阮 杰 王柄欽 郭 文 黃冬亮 閻曉暉

(1.武漢理工大學(xué)現(xiàn)代汽車零部件技術(shù)湖北省重點實驗室， 430070， 武漢； 2.中鐵第四勘察設(shè)計院集團有限公司電氣化設(shè)計研究院， 430063， 武漢； 3.武漢地鐵運營有限公司， 430035， 武漢∥第一作者， 副教授)

目前，地鐵車輛受流器與第三軌系統(tǒng)僅能承載120 km/h的設(shè)計速度[1]。然而,設(shè)計實現(xiàn)160 km/h甚至更高時速的地鐵車輛,已成為當(dāng)前城市軌道交通行業(yè)的研究熱點。

對于如何提升地鐵車輛靴軌動力學(xué)性能，國內(nèi)外學(xué)者進行了大量的研究。文獻(xiàn)[2]建立了受流器多體動力學(xué)模型，分析了不同運行速度、不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對受流器靴軌沖擊振動響應(yīng)的影響規(guī)律。文獻(xiàn)[3]通過開展靴軌關(guān)系動態(tài)試驗，對受流器與第三軌進行優(yōu)化及改造升級，進一步驗證了列車運行速度提升至160 km/h的可能性。文獻(xiàn)[4]探討了第三軌軌面不平順與徑向傾斜等因素帶來的靴軌間動態(tài)接觸力及其振動特性的變化規(guī)律。文獻(xiàn)[5]將受流器等效為帶有扭轉(zhuǎn)特性的懸臂梁機構(gòu)，建立了靴軌耦合動力學(xué)模型，研究發(fā)現(xiàn)當(dāng)列車運行速度超過120 km/h時，靴軌接觸質(zhì)量急劇變差。上述文獻(xiàn)在改善靴軌系統(tǒng)動力學(xué)性能的基礎(chǔ)上進行了諸多研究和試驗，但對于高速工況下靴軌系統(tǒng)結(jié)構(gòu)設(shè)計與優(yōu)化的研究略顯不足。

本文基于ANSYS軟件建立地鐵車輛靴軌耦合系統(tǒng)參數(shù)化模型。將受流器歸算質(zhì)量參數(shù)作為優(yōu)化對象，針對平直段線路靴軌的接觸特性設(shè)計單目標(biāo)優(yōu)化方案，通過智能算法得到適合列車設(shè)計速度為160 km/h時受流器的最優(yōu)設(shè)計參數(shù)，從而減少列車運行時的壓力波動，提高受流質(zhì)量。

1 地鐵車輛靴軌耦合系統(tǒng)參數(shù)化模型的建立

1.1 受流器歸算質(zhì)量模型及靴軌仿真模型的建立

武漢某地鐵線路使用下接觸式受流器，對其進行受流器動態(tài)標(biāo)定試驗，識別目標(biāo)受流器歸算質(zhì)量模型階數(shù)以及動態(tài)參數(shù)的具體數(shù)值，具體測量方法參見文獻(xiàn)[6]。為更好地模擬靴軌間的接觸狀態(tài)，還原靴軌系統(tǒng)的功能度，保留滑塊幾何形貌并進行實體建模，其外形尺寸與實測值保持一致。圖1顯示了通過標(biāo)定試驗得到的受流器歸算質(zhì)量等效模型與有限元模型。模型中各參數(shù)的定義和取值為:m1=2.0 kg、m2=1.8 kg分別為質(zhì)量塊的第1階、第2階當(dāng)量質(zhì)量(m1與m2之間、m2與基座之間均通過彈簧阻尼器進行連接);k1=31 326 N/m、k2=1 456 N/m,為彈簧阻尼器的剛度;c1=0.01 N/(m/s)、c2=20.18 N/(m/s),為彈簧阻尼器的阻尼。

由于第三軌的鋁合金軌體和不銹鋼帶緊密壓合，滑靴與之接觸滑動過程中兩者間不存在相對位移，故忽略其復(fù)合結(jié)構(gòu)而將不銹鋼帶和鋁合金基體進行整體建模。不區(qū)分兩者材料屬性，使用同種彈性模量對模型進行統(tǒng)一求解。另外，第三軌模型采用的體積質(zhì)量為單位長度第三軌質(zhì)量與其截面積的比值。在ANSYS軟件中建立圖2所示的第三軌有限元模型。

受流器通過與第三軌接觸獲取電流。在ANSYS軟件中基于接觸對單元建立靴軌耦合關(guān)系，接觸算法采用罰函數(shù)法。

1.2 靴軌動態(tài)接觸力仿真及模型驗證

基于上述建立的靴軌耦合系統(tǒng)參數(shù)化模型，以40 km/h的列車運行速度作為研究工況，對彈性元件施加初始壓力135 N，以此來模擬受流器與第三軌實際接觸時的靜態(tài)接觸力。根據(jù)仿真結(jié)果，提取接觸力數(shù)值，并與相同跨距下靴軌動態(tài)接觸力的實測數(shù)據(jù)對比，如圖3所示。

將仿真結(jié)果與試驗結(jié)果中靴軌動態(tài)接觸力的最大值、最小值、平均值及標(biāo)準(zhǔn)差作為評價指標(biāo)。各參數(shù)對比結(jié)果如表1所示。

表1 靴軌動態(tài)接觸力仿真結(jié)果與試驗結(jié)果統(tǒng)計分析對比

根據(jù)圖3與表1可以發(fā)現(xiàn)，靴軌動態(tài)接觸力的仿真值與試驗值基本吻合。靴軌動態(tài)接觸力仿真最大值與最小值分別為154.42 N和116.36 N，與試驗數(shù)據(jù)相比，其最大值偏小，最小值偏大，這是由于仿真時忽略了軌道不平順、環(huán)境及施工誤差等因素的影響。另外，靴軌動態(tài)接觸力標(biāo)準(zhǔn)差的仿真值較試驗值雖存在16.17%的誤差，但因為該試驗值本身較小，僅有8.04 N，而仿真值為6.74 N，與試驗數(shù)據(jù)相差不大。因此，可以對該模型進行下一步的優(yōu)化研究。

2 受流器歸算質(zhì)量模型優(yōu)化設(shè)計

2.1 受流器動態(tài)參數(shù)優(yōu)化的數(shù)學(xué)模型

最優(yōu)受流器的表征問題是非凸的且受到多種條件的制約，無法保證設(shè)計空間是連續(xù)的，在使用基于梯度定義的搜索算法時容易造成收斂困難甚至無法求解。而基于全局尋優(yōu)的粒子群算法不需要了解優(yōu)化問題的全部特征即可完成求解，適應(yīng)性更強，收斂速度更快，更加適合本文受流器動態(tài)參數(shù)的優(yōu)化工作。

2.1.1 適應(yīng)度函數(shù)

改進的第三軌-受流器相互作用的受流器相關(guān)優(yōu)化問題可被定義為：

(1)

式中：

ui——設(shè)計變量；

F0(ui)——適應(yīng)度函數(shù)；

gm(ui)、hn(ui)——分別代表第m個等式約束和第n個不等式約束；

ui，lower、ui，upper——分別代表第i個設(shè)計變量取值的下限和上限；

M、N、I——分別代表等式約束、不等式約束和設(shè)計變量的數(shù)量。

此次優(yōu)化的最終目標(biāo)是使靴軌動態(tài)接觸力標(biāo)準(zhǔn)差最小。如果靴軌動態(tài)接觸力標(biāo)準(zhǔn)差低于其平均值的20%，則可以通過調(diào)節(jié)受流器拉伸彈簧機構(gòu)來控制接觸力平均值，亦能確保受流器具有更好的安全邊際量。因此，適應(yīng)度函數(shù)初步定義如下：

F0(ui)=σstd

(2)

式中：

σstd——靴軌動態(tài)接觸力的標(biāo)準(zhǔn)差。

2.1.2 約束條件的處理方法

目前，國內(nèi)外對列車高速運行工況下受流器與第三軌間的接觸標(biāo)準(zhǔn)尚未明確，僅能參考TB/T 3271—2011《軌道交通 受流系統(tǒng) 受電弓與接觸網(wǎng)相互作用準(zhǔn)則》中對列車設(shè)計速度在200 km/h以內(nèi)的弓網(wǎng)接觸特性的相關(guān)規(guī)定。對受流器與第三軌接觸作以下約束：

1) 120 N≤Fmean≤150 N,Fmean為靴軌動態(tài)接觸力平均值。

2)σstd≤0.2Fmean。

3)H=(Fmax-Fmin)/2<90 N,H為接觸力幅值[7],Fmax、Fmin分別為受流過程中靴軌動態(tài)接觸力的最大值與最小值。

4) 離線時間t=0。

本文采用罰函數(shù)法處理上述約束條件，將其轉(zhuǎn)化為無約束的最小值問題。通過罰函數(shù)法對適應(yīng)度函數(shù)進行調(diào)整。

(3)

式中：

Fs(ui)——引入罰函數(shù)后新的適應(yīng)度函數(shù)；

γ——懲罰因子；

Φi——第i個約束條件下的懲罰值；

n——約束條件的總個數(shù)。

2.1.3 設(shè)計變量

優(yōu)化過程中使用的設(shè)計變量是在受流器集中質(zhì)量模型中唯一具有物理意義的變量，即所使用的受流器歸算質(zhì)量模型的質(zhì)量、剛度和阻尼，見圖1。因此，設(shè)計變量的向量為：

u=[m1m2k1k2c1c2]

(4)

設(shè)計變量的約束范圍直接影響優(yōu)化結(jié)果的合理性。選擇適當(dāng)?shù)倪吔绮粌H可以提高算法收斂的速度，還能間接剔除不合理的設(shè)計參數(shù)。通過對仿真結(jié)果進行分析，定義各設(shè)計參數(shù)的約束與取值范圍，如表2所示。

表2 設(shè)計變量的約束與取值范圍

2.2 基于MATLAB軟件和ANSYS軟件的協(xié)同優(yōu)化分析

基于ANSYS軟件提供的批處理運行方式，依靠ANSYS軟件與MATLAB軟件強大的數(shù)據(jù)讀寫能力，在MATLAB軟件中編寫粒子群算法主程序；由ANSYS軟件接收MATLAB軟件提供的設(shè)計變量，通過ANSYS軟件自動化建模進行受流器和第三軌耦合系統(tǒng)動態(tài)仿真；將計算得到的靴軌動態(tài)接觸力通過文本文檔返回給MATLAB軟件對該程序進行優(yōu)化，通過變量更新及不斷迭代，實現(xiàn)二者的聯(lián)合優(yōu)化仿真。圖4顯示了MATLAB軟件與ANSYS軟件的協(xié)同優(yōu)化流程。

3 受流器歸算質(zhì)量參數(shù)優(yōu)化結(jié)果分析

3.1 受流器歸算質(zhì)量參數(shù)優(yōu)化結(jié)果

整個優(yōu)化過程共設(shè)置初始粒子15個、迭代20次，受流器加載運行速度160 km/h。將優(yōu)化結(jié)果分為m1、k1、c1和m2、k2、c2兩個搜索空間。圖5和圖6分別顯示了粒子在三維空間中兩個平面上的投影。

m1的取值主要由滑靴質(zhì)量決定，k1、c1主要受擺桿彈性變形的影響。通過粒子尋優(yōu)，m1在解空間中迅速降低至設(shè)計要求的最小值附近，達(dá)到0.76 kg，遠(yuǎn)低于試驗標(biāo)定結(jié)果；c1、k1分別在0.005～0.050 N/(m/s)和30～36 N/mm范圍內(nèi)聚集。綜上，在適當(dāng)范圍內(nèi)有效減小滑靴質(zhì)量可降低列車行駛時的壓力波動；擺桿的等效剛度可適當(dāng)降低，但不宜低于30 N/mm；c1對于靴軌動態(tài)接觸力標(biāo)準(zhǔn)差的影響較小，建議控制在0.05 N/(m/s)以下。

m2由除滑靴外其余部件的質(zhì)量決定，k2、c2代表了拉伸彈簧的等效剛度與阻尼。在整個解空間中，k2呈明顯增加趨勢，基本達(dá)到規(guī)定范圍的上限，最優(yōu)結(jié)果為1 905 N/m；c2在其初始值附近小幅變動；m2呈減小趨勢，且該值最終穩(wěn)定在0.9～1.4 kg范圍內(nèi)。仿真結(jié)果表明，增加拉伸彈簧的剛度并降低集電靴的質(zhì)量可以降低靴軌動態(tài)接觸力標(biāo)準(zhǔn)差，但集電靴質(zhì)量不宜過小，否則會降低靴軌間接觸力；同時，建議將拉伸彈簧的等效剛度設(shè)置在1 900 N/m 左右。表3為優(yōu)化前后受流器各參數(shù)取值對比。

表3 優(yōu)化前后受流器各參數(shù)取值對比

3.2 優(yōu)化后列車不同速度下的靴軌接觸特性

采用優(yōu)化前后受流器的兩組動態(tài)參數(shù)，在列車運行速度分別為40 km/h、80 km/h、120 km/h及160 km/h的條件下，對靴軌接觸特性進行動力學(xué)仿真對比分析。圖7為優(yōu)化前后靴軌動態(tài)接觸力變化曲線。由圖7可見，優(yōu)化前后靴軌動態(tài)接觸力最大值均出現(xiàn)在支撐位置附近，而優(yōu)化后靴軌動態(tài)接觸力幅值有了明顯降低。表4為優(yōu)化前后列車不同運行速度下靴軌動態(tài)接觸力的對比情況。

根據(jù)表4可知，優(yōu)化后受流器的各參數(shù)不僅可以滿足列車不同速度下的運行要求，同時對于降低靴軌動態(tài)接觸力標(biāo)準(zhǔn)差有明顯優(yōu)勢，且隨著列車運行速度的增加，改善效果越為明顯。當(dāng)列車運行速度為160 km/h時，優(yōu)化前靴軌動態(tài)接觸力最大值達(dá)到247.64 N，最小值僅為48.92 N，標(biāo)準(zhǔn)差為31.62 N。由此表明，在該運行速度下靴軌動態(tài)接觸力變化幅度較大，波動劇烈。優(yōu)化后靴軌動態(tài)接觸力標(biāo)準(zhǔn)差降至17.74 N，降幅達(dá)43.89%；而靴軌動態(tài)接觸力平均值與優(yōu)化前基本一致，且該值在列車不同運行速度下均可維持在130～140 N。由此表明，優(yōu)化后靴軌動態(tài)接觸力波動更加平穩(wěn)，即受流器的功能特性有所改善。

3.3 受流器通過端部彎頭的仿真計算

端部彎頭作為第三軌斷口處的過渡件，引導(dǎo)受流器進入端部彎頭時若不能保持良好接觸，勢必增加受流器與端部彎頭的沖擊頻率，產(chǎn)生拉弧現(xiàn)象，影響行車安全。根據(jù)CJ/T 414—2012《城市軌道交通鋼鋁復(fù)合導(dǎo)電軌技術(shù)要求》中對端部彎頭的相關(guān)規(guī)定，建立了1∶30坡度低速端部彎頭與1∶50坡度高速端部彎頭仿真模型。按照規(guī)定，低速端部彎頭適用于列車運行速度在35 km/h以下的工況，高速端部彎頭適用于列車運行速度在120 km/h以下的工況。

表4 優(yōu)化前后列車不同運行速度下靴軌動態(tài)接觸力

本文以35 km/h和120 km/h兩個列車運行速度閾值分別進行優(yōu)化前后受流器行經(jīng)低速端部彎頭和高速端部彎頭時的靴軌動力學(xué)仿真計算，如圖8所示。選取列車運行過程中靴軌動態(tài)接觸力的最大值、最小值，離線時間及碰撞次數(shù)作為指標(biāo)進行優(yōu)化分析，如表5所示。

由表5可見，當(dāng)受流器行經(jīng)低速端部彎頭時，優(yōu)化前后靴軌動態(tài)接觸力在平直線路段的波動范圍基本一致；但在傾斜線路段，優(yōu)化后靴軌動態(tài)接觸力波動范圍明顯低于優(yōu)化前，整體變動更加平緩。當(dāng)受流器行經(jīng)高速端部彎頭時，優(yōu)化前受流器在初始碰撞后以及經(jīng)過變軌點時出現(xiàn)離線脫軌現(xiàn)象，并和端部彎頭產(chǎn)生兩次碰撞，整個離線過程歷時13.6 ms；而優(yōu)化后受流器可始終與第三軌保持接觸，靴軌動態(tài)接觸力幅值亦有明顯降低。仿真結(jié)果表明，經(jīng)優(yōu)化后的受流器不僅可以正常通過低速、高速端部彎頭，也顯著改善了非平順工況下的靴軌接觸特性。

表5 優(yōu)化前后受流器行經(jīng)低速、高速端部彎頭時的計算結(jié)果

4 結(jié)語

1) 建立了地鐵車輛靴軌耦合參數(shù)化模型，并根據(jù)試驗結(jié)果驗證了該模型的可靠性。

2) 基于MATLAB軟件和ANSYS軟件進行協(xié)同優(yōu)化分析，證明了將智能算法引入靴軌系統(tǒng)參數(shù)優(yōu)化的可行性。

3) 對設(shè)計速度為160 km/h工況下受流器的設(shè)計參數(shù)進行優(yōu)化，得到了適合該工況下的一組最優(yōu)設(shè)計參數(shù)，并根據(jù)仿真結(jié)果提出優(yōu)化建議。

4) 對受流器歸算質(zhì)量參數(shù)進行了多種工況的仿真驗證，證明了優(yōu)化結(jié)果的可靠性。