161.1540跨31.15871.19651.12861.13881.22711.3934表3-7郑西三跨弹链吊弦长度(m)123456跨11.43451.31641.25111.23881.27931.0883跨21.07731.25561.20281.20281.25561.0773跨31.08831.27931.23881.25111.31641.4345吊弦长度的计算是与线路的布置有关的，此处只考虑等高等跨距的情况，且不考虑拉出值。其实对于不等高不等跨距的吊弦计算，利用功能强大的结构分析软件ANSYS来计算也是可行的；吊弦的计算是建立在可以改变跨距和吊弦间距及线索不同张力的参数化有限元模型上的，所以进一步来说，通过对吊弦长度的求解就可以确定接触网系统的结构，从而为接触网系统的弹性计算提供强大的计算仿真工具。接触网静态弹性分析在前面找形的基础上，这一章我们将对接触网静态弹性做一个分析。接触悬挂的弹性是其质量优劣的主要标志。接触悬挂的静态弹性是指悬挂中某一点在受电弓的压力下，每单位垂直力使接触线升高的程度，静态的特性的一个重要的组成部分。衡量接触悬挂弹性的标准有二：一是弹性的大小，取决于接触线的张力；二是弹性的均匀程度，它取决于接触悬挂的结构。接触网的弹性不均匀系数是评价弓网动态受流质量的一个重要指标，因此对接触网的静态弹性进行计算是非常有意义的。4.1相关概念接触网在某点X=X的静态刚度K(X)是该点处垂直作用一单位力所引起位移的倒数，其计算公式为：K(x)=令E(x)==我们把E(x)称该点处垂直作用一单位力所引起的位移称为静态弹性。描绘接触网各节点在单位力单独作用下产生的位移图称为接触网的静态弹性曲线。弹性不均匀度由以下公式计算：其中，，分别为表示跨距中的最大弹性和最小弹性。弹性不均匀度越小，表明悬挂弹性越平和。简单链形悬挂的静态弹性分析建立三跨简单链形悬挂模型，具体模型建立参照3.3，参数按照表3-1；初始模型如下：图4-1三跨简链初始模型找形后结果：图4-2三跨简链找形后示意图表4-1三跨简链各吊弦长度(m)吊弦根数1234567跨11.42661.18351.03710.987481.03471.17881.4196跨21.41891.17691.03170.983281.03171.17691.4190跨31.41961.17871.03470.987481.03711.18351.4267由表可以看出：每一跨吊弦长度由靠近支座处向跨中方向依次减少；首末两跨的吊弦长度略大于中间各跨相对应的吊弦长度；图4-3节点位移矢量图由图可以看出，每一跨跨中节点位移变形最大，去除接触线上定位点，整个结构位移变形最大值为中间跨中间节点，靠近支柱处节点位移较小，说明靠近支柱处刚度明显大于跨中处，这就造成受电弓在通过支柱时会产生较大的冲击力，对受流十分不利。表4-2节点一次施加F=100N的抬升力的各节点的抬升量(mm)和弹性(mm/N)1234567跨1抬升量9.522.74430.82033.96932.30525.80314.329弹性0.0950.2270.30820.33970.3230.2580.143跨2抬升量14.36526.01132.87635.14132.87526.00914.362弹性0.143650.26010.328760.35140.328750.26010.1436跨3抬升量14.33225.80532.30533.96930.81822.7429.5045弹性0.14330.258050.323050.33970.30820.227420.09504由表可以看出，中间跨跨中节点弹性最大，靠近支柱弹性减小；吊弦1和7出的弹性很小是因为两端点处都固定了，所以那两点的刚度更大些。由此得到中跨的弹性不均匀度为：根据表4-2可得静态弹性曲线图4-4简链静态弹性曲线4.3弹性链形悬挂的静态弹性分析初始模型和简链一样，只是弹性吊索也水平布置；初始模型见下图：图4-5弹链初始模型找形后中间跨模型：图4-6找形后中间跨模型最后一次找形矢量图：图4-7最后一次找形位移矢量图表4-3三跨弹链各吊弦长度(m)1234567跨11.4241.17441.01960.959650.994431.2391.0384跨21.03191.10480.962810.915490.962821.10481.0319跨31.03841.2390.994410.959651.01971.17451.4241其中第一跨第7根，第二跨首末两根，第三跨第1根一共4根吊弦为悬挂在弹性吊索上的吊弦，长度分别为1.0384、1.0319、1.0319、1.0384m。由表可以得出以下结论：第一跨中间4号吊弦长度较小，由靠近支座处向跨中方向依次减少，但与弹性吊索相连接的7号吊弦长度要小于6号吊弦长度。其原因是连接弹性吊索刚度会比跨中小，因而接触线产生较大位移。中间跨的4号吊弦也较两端2，6号吊弦长度小，但2、6号大于与弹性吊索相连的1、7号吊弦。由于结构是对称的，相对于结构对称轴对称的节点位移值相同，因而首末两跨相对于结构对称轴距离相同的吊弦长度相等。弹链接触网的弹性吊索固定在悬挂点两侧的承力索上，在弹性吊索上固定有两根弹性吊弦来悬挂接触线。由于弹性吊索本身带有一定的张力，接触线、承力索及弹性吊索组成了一个平面汇交力系，使得弹链接触网吊弦长度不仅与本跨的接触网参数（结构高度，跨距长度，吊弦悬挂位置）有关，而且还与相邻跨的接触网参数有关。因此，弹链接触网吊弦长度需按整个锚段来进行计算更为准确。表4-4各吊弦点加F=100N的抬升力后的抬升量(mm)和弹性(mm/N)1234567跨1抬升量8.99621.70529.77933.47832.96128.26934.303弹性0.089960.217050.297790.334780.329610.282690.34303跨2抬升量34.40328.65934.10735.90134.10628.65734.403弹性0.344030.286590.341070.359010.341060.286570.34403跨2抬升量34.30428.2732.96133.47829.70221.7028.9963弹性0.343040.28270.329610.334780.297020.217020.0899其中，两定位点的抬升量依次为：36.919、36.92由于定位点没加约束，所以整个悬索，限位点处弹性最大。由表可以看出，最大位移处是中间跨的跨中，而最小位移处是末跨靠近支柱处，原因是靠近支柱处刚度明显比跨中大的得多。当结构为很多跨时，非首末两跨由于每跨两端设置弹性吊弦悬挂，使得跨与跨连接处刚度和跨中相差不多，这说明弹性吊索改善了支柱附近的弹性，让受电弓此处受的压力减小。由于首末两跨支柱节点处近似于简单链型悬挂，所以如果若忽略对该接触网的弹性不均匀系数的影响，合理的计算结果是取中间跨计算：可以看出弹性不均匀系数和简链相比大幅减小。图4-8弹链静态曲线图显然中间跨曲线曲率小于两边跨，对受电弓取流有利。但仍然不符合实际情况。以下做讨论。在定位点与承力索座添加弹簧单元后的弹性对比从上面的弹性静态曲线可以看出，在定位点处并不符合实际情况，下面我们将定位点与承力索座加上一弹簧单元Combin14来对定位点做一个限制，在APDL中再加入如下语句：ET,2,COMBIN14,,2R,5,3000；弹簧单元Combin14的是常数取3000，假如受电弓给定位点的最大抬力Fm=280N，允许的最大抬升量为91.98mm，得出常数数为280/0.0918=3048N/m，所以实常数取3000。加上限位弹簧后的找形最终图如下：图4-9简链定位点限制后找形图图4-10弹链定位点限制后找形图表4-5简单链形悬挂定位点加限制后的各点弹性1234567跨1抬升量(mm)9.501522.67730.62033.55131.56524.62412.562弹性(mm/N)0.0950150.22670.30620.33550.31560.24620.1256跨2抬升量(mm)12.58124.74531.91334.27931.91224.74312.578弹性(mm/N)0.12580.24740.31910.34270.31910.24740.1258跨2抬升量(mm)12.56524.62631.56633.55130.61922.6759.498弹性(mm/N)0.12560.24630.31560.33550.30620.22670.950其中两定位点的抬升量分别为：11.961、11.961表4-6弹性链形悬挂定位点加限制后的各点弹性1234567跨1抬升量(mm)9.381522.4830.52833.74332.2325.92624.542弹性(mm/N)0.09380.22480.30530.33740.32230.25930.2454跨2抬升量(mm)24.54226.34633.15035.38433.14926.34424.539弹性(mm/N)0.24540.26350.33150.35380.33150.26340.2454跨2抬升量(mm)24.41925.92832.23133.74330.52722.4789.3781弹性(mm/N)0.24420.25830.32230.33740.30530.22480.0938其中两定位点处的抬升量分别为18.186、18.186简链静态弹性曲线简链静态弹性曲线00.050.10.150.20.250.30.350.4050100150200吊弦点坐标（m）弹性值（mm/N）系列1a）b）图4-11简链a）、弹链b）静态弹性曲线对比由上图比较可知，弹性链形悬挂对支柱附近弹性的改善很明显。而且更接近实际情况。接触网的弹性及提高弹性的措施弹性链形悬挂接触网的不均匀系数明显小于简单链形悬挂接触网的不均匀系数，也就是说弹性链形悬挂接触网的静态弹性特性比较均匀，更有利于电力机车受电弓的受流。同时由于简单链形悬挂接触网的不均匀系数要比简单链形悬挂接触网的不均匀系数大得多，而且在两端支柱处接触网的刚度剧增，这就造成受电弓在通过支柱时产生较大的冲击力，受流的质量受到一定影响。由于弹链悬挂刚度较简单链型悬挂小，因此受相同力的作用下抬升量又较大，因而静态弹性较大，这样比较容易满足更高时速运行机车的受电弓对接触线提出的拥有较好的静态弹性和均匀性的要求。为了使接触悬挂具有良好的弹性，以使受电弓高质量地取流，从而提高电力机车的运行速度，就必须对与悬挂弹性有关的设备结构进行研究和改革。改善接触悬挂弹性及取流的条件有二：尽量使受电弓对接触线的压力不随受电弓的起伏波动而变化，这就需要从受电弓结构方面研究改进；是使受电弓沿接触线滑行时接触点的轨迹，尽可能地近于水平直线。如果要达到上述后一种条件的要求，就要尽量地减小接触线的驰度，改善接触悬挂的弹性性能，重点应在于提高定位点、分段分相、绝缘器、线岔等处的弹性，同时尽量使全线接触悬挂的弹性均匀一致。有条件的话可以采用双链形接触悬挂和其它复合链形悬挂(即具有弹性装置吊线的多链形悬挂)。改善张力自动补偿装置，研制新型补偿器结构以保证悬挂中线索的恒定张力；减轻接触悬挂(特别是接触线上)的集中重量，采用轻型零件；研制新型高强度的接触线以提高接触线和辅助绳索的张力等都是改善接触悬挂弹性的重要措施和手段。第5章锚段关节模型建立和弹性研究前几章主要在研究如何找形接触网悬挂的初始形状和弹性分布规律，因为在以后的弹性研究中，确定初始形状仍然是基础。在这一章中，我建立不等高悬挂的参数化模型，并对其进行弹性分析。在弹性分析的基础上，对锚段关节过渡跨的布置做一个探讨。5.1锚段关节接触网的一个基本划分就是锚段,而顺线路方向接触网相邻锚段之间是通过锚段关节衔接的。锚段关节的作用就是使受电弓平滑的从一锚段过渡到另一锚段。根据锚段所起的作用可分为电分段非绝缘锚段关节和电分段绝缘锚段关节：根据所含跨距数可分为三跨、四跨、五跨锚段关节。非绝缘锚段关节：仅起机械分段作用的锚段关节绝缘锚段关节：不仅起机械分段作用，同时又起同相电分段作用的锚段关节电分相绝缘锚段关节：带有中性嵌入，既起机械分段作用，又具有电分相得功能锚段关节过渡处有两组对称的悬挂，其中最重要的是接触悬挂的抬升量和拉出值的布置。对锚段关节而言，转换柱处下锚支接触线抬高小了，不能满足受电弓安全通过的要求；抬高大了，接触线坡度太大，不能满足受流质量要求。所以确定合适的抬高量对受电弓安全快速的通过十分的重要。下面我将对既有线改造，结合Re200c接触网锚段关节[12]的设计做些介绍。5.1.1锚段关节设计的基本要求(1)电力机车受电弓能够以规定的最大行车速度，顺利地通过锚段关节，即不间断地从一支接触悬挂过渡到另一支接触悬挂，这就要求下锚支接触线对工作支接触线有较大的升高。(2)为了受流状态良好，这就要求工作支接触线从工作支变化为下锚支时的坡度尽量小，又要求下锚支对工作支接触线有较小的升高。(3)支持定位装置能够实现。5.1.2Re200C锚段关节的一般要求接触线高度布置:Re200C锚段关节[14]不管是3跨还是4跨,也不管是绝缘锚段关节还是非绝缘锚段关节,转换柱处非工作支接触线抬高均为500mm(跨距在55m及以下时)或600mm(跨距在55m以上时)而我国接触网设计,绝缘锚段关节转换柱处非工作支接触线抬高量为450mm及以上,而非绝缘锚段关节转换柱处非工作支接触线抬高量通常只有200～250mm。拉出值布置：Re200C锚段关节接触线拉出值设计有以下特点:一是转换柱处非工作支接触线拉出值均设置在400mm以内二是拉出值布置始终满足每个定位器均处于受拉状态(Re200C要求任何情况下定位器受力不小于80N)。我国3跨非绝缘锚段关节除了转换柱处非工作支抬高量小外,拉出值布置与Re200C差异不大(稍有不同的是Re200C的两转换柱间两支接触悬挂间距为200mm,我国一般为100mm),3跨、4跨绝缘锚段关节转换柱处非工作支接触线拉出值布置与Re200C不同。我国5跨绝缘、非绝缘锚段关节接触线高度、跨距的布置与Re200C基本相同。5.1.3Re200C三跨锚段关节图5-1Re200C3跨绝缘锚段关节平面图图5-2我国3跨绝缘锚段关节平面图图5-2按设计值,尽管在每个转换柱处非工作支接触线都高于工作支接触线约450mm,但由于转换柱处非工作支拉出值大(若工作支拉出值200～300mm,绝缘距离500mm,非工作支拉出值为700～800mm),若运行中受电弓动态抬升量按100mm计算,则两转换柱间受电弓开始接触另一支接触线时,另一支接触线的拉出值可达500mm以上。在风偏(200mm左右)及受电弓水平晃动下,即使运行速度只有140km/h,受电弓水平摆动量最大也可达200mm,拉出值可达800mm以上,毫无疑问此时受电弓钻入非工作支接触线的可能性增加。实际在提速改造时,为降低两转换柱间接触线坡度,大多将隔断绝缘子改为截面直径小的有机绝缘子,转换柱处非工作支抬高量只有300～350mm,受电弓钻入非工作支接触线的可能性更大。据文献[21]介绍,为达到锚段关节两转换柱间接触线过渡平滑,锚段关节两转换柱间两支接触线采用过渡区域等高布置(图5-3a所示)或交叉点稍抬高布置(图5-3b所示,接触线抬高约为50mm左右)。我国目前尚未对此有特别规定,3跨绝缘锚段关节转换柱间两接触线布置如图5-3c,交叉点处接触线高度为450/2=225mm,接触线工作值坡度达到7‰及以上,这也就是造成3跨绝缘锚段关节处弓网压力增大的主要原因。但是,图5-2两转换柱间接触线若按图5-3布置,在有动态抬升的情况下,受电弓同时接触两支接触线的开始点靠近转换柱,此时另一支接触线拉出值更大,受电弓钻入非工作支接触线的可能性也就更大。图5-3锚段关节两转换柱间两接触线布置示意图比照上述分析办法,由于Re200C3跨非绝缘锚段关节两转换柱处的非工作支接触线高于工作支接触线500mm及以上,同样提高了受电弓通过时的安全可靠性。5.1.4Re200C四跨锚段关节Re200C4跨绝缘锚段关节布置方式如图5-4所示。图5-4中2#、4#转换柱处,不论是工作支还是非工作支,接触线拉出值均按小于500mm布置。由于转换柱处非工作支接触线高于工作支500mm,接触线是在2#～4#支柱间过渡,可以确保受电弓在锚段关节范围内不至于钻入接触线非工作支。图5-4Re200C4跨锚段关节平面图我国4跨绝缘锚段关节布置方式通常如图5-5所示。存在以下问题:一是同3跨绝缘关节一样,由于2#～3#和3#～4#支柱间非工作支支接触线拉出值大,容易造成受电弓钻入非工作支接触线；二是3#中心柱两支定位器实际并未处于受拉状态,接触网稳定性差,定位器质量使该支柱处硬点加大。图5-5我国4跨锚段关节平面图5.1.5Re200C五跨锚段关节Re200C5跨非绝缘、绝缘锚段关节布置方式分别如图5-6、图5-7所示。由于3#、4#转换柱处非工作支接触线均按高于工作支150mm,2#、5#转换柱处非工作支接触线按高于工作支500mm设计,接触线转换在3#和4#支柱间完成,只要2#～3#、4#～5#间非工作支接触线不出现大的弛度,2#、5#转换柱处的非工作支拉出值大小已不会影响受电弓动态运行安全(实际上Re200c设计采用的最大值达850mm)。我国5跨锚段关节与其基本相同,不再赘述。图5-65跨非绝缘锚段关节图5-75跨绝缘锚段关节Re200C的3、4、5跨锚段关节两转换柱间接触线高度、转换柱处拉出值布置方式使得风偏和受电弓动态活动范围内,几乎不存在受电弓钻入非工作支接触线的可能性,增大了运行可靠性,值得我们借鉴。对比Re200C锚段关节的设计,我国既有电气化铁路3跨、4跨锚段关节跨距布置方式可以满足200km/h运行速度需要,不同的只是接触线高度和拉出值布置方式。也就是说,我国既有线已采用的3跨、4跨锚段关节稍加改造,即可满足列车200km/h运行速度的需要。5.2不等高悬挂的弹性研究下面建立单跨不等高悬挂有限元模型，观察悬挂抬高对弹性有何影响。所有参数和上一章等高悬挂一样。图5-8单跨不等高悬挂表5-2不同抬高各吊弦点在F=100N力的作用下的抬高量(mm)1234567H=0m9.3721．76028.76931.03328.76821.7609.3669H=0.2m9.3621.75728.76831.03328.77021.7609.368H=0.5m9.366921.75428.76531.03228.77121.7629.368H=0.8m9.3621.74928.76131.03128.77221.7649.3709由表可以看出，对单跨而言，尽管悬挂整体抬高，但对各点的弹性几乎没有什么影响；可以猜想，对多跨而言，抬高对悬挂弹性影响不大，如有影响可能对定位点附近应该有些影响，下面研究三跨锚段关节过渡跨的弹性。5.3三跨锚段关节的有限元模型和弹性研究由于锚段关节过渡跨的两组悬挂是对称的，我们只建立一组悬挂来做弹性分析。先考虑拉出值，且由非工作支过渡到工作支时由简链到弹链过渡。下面所有分析，在求弹性时，所加的抬升力均为F=100N。表5-3输入参数资料接触线承力索吊弦弹性吊弦线性材料CTMH150JTMH120BzII10BzII35截面积(mm)150116.999.6235线材密度(kg/m)1.3501.0650.08900.310弹性模量(Pa)1.21.21.21.2泊松比0.330.330.330.33线索张力(kN)2721--3.5初始应力0.1490060.1495850.10.8333吊弦根数(根)7第一吊弦间距(m)5结构高度(m)1.6跨距(m)60转换柱处非支的抬升量（mm）0.2弹性吊弦长度（m）18三跨锚段关节模型如下图：图5-9三跨锚段关节有限元模型（Y方向放大20倍）表5-4定位点不约束的各点抬升量(mm)和弹性(mm/N)定位点1234567定位点跨1抬升量9.246818.45424.20326.58425.64121.36913.74118.396弹性0.092460.18450.24200.26540.25640.21360.13740.1839跨2抬升量18.39613.94622.13427.33629.62429.04325.29532.32435.00弹性0.18390.13940.22130.27330.29620.29040.25290.32320.35跨2抬升量35.0032.14225.15328.15828.12325.02318.7919.318弹性0.350.32140.25150.28150.28120.25020.18790.0932由表可以看出，中间跨定位点出的抬升量最大，其次是与定位点相近的与弹性吊索相连的节点抬升量较大，甚至比跨中位移都大；为什么会出现这样的情况呢，原因在于，弹性吊索改善了支柱附近的弹性，使附近刚度减小；由于我们在建模时对定位点没有加约束，而实际情况是，由于定位装置的影响，支柱处的弹性应该小于跨中弹性，所以会出现定位点附近弹性会大于跨中节点的弹性。但从弹性吊索改善接触网的弹性方面看，对定位点开放约束，其引起的作用跟显而易见些。如果要精确的求解模型，可以用一个连接承力索座和定位器的非线性弹簧单元，在限定的位移范围内，刚度很小，不影响位移，超过限定的位移，则有很大的抗压能力。由上表可得跨中弹性不均匀度为39.72%；下面我们将定位点与承力索座加弹簧单元，其他条件不变，看看各点抬升量如何变化。表5-5定位点限制的各点抬升量(mm)和弹性(mm/N)定位点1234567定位点跨1抬升量9.36021.09828.20230.83129.05522.84312.08711.278弹性0.09360.21100.28200.30830.29050.22840.12090.1128跨2抬升量11.27812.11423.03729.61131.97130.17824.19123.12916.812弹性0.11280.12110.23040.29610.3197030180.24190.23130.1681跨2抬升量16.81223.10824.08929.87831.33028.46621.2069.3821弹性0.16810.23110.24090.29880.31330.28470.21210.9382由表可以看出，中间跨中间节点的弹性最大，然后向两边减小；由于我们在定位点出加了弹簧单元，所以整个弹性规律更符合实际情况，即中间大，两边小。在我们做过渡跨弹性不均匀度时，我们最重要的是看过渡跨后半跨的弹性均匀程度，因为，后半跨受电弓才接触接触线。所以，我们做弹性不均匀度时以过渡跨后半跨和下一跨前半跨来算。由表得弹性不均匀度为：31.07%。以下所有的分析都是在定位点处加上弹簧单元限制后分析得出的。转换柱处非支抬高量对过度跨的弹性影响表5-6不同抬高的抬升量(mm)和弹性(mm/N)比较4567定位点1234H=0m抬升量30.44828.38622.11319.61712.37119.65722.18028.3630.185弹性0.30450.28390.22110.19620.12370.19660.22180.28360.3019H=0.1m抬升量31.69729.63123.37021.49314.64721.41623.12229.09030.721弹性0.31700.29630.23370.21490.14650.21420.23120.29090.3072H=0.2m抬升量31.97130.17824.19123.12916.81223.10824.08929.87831.330弹性0.31970.30180.24190.23130.16810.23110.24090.29880.3133H=0.3抬升量32.25530.73525.02424.75418.97324.78725.06830.67631.676弹性0.32260.30740.25020.24750.18970.24790.25070.30680.3168H=0.5m抬升量32.85231.88526.72827.94823.27228.09027.06432.30433.213弹性0.32850.3188026730.27950.23270.28090.27060.32300.3321由表5-6可以看出，非支抬高后，过渡跨各点的弹性有所增加，分别计算其弹性不均匀度为：42.21%、32.738%、17.60%，由此可见，抬高量越高，弹性不均匀度越小；从表中数据对比可以看出，跨中弹性变化量并不是太大，主要是定位点附近的弹性随抬高而增大。非支抬高，必然会导致受电弓过渡时同时接触两支的长度减小，要保证受电弓平滑过渡，和良好的受流质量，我们就要尽量保证过渡时同时接触两支的长度，即减小抬高量，但同时弹性不均匀度又增大了；所以我们要取一个合适的非支抬高量来保证过渡长度和悬挂的弹性不均匀度。图5-10非支不同抬高量的弹性比较跨距和吊弦间距对过渡跨弹性的影响表5-7不同跨距的抬升量(mm)和弹性(mm/N)比较4567定位点123450m抬升量27.46826.18021.68022.31516.85222.25721.49825.76126.686弹性0.27470.26180.21680.22320.16850.22260.21500.25760.266960m抬升量31.97130.17824.19123.12916.81223.10824.08929.87831.330弹性0.31970.30180.24190.23130.16810.23110.24090.29880.313370m抬升量36.48834.20926.76623.86716.96523.86626.72934.01135.970弹性0.36490.3421026770.23870.16960.23870.26730.34010.3597图5-11不同跨距对弹性的影响分析表5-7，可得三者的弹性不均度，分别为25.37%、32.738%、36.523%，即依跨距的增加，弹性不均匀度也增加。所以，如果在其它参数不变的情况下，要降低过渡跨的弹性不均匀度，可以适当减小跨距值。由表还可以得出，对应点的弹性也是增加的。但定位点附近弹性增加不明显，主要是增加了跨中附近的弹性。表5-8不同吊弦根数的抬升量(mm)和弹性(mm/N)比较4567定位点12346根抬升量41.47535.80128.82524.30817.15924.30728.76935.49840.980弹性0.41470.38500.28820.24310.17160.24310.28770.35500.40987根抬升量31.97130.17824.19123.12916.81223.10824.08929.87831.330弹性0.31970.30180.24190.23130.16810.23110.24090.29880.31338根抬升量39.97836.09432.53425.13023.40316.779（定位点）23.40325.10432.396弹性0.39980.36090.32530.25130.23400.16780.23400.25100.3240由表5-6分析得：6根、7根及8根吊弦布置时对应的弹性不均匀度分别为41.47%，32.738%，40.87%，对应的跨中弹性为0.4147 、0.3197、0.3998，如果按计算跨中弹性的公式分析，相同的接触线和承力索张力在相同的悬挂方式下以相同跨距布置的接触网系统，应有相同的跨中弹性。而从表5-6的数据看来，吊弦布置对接触悬挂的弹性和弹性不均匀度是有影响的。并且有意思的是，对于奇数根吊弦，其跨中的弹性比偶数根吊弦的弹性要小，并且整个接触网系统的弹性不均匀度也低些。这就为我们布置接触网系统时提供了一些有意义的分析数据，可以考虑在布置接触网系统时优先考虑奇数根吊弦的布置方案。从表中可以看出，定位点附近的弹性变化仍然不大。接触线张力和承力索张力对过渡跨弹性的影响表5-9承力索张力变化时过渡跨抬升量(mm)和弹性(mm/N)比较4567定位点123427KN+21KN抬升量31.97130.17824.19123.12916.81223.10824.08929.87831.330弹性0.31970.30180.24190.23130.16810.23110.24090.9880.313327KN+18KN抬升量33.82831.96825.76324.05217.53524.03625.67631.37233.148弹性0.33830.31970.25760.24050.17540.24040.25680.31370.331527KN+15KN抬升量35.45633.48727.05324.67218.3024.67527.03333.26134.815弹性0.35460.33490.27050.24670.1830.24680.27030.33260.3482由表5-9可以看出：接触线张力保持不变，而承力索张力变化时，对各吊弦点的弹性是有影响。承力索张力越小，对应吊弦点的弹性就越大，但增大不是太明显