劉永強(qiáng), 楊紹普, 廖英英, 李 軍

(1.石家莊鐵道大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,石家莊 050043；2.石家莊鐵道大學(xué) 土木工程學(xué)院,石家莊 050043；3.河北省交通安全與控制重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,石家莊 050043)

一種新型半主動(dòng)協(xié)調(diào)控制對(duì)高速動(dòng)車組曲線通過性能的影響

劉永強(qiáng)1,3, 楊紹普1,3, 廖英英2,3, 李 軍1

(1.石家莊鐵道大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,石家莊 050043；2.石家莊鐵道大學(xué) 土木工程學(xué)院,石家莊 050043；3.河北省交通安全與控制重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,石家莊 050043)

針對(duì)二系橫向減振器和抗蛇行減振器在進(jìn)行單獨(dú)控制時(shí)出現(xiàn)的效果單一問題，提出了一種新型半主動(dòng)協(xié)調(diào)控制方法，可協(xié)調(diào)直線和曲線線路條件下的車輛綜合動(dòng)力學(xué)性能。建立300 km級(jí)高速動(dòng)車組的動(dòng)力學(xué)模型，其中二系橫向和抗蛇行減振器均進(jìn)行了參數(shù)化處理；構(gòu)建了橫向和抗蛇行減振器的半主動(dòng)控制模型，并模擬了動(dòng)車組通過曲線軌道時(shí)的真實(shí)工況。經(jīng)過仿真對(duì)比，發(fā)現(xiàn)單獨(dú)對(duì)橫向減振器施加半主動(dòng)控制時(shí)，雖然能有效提高平穩(wěn)性能，但會(huì)使安全性能惡化；而單獨(dú)對(duì)抗蛇行減振器進(jìn)行控制時(shí)，雖然使曲線通過性能提高，但會(huì)降低橫向平穩(wěn)性。有鑒于此，提出了一種針對(duì)橫向減振器和抗蛇行減振器的新型半主動(dòng)協(xié)調(diào)控制策略。經(jīng)過仿真分析，發(fā)現(xiàn)該新型協(xié)調(diào)控制策略可有效解決上述問題，保證列車在曲線通過時(shí)，在確保安全性能的同時(shí)具有良好的平穩(wěn)性能。

高速動(dòng)車組;半主動(dòng)控制;橫向減振器;抗蛇行減振器

高速客運(yùn)列車的振動(dòng)控制問題一直以來都受到關(guān)注，目前的研究中大多數(shù)都圍繞二系橫向減振器進(jìn)行列車的橫向振動(dòng)控制，如劉宏友等[1]基于天棚阻尼控制原理提出了一種阻尼連續(xù)可調(diào)的半主動(dòng)懸掛系統(tǒng)模型，并利用車輛動(dòng)力學(xué)仿真軟件UM進(jìn)行了仿真研究。李廣軍等[2]利用17自由度列車模型研究了一種變論域模糊控制策略，并應(yīng)用于列車橫向減振器的控制。這些研究關(guān)注的重點(diǎn)是控制策略對(duì)乘坐舒適性和運(yùn)行平穩(wěn)性的影響，而忽視了對(duì)其他性能，特別是安全性的影響[3-6]。

在抗蛇行減振器的相關(guān)研究中，主要關(guān)注的熱點(diǎn)是減振器的參數(shù)優(yōu)化、對(duì)列車性能的影響等，如Wang等[7]研究了一種抗蛇行減振器的 參數(shù)變化對(duì)列車動(dòng)力學(xué)性能的影響情況。何遠(yuǎn)等[8]利用SIMPACK軟件研究了抗蛇行減振器的串聯(lián)剛度對(duì)高速動(dòng)車組運(yùn)行穩(wěn)定性的影響。研究中較少涉及半主動(dòng)控制問題。文獻(xiàn)[9]提出了一種抗蛇行的半主動(dòng)控制策略，但也只關(guān)注于對(duì)曲線通過性能的影響情況。

本文針對(duì)二系橫向減振器和抗蛇行減振器單獨(dú)施加半主動(dòng)控制時(shí)產(chǎn)生的性能單一問題，提出了一種新型的半主動(dòng)協(xié)調(diào)控制策略，并進(jìn)行真實(shí)曲線通過工況的模擬，驗(yàn)證該控制策略的有效性。

1 建 模

利用鐵道車輛的多體動(dòng)力學(xué)軟件VI-Rail建立了單節(jié)車的動(dòng)車組車輛模型，建模對(duì)象為空車狀態(tài)下的某型300 km級(jí)動(dòng)車組拖車車輛。模型包括車體、構(gòu)架、輪對(duì)、軸箱、懸掛系統(tǒng)、橫向止擋、軸箱定位裝置等，其中懸掛系統(tǒng)、橫向止擋和軸箱定位裝置等均考慮了具有非線性特性的彈簧、阻尼器或彈性襯套等。所建模型共有18個(gè)實(shí)體部件和38個(gè)彈性部件，模型共有58個(gè)自由度，含車體、構(gòu)架和輪對(duì)的沉浮、橫移、伸縮、點(diǎn)頭、搖頭、側(cè)滾等運(yùn)動(dòng)，以及其他部件的受限運(yùn)動(dòng)。按照文獻(xiàn)[10-11]中的運(yùn)動(dòng)穩(wěn)定性試驗(yàn)方法，對(duì)模型進(jìn)行穩(wěn)定性仿真，計(jì)算出該模型的非線性臨界速度為587.5 km/h，如圖1所示。該值比較接近實(shí)際，從而驗(yàn)證了該模型的有效性。

圖1 單車拖車模型非線性臨界速度Fig.1 Nonlinear critical speed of single trailer vehicle model

將二系橫向減振器和抗蛇行減振器模型進(jìn)行參數(shù)化處理，并利用Matlab/Simulink設(shè)計(jì)協(xié)調(diào)控制策略。利用VI-Rail和Matlab/Simulink之間的聯(lián)合仿真接口搭建仿真模型，如圖2所示。模型懸掛系統(tǒng)的主要技術(shù)參數(shù)如表1所示，其他參數(shù)參見文獻(xiàn)[12]。

圖2 仿真模型結(jié)構(gòu)Fig.2 The construction of simulated model

對(duì)系統(tǒng)的二系懸掛系統(tǒng)進(jìn)行參數(shù)化建模，將二系橫向和抗蛇行減振器的阻尼系數(shù)均考慮成狀態(tài)變量相關(guān)的形式，如式(1)所示。

(1)

表1 動(dòng)車組懸掛系統(tǒng)主要參數(shù)Tab.1 The main parameters of EMUs suspension system

橫向和抗蛇行減振器在轉(zhuǎn)向架中的位置如圖3所示。

圖3 橫向減振器與抗蛇行減振器的位置Fig.3 The location of lateral dampers and yaw dampers in bogie

2 半主動(dòng)控制策略設(shè)計(jì)

2.1橫向減振器的控制

文獻(xiàn)[13]對(duì)橫向減振器進(jìn)行半主動(dòng)控制，控制策略采用天棚阻尼控制，如式(2)所示。

(2)

式中，fsky為天棚減振器輸出的阻尼力，表達(dá)式如式(3)所示。

(3)

fMR max和fMR min分別為減振器所能輸出的最大和最小阻尼力，其公式如式(4)所示。

(4)

本文采用的橫向減振器最大阻尼系數(shù)cMR max=18 000 N·s·m-1，最小阻尼系數(shù)cMR min=6 000 N·s·m-1。

2.2抗蛇行減振器的控制

劉永強(qiáng)等對(duì)抗蛇行減振器進(jìn)行半主動(dòng)控制，采用“開關(guān)”式控制策略，在直線軌道和曲線軌道上采用不同的阻尼系數(shù)，控制策略如式(5)。

(5)

式中:cmax和cmin分別為抗蛇行減振器所能提供的最大和最小阻尼系數(shù)，本文采用的減振器取值為cmax=175 000 N·s·m-1，cmin=13 200 N·s·m-1；z為動(dòng)車組通過曲線軌道時(shí)車體兩側(cè)高度差，可通過在車體兩側(cè)各加裝一個(gè)直線位移傳感器獲得，測(cè)量示意圖如圖4所示；Δz為判斷直線或曲線軌道的車體兩側(cè)高度差的標(biāo)準(zhǔn)值，該值可通過仿真測(cè)試獲得。

圖4 車體兩側(cè)高度差示意圖Fig.4 The sketch of height difference on both sides of the carbody

2.3新型橫向-抗蛇行減振器協(xié)調(diào)控制策略

如果將橫向減振器和抗蛇行減振器同時(shí)施加于動(dòng)車組列車中，需要設(shè)計(jì)專門的控制策略。其中，橫向減振器仍舊采用式(2)所示的控制策略。

對(duì)于抗蛇行減振器的控制，可按照天棚阻尼的原理進(jìn)行設(shè)計(jì)：假設(shè)存在一個(gè)虛擬的“天棚”，在車體與“天棚”之間沿車體方向安裝一個(gè)減振器，用于抑制車體的搖頭運(yùn)動(dòng)，如圖5所示。

圖5中的減振器在實(shí)際中是不存在的，需要在車體和構(gòu)架之間設(shè)置，即抗蛇行減振器。為了保證轉(zhuǎn)向架的運(yùn)動(dòng)穩(wěn)定性，就必須依賴車體，通過車體對(duì)構(gòu)架的蛇行運(yùn)動(dòng)約束，來保證轉(zhuǎn)向架的運(yùn)動(dòng)穩(wěn)定性，其途徑主要通過抗蛇行減振器來實(shí)現(xiàn)[14]?？股咝袦p振器的參數(shù)對(duì)列車運(yùn)動(dòng)穩(wěn)定性的影響很大[15]。

圖5 虛擬“天棚”抗蛇行減振器示意圖Fig.5 The diagram of sky-hook yaw damper

根據(jù)式(5)所示的切換條件，將天棚阻尼控制的概念引入抗蛇行減振器的控制中，將抗蛇行減振器的控制策略設(shè)計(jì)成如式(6)所示的形式。

(6)

最終的控制系統(tǒng)，可實(shí)現(xiàn)在直線線路上只執(zhí)行式(2)所示的橫向減振器的半主動(dòng)控制；在曲線線路上，既執(zhí)行橫向減振器半主動(dòng)控制，又執(zhí)行式(6)所示的抗蛇行半主動(dòng)控制。系統(tǒng)整體控制示意圖如圖6所示，其中SLD(Semi-active Lateral Damper)表示橫向減振器半主動(dòng)控制，SYD(Semi-active Yaw Damper)表示抗蛇行半主動(dòng)控制。

圖6 系統(tǒng)整體控制示意圖Fig.6 The sketch of whole control system

3 動(dòng)力學(xué)仿真分析

3.1仿真工況

為對(duì)比半主動(dòng)控制的效果，對(duì)動(dòng)車組車輛模型進(jìn)行半主動(dòng)控制。曲線線路設(shè)計(jì)為：首先經(jīng)過950 m的直線段，沿緩和曲線行駛至1 190 m的位置，然后在曲線半徑為7 000 m，軌道超高為150 mm的曲線上行駛到2 630 m，接著再經(jīng)過緩和曲線至2 890 m，最后在直線段內(nèi)行駛至4 000 m處。采用德國(guó)高干擾譜激勵(lì)，運(yùn)行速度分別為200 km/h、220 km/h、240 km/h、260 km/h、280 km/h和300 km/h。仿真時(shí)長(zhǎng)50 s，步長(zhǎng)0.001 s。

橫向減振器天棚阻尼系數(shù)c0按表1取為58 800 N·s·m-1，車體兩側(cè)高度差閾值Δz經(jīng)仿真測(cè)試設(shè)置為0.01 m，計(jì)算方法參見文獻(xiàn)[9]。

3.2仿真結(jié)果分析

單獨(dú)對(duì)橫向減振器施加半主動(dòng)控制(SLD控制)后，對(duì)動(dòng)車組模型進(jìn)行仿真，圖7為200 km/h速度時(shí)被動(dòng)懸掛和SLD控制下車體橫向加速度的時(shí)域曲線，其他速度等級(jí)仿真結(jié)果不再贅述。

(a) 被動(dòng)懸掛

(b) SLD控制圖7 被動(dòng)及SLD控制下車體橫向加速度時(shí)域?qū)Ρ菷ig.7 Lateral ride index under passive and SLD control when the speed is 200 km/h

根據(jù)平穩(wěn)性指標(biāo)計(jì)算方法，計(jì)算被動(dòng)懸掛和SLD控制下的車體橫向平穩(wěn)性指標(biāo)，如圖8所示。從圖8中可以看出，相對(duì)于被動(dòng)懸掛，SLD控制策略極大地提高了車體的橫向平穩(wěn)性，橫向平穩(wěn)性指標(biāo)大幅下降，且降低幅度隨速度的增大而逐漸增大，最大降幅超過20%。

圖8 橫向減振器半主動(dòng)控制對(duì)橫向平穩(wěn)性的影響Fig.8 The effect of semi-active of lateral damper on lateral ride index of vehicle

圖9為200 km/h速度時(shí)被動(dòng)懸掛和SLD控制下模型脫軌系數(shù)隨時(shí)間變化情況，其他速度等級(jí)仿真結(jié)果不再贅述。計(jì)算不同速度等級(jí)下模型的最大脫軌系數(shù)情況，如圖10所示。

圖10暴露出了SLD控制策略的缺點(diǎn)：安全性指標(biāo)變得不穩(wěn)定，雖然在運(yùn)行速度超過240 km/h后脫軌系數(shù)有所降低，但在速度小于240 km/h時(shí)脫軌系數(shù)有所惡化。

(a) 被動(dòng)懸掛

(b) SLD控制圖9 被動(dòng)及SLD控制下模型脫軌系數(shù)時(shí)域?qū)Ρ菷ig.9 Model derailment index under passive and SLD control when the speed is 200 km/h

圖10 橫向減振器半主動(dòng)控制對(duì)安全性的影響Fig.10 The effect of semi-active of lateral damper on safety index of vehicle

單獨(dú)對(duì)抗蛇行減振器施加半主動(dòng)控制后，仿真計(jì)算控制策略對(duì)動(dòng)車組曲線通過時(shí)橫向平穩(wěn)性和安全性指標(biāo)的影響，如圖11和圖12所示。

圖11 抗蛇行減振器半主動(dòng)控制對(duì)橫向平穩(wěn)性的影響Fig.11 The effect of semi-active of yaw damper on lateral ride index of vehicle

從圖12可知，SYD控制可降低車輛的脫軌系數(shù)，且降低幅度隨速度增加而增大，最大降幅可達(dá)35%。但從圖11可以發(fā)現(xiàn)，抗蛇行半主動(dòng)控制施加后，車體的橫向平穩(wěn)性指標(biāo)均高于被動(dòng)懸掛，這表明式(5)所示的控制策略會(huì)惡化車輛的平穩(wěn)性能，這是單獨(dú)使用SYD控制的缺點(diǎn)。

圖12 抗蛇行減振器半主動(dòng)控制對(duì)安全性的影響Fig.12 The effect of semi-active of yaw damper on safety index of vehicle

對(duì)于以上兩種控制策略單獨(dú)使用時(shí)出現(xiàn)的負(fù)面問題，提出了式(6)所示的新型SLD-SYD協(xié)調(diào)控制策略。通過仿真，分析了新型控制策略對(duì)動(dòng)車組曲線通過時(shí)橫向平穩(wěn)性和安全性的影響，如圖13和圖14所示。

圖13 新型協(xié)調(diào)控制對(duì)橫向平穩(wěn)性的影響Fig.13 The effect of new combination control on lateral ride index of vehicle

圖14 新型協(xié)調(diào)控制對(duì)安全性的影響Fig.14 The effect of new combination control on safety index of vehicle

從圖13可知，新型協(xié)調(diào)控制策略施加后，車體的橫向平穩(wěn)性指標(biāo)與被動(dòng)懸掛相比有了明顯降低，且控制效果接近SLD控制效果，最大降幅達(dá)15%。從圖14可以發(fā)現(xiàn)，與被動(dòng)懸掛、SLD控制和SYD控制相比，新型的SLD-SYD控制下車輛的脫軌系數(shù)最低，在300 km/h時(shí)脫軌系數(shù)只有0.37左右。由此可見，新型SLD-SYD控制策略既可以保證良好的安全性能，又能得到優(yōu)秀的橫向平穩(wěn)性能。

4 結(jié) 論

建立了300 km級(jí)高速動(dòng)車組模型，針對(duì)二系橫向減振器和抗蛇行減振器單獨(dú)進(jìn)行控制時(shí)所產(chǎn)生的負(fù)面作用，提出了一種新型協(xié)調(diào)控制策略，經(jīng)過仿真分析取得了良好的控制效果。主要結(jié)論如下:

(1) 單獨(dú)對(duì)橫向減振器施加半主動(dòng)控制后，與被動(dòng)懸掛相比，車輛的橫向平穩(wěn)性提高，安全性降低。

(2) 單獨(dú)對(duì)抗蛇行減振器施加半主動(dòng)控制后，與被動(dòng)懸掛相比，車輛的安全性提高，橫向平穩(wěn)性降低。

(3) 新型協(xié)調(diào)控制策略可將橫向減振器和抗蛇行減振器同時(shí)施加控制，與被動(dòng)懸掛、橫向減振器控制和抗蛇行減振器單獨(dú)控制相比，新型控制策略無論在橫向平穩(wěn)性還是安全性方面均取得良好的效果。

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Newsemi-activecombinationcontrolanditseffectonthecurvingperformanceofEMUs

LIU Yongqiang1,3, YANG Shaopu1,3, LIAO Yingying2,3, LI Jun1

(1. School of Mechanical Engineering, Shijiazhuang Tiedao University, Shijiazhuang 050043, China; 2. School of Civil Engineering, Shijiazhuang Tiedao University, Shijiazhuang 050043, China;3.Key Laboratory of Traffic Safety and Control in Hebei, Shijiazhuang 050043, China)

A new semi-active combination control technique was proposed to coordinate the semi-active lateral damper (SLD) control and semi-active yaw damper (SYD) control. The dynamic model of a 300 km electric multiple units (EMUs) was built, including the parameterized models of SLD and SYD. At first, the semi-active control strategy was realized by using individually the model of SLD or SYD, and some curve-passing conditions of EMUs were simulated. Comparing the results of the two types of controls, it is found that the SLD control can improve the lateral ride index of vehicle but may worsen the safety index, and the SYD control can improve the safety index but may worsen the lateral ride index. Finally, a new SLD-SYD combination control strategy was proposed and applied in the EMUs model. The simulation results show that the new control strategy can improve the safety index and lateral ride index at the same time.

electric multiple units; semi-active control; lateral damper; yaw damper

U270.1

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.19.025

國(guó)家自然科學(xué)基金(11472179;U1534204;11572206;11302137);河北省自然科學(xué)基金(A2015210005);河北省教育廳項(xiàng)目(YQ2014028);河北省人才工程培養(yǎng)經(jīng)費(fèi)資助科研項(xiàng)目(A2016002036)

2016-10-08 修改稿收到日期：2016-12-12

劉永強(qiáng) 男，博士,副教授，博士生導(dǎo)師,1983年12月生