杜子學(xué)，鄔浩鑫，楊 震

(重慶交通大學(xué) 軌道交通研究院，重慶 400074)

重慶跨座式單軌3號線在雨雪天運營時，由于其采用了膠輪驅(qū)動[1]，在大坡度路面起步時走行輪會發(fā)生打滑，嚴(yán)重影響車輛行駛安全。與旋轉(zhuǎn)式電機不同，直線電機具有其獨特的驅(qū)動特點，其電磁推力可直接牽引車輛前進(jìn)，省去了傳統(tǒng)機械傳動機構(gòu)，且驅(qū)動車輛行駛時不受路面附著條件影響，在冰雪天車輛也能正常行駛。

最早在單軌上使用直線電機驅(qū)動系統(tǒng)的是莫斯科直線電機單軌列車。早在2003年莫斯科單軌列車已經(jīng)開始了走行試驗，其運行最高時速可達(dá)60 km/h，平均運行速度約40 km/h[2]。莫斯科單軌列車轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)特殊，其通過單獨的車輪承載電機定子質(zhì)量，通過車輪走行在感應(yīng)板上實現(xiàn)穩(wěn)定氣隙。由于一個直線電機定子只由前后兩個車輪承載，為保證直線電機氣隙，在軌道兩側(cè)采用頂軌式穩(wěn)定輪，從而實現(xiàn)了直線電機氣隙穩(wěn)定[3]。

但莫斯科直線電機單軌運量小，運營速度較低。為增大直線電機跨座式單軌運量，提高其運行速度，筆者采用了新式結(jié)構(gòu)，并運用動力學(xué)軟件分析了直線電機跨座式單軌車輛的曲線通過性能。

1 直線電機轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)

1.1 直線電機轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)設(shè)計

直線電機跨座式單軌車輛由轉(zhuǎn)向架和車體兩部分組成，其轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)與莫斯科直線電機單軌轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)有所不同，具體結(jié)構(gòu)如圖1。轉(zhuǎn)向架通過左右兩個空氣彈簧承載車體垂向力，通過Z字型中央牽引傳遞轉(zhuǎn)向架到車體的牽引力。一個轉(zhuǎn)向架包含4個走行輪、4個導(dǎo)向輪和2個穩(wěn)定輪，穩(wěn)定輪采用水平布置，其與莫斯科單軌單轉(zhuǎn)向架的4個垂直頂軌式穩(wěn)定輪不同。由于走行輪輪距較寬，為減少走行輪偏磨[4-5]，走行輪軸采用斷開式車軸，在左右走行輪軸設(shè)置普通對稱式錐齒輪差速器。

圖1 直線電機跨座式單軌轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)

直線電機跨座式單軌車輛與磁懸浮列車直線電機的氣隙保持方式不同，磁懸浮列車直線電機氣隙由磁懸浮系統(tǒng)保持，而直線電機跨座式單軌并不設(shè)置磁懸浮系統(tǒng)，而是將直線電機定子安裝在定子托架上，由支撐輪通過輪軌接觸保持氣隙(圖1)。直線電機定子安裝在轉(zhuǎn)向架下部的托架上[6-8]，托架由4個支撐輪承載質(zhì)量，其較莫斯科直線電機單軌單個轉(zhuǎn)向架增加了2個支撐輪，使托架姿態(tài)更加穩(wěn)定，其支撐輪采用裹有硫化橡膠的鋼輪。由于轉(zhuǎn)向架在車體載荷變化較大時垂向跳動劇烈，為保證轉(zhuǎn)向架垂向運動不影響直線電機氣隙穩(wěn)定性，采用Z字型中央牽引傳遞直線電機電磁推力，且支撐輪軸定位采用垂向無摩擦、無磨耗的圓錐式疊層橡膠定位。

1.2 直線電機結(jié)構(gòu)設(shè)計

筆者選擇單邊型短初級直線感應(yīng)電機，電機參數(shù)與電磁推力關(guān)系式[9]如式(1)：

(1)

式中：Ft為電機推力；2p為電機極數(shù)；τ為電機極距；lδ為初級鐵芯寬度；Kdp1為初級繞組的基波繞組系數(shù)；Bδ為磁負(fù)荷；Aδ為電負(fù)荷；ηs為電機同步效率；cosφ為功率因素。

在確定電機主要參數(shù)時考慮到電機工作環(huán)境主要為寒冷冰雪天，通風(fēng)散熱條件較好，且使用導(dǎo)磁基板，其電負(fù)荷和磁負(fù)荷均取較大值。根據(jù)設(shè)計條件，直線電機主要參數(shù)如表1。

表1 LIM參數(shù)

感應(yīng)板材質(zhì)和結(jié)構(gòu)形式不同會對電機推力和垂向力產(chǎn)生較大影響。根據(jù)材料和結(jié)構(gòu)與直線電機性能關(guān)系[10]，在采用同種結(jié)構(gòu)導(dǎo)磁基板情況下，采用鋁導(dǎo)電板時直線感應(yīng)電機推力均比采用銅導(dǎo)電板的直線感應(yīng)電機推力小。由于所需電機推力較大，筆者采用銅板與鋼基板焊接式感應(yīng)板，用螺栓將復(fù)合板固定在軌道梁上。因電機效率、功率因數(shù)、電流和吸引力受感應(yīng)板寬度的影響，在感應(yīng)板寬度大于360 mm時電機效率呈現(xiàn)飽和傾向，故設(shè)計感應(yīng)板寬度為360 mm[11]。

2 直線電機跨座式單軌動力學(xué)模型

2.1 車輛模型

筆者建立的直線電機跨座式單軌車輛動力學(xué)模型如圖2；模型共計66個自由度，模型部分部件自由度見表2。走行輪、支撐輪均采用輪胎力元模擬，導(dǎo)向輪和穩(wěn)定輪采用單邊接觸力模擬。由于直線電機電磁力與氣隙為非線性關(guān)系，建模時將直線電機橫向力與垂向力簡化為線性力元。

圖2 直線電機跨座式單軌動力學(xué)模型

表2 直線電機跨座式單軌車輛自由度

由于鋼輪外側(cè)采用硫化橡膠包裹，在支撐輪承載后，其橡膠受壓會發(fā)生變形，不同壓力情況，橡膠變形情況不同。電機直線行駛氣隙穩(wěn)定時氣隙設(shè)置為8 mm，對車輛在滿載工況下進(jìn)行多次仿真計算，支撐輪橡膠在滿載時有10.5 mm變形量，因此將電機初始?xì)庀对O(shè)為18.5 mm。

由圖1可看出：支撐輪行駛路面與走行路面不同。仿真時，參照重慶軌道交通總公司的加速度試驗曲線圖，選擇A級路面作為走行路面；因感應(yīng)板上平面較光滑，仿真時忽略支撐輪行駛路面的路面不平度。因筆者研究的為不同于莫斯科直線電機單軌的大運量直線電機跨座式單軌，故仿真計算時車體重量采用重慶跨座式單軌3號線滿載重量。

2.2 線路模型

由于目前缺乏直線電機跨座式單軌的線路模型，筆者結(jié)合莫斯科直線電機單軌的相關(guān)文獻(xiàn)，采用跨座式單軌線路計算模型得到直線電機跨座式單軌線路模型。

為更好地分析直線電機跨座式單軌車輛在曲線上行駛狀況，線路選用100 m半徑，根據(jù)跨座式單軌的線路超高率計算公式，得出在曲線通過速度10 m/s時，超高率為10.2%，如式(2)：

(2)

式中：α為超高角度；Vc為列車平均行駛速度；R為線路曲線半徑；g為重力加速度。

根據(jù)單軌車曲線限速。其超高、運行速度、最小曲線半徑的關(guān)系計算如式(3)：

V2=12.96(hmax+hqy)Rg

(3)

式中：V為通過曲線運行速度；hmax為允許最大超高，hmax=120 mm；hqy為允許最大欠超高，hqy=50 mm。

根據(jù)式(3)，可得出車輛在不同曲線半徑下的最高限速，如式(4)：

(4)

重慶軌道交通公司根據(jù)實際運行情況，對式(4)進(jìn)行適當(dāng)調(diào)整，將限速公式改為式(5)：

(5)

由此，計算得出直線電機跨座式單軌曲線超高率與曲線限速見表3。

表3 曲線超高率與曲線限速

3 曲線通過能力分析

3.1 曲線通過時受力分析

筆者對車輛以12 m/s行駛在100 m半徑曲線這一過程進(jìn)行仿真，其走行輪垂向力如圖3；走行輪減載率變化情況如圖4。車輛左側(cè)走行輪減載，右側(cè)走行輪增載，其輪重減載率最大為0.347，未出現(xiàn)輪重減載率大于0.6情況。

圖3 前轉(zhuǎn)向架走行輪垂向力

圖4 前后轉(zhuǎn)向架走行輪減載率

支撐輪受力如圖5，支撐輪減載率變化情況如圖6?？梢姰?dāng)車輛在彎道運行時，支撐輪左側(cè)減載右側(cè)增載，其輪重減載率最大為0.18，未出現(xiàn)輪重減載率大于0.6情況。其導(dǎo)向輪受力情況如圖7。在進(jìn)入彎道以后，前轉(zhuǎn)向架前右導(dǎo)向輪橫向力迅速變?yōu)?，后轉(zhuǎn)向架后右導(dǎo)向輪橫向力出現(xiàn)短暫為零情況，此時車輛已有脫軌趨勢[12-13]。

圖5 轉(zhuǎn)向架支撐輪垂向力

圖6 前后轉(zhuǎn)向架支撐輪減載率

圖7 前轉(zhuǎn)向架導(dǎo)向輪橫向力

3.2 曲線通過時側(cè)滾角分析

筆者以8，10，12 m/s這3種不同速度在曲線半徑為100 m的軌道上進(jìn)行仿真，不同速度下車體側(cè)滾角變化情況如圖8。由圖8可見：車輛在8 m/s時通過曲線時向彎道內(nèi)側(cè)傾斜；當(dāng)速度為10，12 m/s時，車體進(jìn)入彎道時往彎道內(nèi)側(cè)傾斜，之后開始往外側(cè)傾斜，然后車體開始擺動。車速為8 m/s時車體最大側(cè)傾角為0.015 8；車速為10 m/s時車體最大側(cè)傾角為0.010 4；車速為12 m/s時其最大側(cè)傾角為0.016 7。各速度下車體側(cè)傾角度均未超過機車設(shè)計中最大車體側(cè)滾角0.02 rad[14]。

圖8 各速度下車體側(cè)滾角

3.3 氣隙穩(wěn)定性分析

以12 m/s車速通過半徑100 m曲線時車輛前后電機的前左、前右、后左、后右的氣隙變化情況分別如圖9。在車輛進(jìn)入彎道時，左側(cè)支撐輪減載，右側(cè)支撐輪增載，電機左側(cè)氣隙增加，右側(cè)氣隙減少，支撐輪橡膠的變形使電機各個角氣隙不同。前后轉(zhuǎn)向架所帶電機氣隙最小處均在前右角，最小值分別為3.117，3.01 mm。以8 m/s車速通過半徑100 m彎道時車輛前后電機氣隙變化情況分別如圖10。氣隙變化情況與以限速行駛時類似，左側(cè)支撐輪減載，右側(cè)支撐輪增載，電機左側(cè)氣隙增加，右側(cè)氣隙減少。車輛通過曲線時電機各角氣隙并未超過仿真前幾秒振動時氣隙，前后轉(zhuǎn)向架電機最小氣隙均為3.25 mm。

圖9 轉(zhuǎn)向架電機氣隙(車速為12 m/s)

圖10 轉(zhuǎn)向架電機氣隙(車速為8 m/s)

4 結(jié) 論

筆者針對重慶跨座式單軌3號線在雨雪天運營時大坡度路面起步走行輪打滑問題，對直線電機跨座式單軌轉(zhuǎn)向架進(jìn)行了結(jié)構(gòu)設(shè)計，并通過動力學(xué)仿真進(jìn)行了分析驗證，得出如下結(jié)論：

1)車輛以限速通過100 m半徑彎道時，走行輪和支撐輪減載率未超過極限值，但前轉(zhuǎn)向架前右導(dǎo)向輪在過彎時橫向力為0，后轉(zhuǎn)向架后右導(dǎo)向輪橫向力出現(xiàn)短暫為零現(xiàn)象，此時車輛已有脫軌傾向。對比跨座式單軌車輛曲線限速，直線電機跨座式單軌應(yīng)適當(dāng)減小其通過小曲線半徑時的車速。

2)以3種速度對車輛進(jìn)行仿真發(fā)現(xiàn)：以10，12 m/s兩種速度過彎時，車體內(nèi)外擺動，雖然車體側(cè)傾角均未超過規(guī)定值，但在車輛通過曲線時其車體側(cè)傾角還需優(yōu)化。

3)通過對兩種不同車速下車輛通過曲線的仿真分析發(fā)現(xiàn)：當(dāng)車輛速度較低時，其通過曲線時最小氣隙不會超過仿真前幾秒振動時最小氣隙；當(dāng)車速較大時，車輛通過曲線時最小氣隙已低于仿真前幾秒振動時最小氣隙，但電機并未發(fā)生氣隙為零的情況，車輛氣隙穩(wěn)定性較好。