羅湘萍 徐 旻 田師嶠 張文超

(同濟(jì)大學(xué)鐵道與城市軌道交通研究院，201804，上海//第一作者，副教授)

0 引言

傳統(tǒng)轉(zhuǎn)向架的驅(qū)動(dòng)電機(jī)選用異步交流電機(jī)，但異步交流電機(jī)的輸出特性無法滿足輪對低轉(zhuǎn)速、高轉(zhuǎn)矩的特點(diǎn)，需通過傳動(dòng)齒輪加以調(diào)整，從而引發(fā)驅(qū)動(dòng)裝置重量增加、齒輪傳動(dòng)噪聲和能量損耗等一系列問題。

永磁同步電機(jī)直接驅(qū)動(dòng)型轉(zhuǎn)向架舍棄了傳統(tǒng)轉(zhuǎn)向架上電機(jī)和輪對之間的傳動(dòng)部件，直接將電機(jī)輸出的力矩傳遞給車輪或車軸[1]。相對于傳統(tǒng)的齒輪傳動(dòng)轉(zhuǎn)向架，動(dòng)力驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)更加簡單，重量更輕，可取消變速箱，減少效率損失，降低維護(hù)量和傳動(dòng)噪音。同時(shí)，永磁同步電機(jī)具有功率密度大、低速輸出轉(zhuǎn)矩大、效率高等優(yōu)點(diǎn)，因此將會(huì)逐步替代傳統(tǒng)異步交流電機(jī)，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)傳動(dòng)系統(tǒng)的升級。

永磁同步電機(jī)有多種懸掛模式，按照直驅(qū)技術(shù)模式可分為永磁同步電機(jī)架懸直驅(qū)和永磁同步電機(jī)軸懸直驅(qū)，前者采用獨(dú)立空心軸作為電機(jī)轉(zhuǎn)子，電機(jī)懸掛于構(gòu)架，車軸與轉(zhuǎn)子空心軸間采用彈性連接，其結(jié)構(gòu)圖如圖1所示[2]；后者采用車軸直接作為電機(jī)轉(zhuǎn)子的一部分，電機(jī)直接懸掛于車軸，其結(jié)構(gòu)圖如圖2所示[3]。目前，對于中低速的軌道車輛，國外主要采用軸懸直驅(qū)模式。而對于較高速的軌道車輛，多采用架懸直驅(qū)模式。本文的研究對象為適用于城市軌道交通系統(tǒng)的準(zhǔn)高速轉(zhuǎn)向架永磁同步電機(jī)架懸直驅(qū)結(jié)構(gòu)。

圖1 永磁同步電機(jī)架懸直驅(qū)結(jié)構(gòu)圖

永磁同步電機(jī)架懸直驅(qū)技術(shù)，要求輪對與電機(jī)空心軸間留有一定間隙，來適應(yīng)輪對與空心軸之間的動(dòng)態(tài)變位。對于城市軌道交通車輛，此動(dòng)態(tài)變位主要來自空重車變化下的一系彈簧垂向靜撓度改變量，軌道非線性病害沖擊，以及軌道隨機(jī)不平順激勵(lì)下的輪對和空心軸間動(dòng)態(tài)位移。因此，永磁同步電機(jī)架懸直驅(qū)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)面臨如下技術(shù)難點(diǎn)：如何實(shí)現(xiàn)永磁同步直驅(qū)電機(jī)和車軸的匹配，并使之在軌縫、道岔或軌道病害等非線性沖擊以及軌道隨機(jī)激勵(lì)下不互相干涉。

圖2 永磁同步電機(jī)軸懸直驅(qū)結(jié)構(gòu)圖

為解決上述技術(shù)難點(diǎn)，分別建立永磁直驅(qū)柔性構(gòu)架有限元瞬態(tài)響應(yīng)分析模型及整車動(dòng)力學(xué)模型，并提出架懸直驅(qū)結(jié)構(gòu)與驅(qū)動(dòng)軸間動(dòng)態(tài)間隙的干涉評判指標(biāo)，以此作為間隙大小設(shè)定的依據(jù)。

1 干涉性評判準(zhǔn)則

圖3為空心軸與車軸、電機(jī)外殼間隙示意圖。圖3中，Gd為空心軸與車軸以及空心軸與電機(jī)下部垂向間隙設(shè)計(jì)值，Gu為空心軸與車軸以及空心軸與電機(jī)上部垂向間隙設(shè)計(jì)值。

圖3 空心軸與車軸、電機(jī)外殼間隙示意圖

在下述兩種工況下，若Gd、Gu分別滿足式(1)、(2)的條件,則說明上述間隙值設(shè)計(jì)合理。

AW0(空載)工況：Gd≥Zi+Zr+S

(1)

AW3(超載)工況：Gu≥Zs+Zi+Zr+S

(2)

式中：

Zs——空重車一系彈簧垂向靜撓度變化值；

Zi——非線性沖擊下垂向動(dòng)態(tài)間隙變化值；

Zr——軌道隨機(jī)激勵(lì)下垂向動(dòng)態(tài)間隙變化值；

S——安全余量。

由式(1)可知，下部垂向間隙值未考慮空重車的變化量，其原因?yàn)槌鞘熊壍澜煌ㄜ囕v存在的空重車變化，致使一系撓度變化較大。故為充分利用有限的間隙空間，采用驅(qū)動(dòng)軸和空心軸內(nèi)間隙不對稱分布設(shè)計(jì)：AW0工況下，上部間隙較大，下部間隙較小，此時(shí)僅需確保驅(qū)動(dòng)軸與驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)下部不干涉；AW3工況下，因空重車變化，轉(zhuǎn)向架構(gòu)架下移，導(dǎo)致驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)下移，故此時(shí)上部間隙變小，下部間隙變大，這種狀態(tài)下僅需確保驅(qū)動(dòng)軸與驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)上部不干涉。

2 非線性瞬態(tài)響應(yīng)分析

2.1 非線性有限元沖擊模型的建立

轉(zhuǎn)向架運(yùn)行在軌道線路上時(shí)，軌道病害會(huì)造成輪軌沖擊，此沖擊力會(huì)導(dǎo)致電機(jī)與空心軸、空心軸與車軸間垂向動(dòng)態(tài)位移發(fā)生變化。這是一個(gè)強(qiáng)烈非線性的沖擊過程[4-7]，因此需要建立完整的永磁架懸直驅(qū)轉(zhuǎn)向架的有限元模型對其進(jìn)行分析，圖4所示為轉(zhuǎn)向架-軌道耦合系統(tǒng)FEA(有限元分析)模型。

圖4 轉(zhuǎn)向架-軌道耦合系統(tǒng)FEA模型圖

2.2 非線性沖擊計(jì)算工況

在上述模型中，車輛轉(zhuǎn)向架運(yùn)行速度為140 km/h。非線性沖擊子工況如表1所示。由表1中的5種子工況可排列出30個(gè)計(jì)算工況。例如，計(jì)算工況1：處于AW0狀態(tài)，左軌軌縫錯(cuò)牙(前矮后高)，右軌無病害；計(jì)算工況30：處于AW3狀態(tài)，左軌存在低接頭，右軌軌縫錯(cuò)牙(前高后矮)。

表1 非線性沖擊子工況

2.3 非線性沖擊工況計(jì)算結(jié)果

非線性沖擊工況均以空心軸與車軸/電機(jī)殼體垂向相對動(dòng)態(tài)位移的最大值為結(jié)果，其計(jì)算結(jié)果如表2所示。圖5所示為工況29和工況30下的空心軸與車軸和電機(jī)殼體垂向相對動(dòng)態(tài)位移隨時(shí)間變化曲線圖。

a) 工況29

b) 工況30

AW0工況向下最大動(dòng)撓度值/mm向上最大動(dòng)撓度值/mmAW3工況向下最大動(dòng)撓度值/mm向上最大動(dòng)撓度值/mm10.23.3160.14.725.95.2175.95.634.25.4183.96.647.07.1197.37.455.67.4206.38.067.96.4218.06.575.27.1225.87.687.96.1236.96.894.65.3244.85.5103.86.0253.86.2116.06.2265.05.2124.55.5274.16.8133.36.8284.26.6144.46.0294.26.4158.58.6308.78.0

AW0工況下，輪對與空心軸間下間隙小，故此時(shí)應(yīng)考察各沖擊工況的向下最大動(dòng)撓度值；AW3工況下，輪對與空心軸間上間隙小，故應(yīng)考察各沖擊工況的向上最大動(dòng)撓度值。

由表2可知:AW0工況下，向下最大動(dòng)撓度值為8.5 mm；AW3工況下，向上最大動(dòng)撓度值為8.0 mm，兩者較為接近。因?yàn)橛绍壍啦『σ鸬妮嗆壌瓜驔_擊力主要由簧下質(zhì)量決定，故由沖擊力引起的位移變化與車輛狀態(tài)AW0/AW3關(guān)系不大。

3 隨機(jī)響應(yīng)動(dòng)力學(xué)分析

利用Simpack建立配備永磁同步電機(jī)架懸直驅(qū)轉(zhuǎn)向架的整車動(dòng)力學(xué)模型，分析計(jì)算時(shí)，加入軌道不平順的影響，并分別考慮直線軌道與曲線軌道兩種計(jì)算工況。

隨機(jī)響應(yīng)動(dòng)力學(xué)分析以電機(jī)與車軸的垂向相對動(dòng)態(tài)位移為輸出結(jié)果，并取統(tǒng)計(jì)學(xué)中的3倍標(biāo)準(zhǔn)差，即3σ作為邊界值，各工況計(jì)算結(jié)果匯總?cè)绫?～4所示。

表3 直線軌道工況下的計(jì)算結(jié)果

表4 曲線軌道工況下的計(jì)算結(jié)果

由表3～4可知：垂向動(dòng)態(tài)相對位移隨著車輛運(yùn)行速度的增加而增大；曲線軌道工況下，線路扭曲引起電機(jī)與車軸間存在側(cè)滾偏角，此角度在驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)與車軸間附加了一定的垂向位移，故相同速度等級下，曲線軌道工況的動(dòng)態(tài)相對位移值較大。上述各工況下3σ最大值為11.7 mm。

4 干涉性評判

由上述非線性瞬態(tài)響應(yīng)分析及動(dòng)力學(xué)仿真結(jié)果可知，車輛在140 km/h的運(yùn)行速度范圍內(nèi)，非線性沖擊動(dòng)態(tài)間隙向上最大變化值Zi為8.0 mm，向下最大變化值Zi為8.5 mm，隨機(jī)響應(yīng)動(dòng)態(tài)間隙最大變化值Zr為11.7 mm?？罩剀囈幌奠o撓度變化Zs可由空重車載重變化及一系垂向剛度計(jì)算得到，其值為21.2 mm。

由干涉性評判標(biāo)準(zhǔn)可知，直驅(qū)機(jī)構(gòu)與驅(qū)動(dòng)軸上、下垂向間隙設(shè)計(jì)值Gu、Gd應(yīng)滿足：

Gd=19.7+S

(3)

Gu=41.4+S

(4)

考慮一定的安全余量，并圓整上述數(shù)據(jù)可得到：驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)中輪對與內(nèi)空心軸、內(nèi)空心軸與電機(jī)垂向上空隙設(shè)計(jì)值Gd定為50 mm，垂向下空隙設(shè)計(jì)值Gu定為30 mm，以此保證車輛運(yùn)行過程中直驅(qū)機(jī)構(gòu)與驅(qū)動(dòng)軸不發(fā)生干涉。

5 結(jié)語

本文基于非線性有限元沖擊模型、整車動(dòng)力學(xué)模型，分析了各工況下驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)與驅(qū)動(dòng)軸間垂向動(dòng)態(tài)相對位移的變化情況，完成了永磁同步電機(jī)架懸直驅(qū)機(jī)構(gòu)與驅(qū)動(dòng)軸的動(dòng)態(tài)匹配與間隙設(shè)計(jì)。驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)中輪對與內(nèi)空心軸、內(nèi)空心軸與電機(jī)垂向上空隙設(shè)計(jì)值Gd定為50 mm，垂向下空隙設(shè)計(jì)值Gu定為30 mm，以此確保轉(zhuǎn)向架運(yùn)行過程中驅(qū)動(dòng)機(jī)構(gòu)與驅(qū)動(dòng)軸不發(fā)生干涉，保證轉(zhuǎn)向架的運(yùn)行安全。本文研究結(jié)論可為永磁架懸直驅(qū)機(jī)構(gòu)的工程化運(yùn)用提供參考。