大半徑磁流變耦合輪軌橫向力的理論分析

大半徑磁流變耦合輪軌橫向力的理論分析

在傳統(tǒng)的直線轉(zhuǎn)向和獨立轉(zhuǎn)向車輛系統(tǒng)中，由于有一些薄弱，耦合轉(zhuǎn)向車輛的使用變得越來越重要。耦合輪對的優(yōu)勢在于它能夠在控制系統(tǒng)的作用下,根據(jù)線路的實際情況改變左右車輪的耦合程度,從而使車輛時刻保持較佳的運行狀態(tài)。作者在國內(nèi)外對耦合輪對研究的基礎(chǔ)上提出了一種新型的耦合輪對——磁流變耦合輪對。關(guān)于磁流變耦合輪對車輛的動力學(xué)性能,見文獻。分析發(fā)現(xiàn),磁流變耦合輪對的動力學(xué)性能確實比傳統(tǒng)固定輪對和獨立回轉(zhuǎn)車輪好。本文就是在此基礎(chǔ)上圍繞輪軌橫向力這一重要指標(biāo)來分析隨曲線半徑的變化轉(zhuǎn)向架前后輪對的耦合度作怎樣的調(diào)整才能更加有效地改善轉(zhuǎn)向架的曲線通過性能,以便為下一步磁流變耦合輪對控制系統(tǒng)的研究作理論準備。1橫向壓縮力的影響當(dāng)轉(zhuǎn)向架通過小半徑曲線,特別是發(fā)生輪緣接觸時,轉(zhuǎn)向架由緩和曲線進入圓曲線后,通常是前輪對向曲線外側(cè)橫移到純滾線的外側(cè),而后輪對向曲線內(nèi)側(cè)橫移到純滾線的內(nèi)側(cè),其受力情況如圖1(a)所示;當(dāng)轉(zhuǎn)向架通過大半徑曲線時,輪對可以避免輪緣接觸,轉(zhuǎn)向架由緩和曲線進入圓曲線后,通常前后輪對都橫移到純滾線的外側(cè),轉(zhuǎn)向架的受力情況如圖1(b)所示。根據(jù)達朗伯原理,轉(zhuǎn)向架在外力和慣性力的作用下應(yīng)保持力平衡和力矩平衡:TLy1+TRy1+TLy2+TRy2+NLy1+NRy1+NLy2+NRy2+FC+FS=0(1)Mxz1+Mxz2+Myz1+Myz2+MNLy1+MNRy1+MNLy2+MNRy2+MS=0(2)ΤLy1+ΤRy1+ΤLy2+ΤRy2+ΝLy1+ΝRy1+ΝLy2+ΝRy2+FC+FS=0(1)Μxz1+Μxz2+Μyz1+Μyz2+ΜΝLy1+ΜΝRy1+ΜΝLy2+ΜΝRy2+ΜS=0(2)式中,TLy1、TLy2、TRy1、TRy2分別為轉(zhuǎn)向架前后輪對左右車輪所受橫向蠕滑力的橫向分力;NLy1、NLy2、NRy1、NRy2分別為前后輪對左右車輪輪軌法向力的橫向分力;FC為轉(zhuǎn)向架受到的離心力;FS為車體對轉(zhuǎn)向架的橫向作用力;Mxz1、Mxz2為前后輪對的縱向蠕滑力產(chǎn)生的偏轉(zhuǎn)力矩;Myz1、Myz2為前后輪對的橫向蠕滑力相對于轉(zhuǎn)向架中心產(chǎn)生的偏轉(zhuǎn)力矩;MNLy1、MNRy1、MNLy2、MNLy2分別為前后輪對左右車輪輪軌法向力的橫向分力相對于轉(zhuǎn)向架中心產(chǎn)生的偏轉(zhuǎn)力矩;MS為作用在轉(zhuǎn)向架上的其它力矩。當(dāng)轉(zhuǎn)向架通過小半徑曲線且發(fā)生輪緣接觸時,輪緣力在輪軌橫向力中占主導(dǎo)地位,因此減小輪緣力成為改善曲線通過性能的重要目標(biāo)。如圖1(a)所示,輪緣力產(chǎn)生的偏轉(zhuǎn)力矩MNLy1為正,前輪對的縱向蠕滑力產(chǎn)生的偏轉(zhuǎn)力矩Mxz1亦為正,而后輪對的縱向蠕滑力產(chǎn)生的偏轉(zhuǎn)力矩Mxz2為負,由力矩平衡方程(2)和力平衡方程(1)可知,如果能增大前輪對的正偏轉(zhuǎn)力矩而減小后輪對的負偏轉(zhuǎn)力矩,輪緣力產(chǎn)生的偏轉(zhuǎn)力矩MNLy1便會減小,從而可減小輪緣力Fgy1,進而改善轉(zhuǎn)向架的曲線通過性能。磁流變耦合輪對恰好可實現(xiàn)這一要求,通過磁流變耦合器控制系統(tǒng),可使前輪對的耦合度變大,而使后輪對的耦合度變小,這樣便可增大前輪對的縱向蠕滑力矩Mxz1而減小后輪對縱向蠕滑力矩Mxz2,從而達到減小輪緣力的目的。當(dāng)轉(zhuǎn)向架通過大半徑曲線時,特別是輪軌僅發(fā)生踏面接觸而不發(fā)生輪緣接觸時,如圖1(b)所示,橫向蠕滑力在輪軌橫向力中占的比例相對變大。減小輪軌橫向力的主要目標(biāo)便集中在減小橫向蠕滑力上。前后輪對的縱向蠕滑力產(chǎn)生的偏轉(zhuǎn)力矩Mxz1、Mxz2皆為正,而前后輪對的橫向蠕滑力產(chǎn)生的偏轉(zhuǎn)力矩Myz1、Myz2皆為負,由力矩平衡方程(2)和力平衡方程(1)可知,如果減小前后輪對的縱向蠕滑力矩Mxz1、Mxz2,那么橫向蠕滑力矩Myz1、Myz2也會相應(yīng)地減小,從而可以減小橫向蠕滑力進而改善轉(zhuǎn)向架的曲線通過性能。磁流變耦合輪對可以通過減小前后輪對的耦合度來實現(xiàn)一種目標(biāo)。隨著曲線半徑的增大,導(dǎo)向輪對(前輪對)的橫移量逐漸減小,因此前輪對法向力的橫向分力會越來越小,這樣前輪對的輪軌橫向力會減小,但轉(zhuǎn)向架所受的橫向力必須滿足力平衡方程(1),因此后輪對的輪軌橫向力會增大,曲線半徑越大,這種趨勢越突出,以至于當(dāng)曲線半徑增大到一定程度后,后輪對的輪軌橫向力會大于前輪對的輪軌橫向力。輪軌橫向力是衡量曲線通過性能的一個重要指標(biāo),由于離心力的存在,輪軌橫向力是不可能消除的,改善轉(zhuǎn)向架曲線通過性能的辦法是盡量使前后輪對的輪軌橫向力大小相當(dāng)而不至于因某一輪對的輪軌橫向力過大造成對鋼軌的巨大破壞。磁流變耦合輪對轉(zhuǎn)向架可以根據(jù)需要靈活地調(diào)節(jié)前后輪對的耦合度,使前后輪對的輪軌橫向力分配更合理,以便更有效地改善轉(zhuǎn)向架的曲線通過性能。以上只是定性分析,通過不同半徑的曲線時,轉(zhuǎn)向架前后輪對的耦合度取多大其曲線通過性能才最佳?下面就結(jié)合數(shù)值仿真結(jié)果來進行具體的分析。2動態(tài)仿真的計算關(guān)于磁流變耦合輪對的動力學(xué)模型見文獻。本文直接轉(zhuǎn)入對磁流變耦合輪對轉(zhuǎn)向架輪軌橫向力的仿真分析。在進行曲線通過動態(tài)仿真計算時,采用了SY97846試驗車的參數(shù),線路模式是:直線(30m)——緩和曲線(100m)——圓曲線(100m)——緩和曲線(100m)——直線(70m),外軌超高h=0.1m。為了便于分析比較,車輛在各種半徑曲線上的運行速度一律根據(jù)超高不足量為0.1m(未平衡離心加速度為0.066g)來計算確定。2.1輪對耦合模式的影響根據(jù)前后輪對耦合度的不同,耦合輪對轉(zhuǎn)向架可以有無數(shù)種組合模式。獨立車輪(其耦合度Cθ=0)和傳統(tǒng)固定輪對(其耦合度Cθ=∞)只是耦合輪對的兩種特殊情況。本文選擇的轉(zhuǎn)向架組合模式為前輪對的耦合度Cθ1=40kN·m·s/rad,后輪對的耦合度Cθ2=0,以此來分析曲線半徑對輪軌橫向力的影響規(guī)律。該種轉(zhuǎn)向架在不同曲線半徑上的輪軌橫向力的分布情況見圖2。從圖2中可以看出,在小半徑曲線上轉(zhuǎn)向架前輪對的輪軌橫向力大于后輪對的輪軌橫向力;在大半徑曲線上前輪對的輪軌橫向力小于后輪對的輪軌橫向力。隨著曲線半徑的增大,前輪對的輪軌橫向力會逐漸變小而后輪對的輪軌橫向力會逐漸變大,這和前面的理論分析是吻合的。從圖2還可看出,當(dāng)曲線半徑R=600m～800m時,該種轉(zhuǎn)向架組合模式前后輪對的輪軌橫向力的差距較小,而在其它半徑曲線上輪軌橫向力的差距較大。也就是說,該種轉(zhuǎn)向架輪對耦合模式對中等半徑曲線比較合適,而對于其它半徑曲線該種模式轉(zhuǎn)向架的曲線通過性能并不理想。隨著曲線半徑的變化轉(zhuǎn)向架前后輪對的耦合度該如何調(diào)整?下面再作進一步分析。2.2車輪對耦合的輪軌橫向力為了找出前后輪對耦合度對輪軌橫向力的影響規(guī)律,本文在分析轉(zhuǎn)向架前輪對的耦合度對輪軌橫向力的影響規(guī)律時,假設(shè)后輪對的耦合度為0;在分析后輪對的耦合度輪對輪軌橫向力的影響規(guī)律時,假設(shè)前輪對的耦合度為0。在圖3的橫坐標(biāo)中,正值表示前輪對的耦合度Cθ1,負值表示后輪對的耦合度Cθ2,縱坐標(biāo)表示圓曲線上的平均輪軌橫向力。從圖3可以看出,在較小半徑曲線上,如圖中的(a)和(b),隨著前輪對耦合度的增大,前后輪對的輪軌橫向力的差距逐漸變小;隨著后輪對耦合度的增大,前后輪對的輪軌橫向力的差距逐漸增大,無論轉(zhuǎn)向架前后輪對的耦合度取多大,前輪對的輪軌橫向力都大于后輪對的輪軌橫向力。在中等半徑的曲線上,如圖中的(c)和(d),當(dāng)后輪對耦合而前輪對獨立(即圖中的橫坐標(biāo)為負)時,前輪對的輪軌橫向力大于后輪對的輪軌橫向力,隨著后輪對耦合度的增大,前后輪對的輪軌橫向力的差距越來越小;當(dāng)前輪對耦合而后輪對獨立(即圖中的橫坐標(biāo)為正)時,前輪對的輪軌橫向力在低耦合度時大于后輪對的輪軌橫向力,而在高耦合度時小于后輪對的輪軌橫向力,因此前后輪對的輪軌橫向力曲線必然在某一耦合度下相交,交點的耦合度就是該半徑曲線上的最佳耦合度(單就輪軌橫向力這一指標(biāo)來說)。在較大半徑曲線上,如圖中的(e)和(f),前輪對的輪軌橫向力都小于后輪對的輪軌橫向力,無論前輪對耦合還是后輪對耦合,都將在某一較小的耦合度下,前后輪對的輪軌橫向力曲線相交。也就是說,在大半徑曲線上轉(zhuǎn)向架前后輪對的耦合度都不宜過大。還可發(fā)現(xiàn),前輪對耦合而后輪對獨立的模式普遍比前輪對獨立而后輪對耦合的模式轉(zhuǎn)向架最大輪軌橫向力要小。因此,在設(shè)計與研制磁流變耦合輪對控制系統(tǒng)時,轉(zhuǎn)向架前輪對耦合而后輪對獨立的模式應(yīng)為首選。2.3輪軌橫向力仿真以下圍繞輪軌橫向力這一動力學(xué)性能指標(biāo)來討論輪對耦合度的優(yōu)化。在各種半徑曲線上,轉(zhuǎn)向架前后輪對的輪軌橫向力越接近,對鋼軌的破壞作用越小,曲線通過性能越好,所以目標(biāo)函數(shù)取為f(Cθ1,Cθ2,R)=min(|Fy1?Fy2|)(3)f(Cθ1,Cθ2,R)=min(|Fy1-Fy2|)(3)式中,Fy1、Fy2為轉(zhuǎn)向架前后輪對的輪軌橫向力;Cθ1、Cθ2為前后輪對的耦合度,R為曲線半徑。本文主要考察轉(zhuǎn)向架前后輪對耦合度分別對輪軌橫向力的影響,所以式(3)的目標(biāo)函數(shù)可進一步改寫為:前輪對f(Cθ1,0,R)=min(|Fy1?Fy2|)(4)f(Cθ1,0,R)=min(|Fy1-Fy2|)(4)后輪對f(0,Cθ2,R)=min(|Fy1?Fy2|)(5)f(0,Cθ2,R)=min(|Fy1-Fy2|)(5)轉(zhuǎn)向架前后輪對的耦合度在各種半徑曲線上的優(yōu)化結(jié)果見圖4。從圖4(a)中可以看出,對于前輪對耦合而后輪對獨立模式的轉(zhuǎn)向架,在小半徑曲線上,前輪對的耦合度應(yīng)取大,隨著曲線半徑的增大,前輪對的耦合度應(yīng)越來越小。從圖4(b)中可以看出,對于前輪對獨立而后輪對耦合模式的轉(zhuǎn)向架,在小半徑曲線和較大半徑曲線上,后輪對的耦合度應(yīng)取小,在中等半徑曲線上,后輪對的耦合度應(yīng)取大。這個優(yōu)化仿真結(jié)果和前面的理論分析基本上是吻合的。比較圖4(a)和圖4(b)可以看出,后輪對耦合前輪對獨立模式的轉(zhuǎn)向架的控制難度更大一些。因此,無論從控制的效果還是控制的難易程度來講,轉(zhuǎn)向架前輪對耦合后輪對獨立的模式都是最佳選擇。3磁流變耦合輪對輪軌橫向力的影響分析發(fā)現(xiàn),在不同半徑的曲線上,通過適當(dāng)改變轉(zhuǎn)向架前后輪對的縱向蠕滑力,可以使前后輪對的輪軌橫向力更加匹配。傳統(tǒng)固定輪對和獨立回轉(zhuǎn)車輪都不能人為地改變輪對的縱向蠕滑力,而磁流變耦合輪對可以根據(jù)需要