高速铁路有砟轨道对弓网动态性能影响分析

关金发,于素芬,孔 勇,张 毅

(1.西南交通大学电气工程学院,成都 610097； 2.中铁工程设计咨询集团有限公司电化通号设计研究院,北京 100055)

目前国内350 km/h高铁普遍采用无砟轨道，采用有砟轨道国内还没有成熟的应用先例。为发展有砟轨道，需论证其对高速铁路相关专业的影响，因此，有必要开展高速铁路有砟轨道对弓网动态性能的影响，从弓网关系角度论证有砟轨道的高速适用性。

从事机车动力学研究的方法主要是利用计算机仿真模拟。文献[1-2]利用计算机仿真，建立车辆与轨道耦合动力学模型，得到高速列车车体、悬挂、轨道各部分的振动响应，但计算模型并未考虑弓网系统。文献[3-12]利用计算机仿真，分别建立了不同的受电弓与接触网耦合动力学模型，得到受电弓和接触网各部分的振动响应，但计算模型忽略车体振动。文献[13-18]利用计算机仿真，分别建立了不同的受电弓与接触网、车辆与轨道、轨道与线路之间大系统耦合动力学模型，研究车辆与无砟轨道对弓网动态行为的影响，但对于有砟轨道对弓网动力性能的影响尚未见有关研究。

基于此，针对中国高铁典型弓网系统，利用离线计算方法，建立有砟轨道-车辆-弓网耦合动力学模型，分析不同运行速度高速动车组通过有砟轨道接触网的弓网动态性能，研究有砟轨道对弓网动态性能的影响程度，为高速铁路有砟轨道应用以及有砟轨道下弓网系统设计提供参考依据。

1 仿真建模及输入

1.1 有砟轨道-车辆-弓网耦合动力学模型

基于动力学理论，建立了有砟轨道-车辆-弓网耦合动力学模型，如图1所示。

图1 有砟轨道-车辆-弓网耦合动力学模型

有砟轨道-车辆-弓网耦合动力学模型由接触网子系统、弓与车辆子系统、轨道子系统、弓网关系和轮轨关系五个部分构成。

接触网子系统由承力索、接触线、弹性吊索、吊弦和定位器组成。线索为连续质量的非线型索单元，定位器为连续质量梁单元。

弓与车辆子系统由受电弓、车体、构架和轮对等10个刚体构成，其中受电弓考虑弓头、上框架和下框架等3个垂向自由度，车体和构架考虑浮沉、横移、点头、摇头、侧滚等5个自由度，轮对考虑浮沉、横移、摇头、侧滚和旋转等5个自由度，车辆子系统共计41个自由度。

有砟轨道子系统由钢轨、扣件系统、轨枕、道床构成。钢轨模拟为连续弹性离散点支承基础上的无限长欧拉梁，具有垂向、横向和扭转自由度。对于有砟轨道子系统，轨枕模拟为具有垂向、横向和转动自由度的刚体，道床离散为具有垂向自由度的刚性质量块，钢轨与轨枕、轨枕与道床块，以及道床块与路基之间均用弹簧和阻尼元件连接。

弓网关系作为连接接触网子系统和弓与车辆子系统的纽带，采用非线性接触模型进行模拟，其中弓网接触力按照罚函数法计算。

轮轨关系作为连接车辆子系统和轨道子系统的纽带，采用轮轨空间动态耦合模型进行模拟，其中轮轨法向力按照赫兹非线性弹性接触理论计算，轮轨蠕滑力按照Kalker线性理论计算并进行非线性修正。

考虑受电弓质量比车体质量小得多，弓网振动对车辆振动的影响几乎可以忽略，因此，采用了离线计算的方法，首先进行轨道-车辆动态耦合计算，得到受电弓底座的振动位移，再输入到弓网动态耦合计算，最终得到弓网动态响应指标。

1.2 有砟轨道-车辆参数输入

考虑高速铁路多为桥梁结构，故线路输入考虑为直线桥梁。桥梁段有砟轨道不平顺样本根据Q/CR 508—2016《高速铁路有砟轨道不平顺谱》[19]反演得到，如图2所示。

选取CRH380B型动车组为研究对象，考虑250，300，350，385 km/h和420 km/h五个速度等级，车辆运行距离为2 000 m。计算结果提取前、后带弓车辆的动力学响应。

CRH380B型动车组以不同速度在路基段有砟轨道上运行时前、后带弓车受电弓底座处垂车体位移时域波形如图3所示，车体垂向最大位移为15 mm。以此作为受电弓底座的垂向振动位移，输入到弓网动态仿真模型中。

图2 有砟轨道不平顺样本

图3 不同速度等级有砟轨道车体垂向振动曲线

1.3 弓网参数输入

根据TB 10621—2014《高速铁路设计规范》[20]相关要求，以京张高铁350 km/h速度等级接触网为例，接触网的仿真技术参数如表1所示。

表1 接触网技术参数

受电弓选用DSA380型，等效为三质量-刚度-阻尼模型，其参数如表2所示[21]。受电弓数量为2架，弓间距为200 m。受电弓的静态接触力按70 N计算，气动抬升力按0.000 97v2计算，其中v为受电弓运行速度(单位为km/h)。

表2 受电弓模型参数

2 有砟轨道弓网动态性能

CRH380B动车组以不同运行速度通过有砟轨道，经弓网动态仿真计算，得到有砟轨道条件下弓网接触力，如图4所示。随着运行速度的增加，双弓接触力的波动逐渐增加，后弓接触力比前弓波动大。统计双弓接触力如表3所示。350 km/h及以下双弓接触力所有指标满足标准要求。385 km/h和420 km/h单弓除接触力最大值大于350 N外，其他接触力指标满足标准要求。385 km/h后弓通过锚段关节时接触力最小值为0，但在锚段中部满足标准要求。420 km/h后弓接触力最大值和0.3Fm-σ指标不满足标准要求。

图4 不同速度等级有砟轨道双弓接触力曲线

表3 不同运行速度有砟轨道双弓接触力统计结果

3 与理想工况下弓网动态性能对比

不考虑有砟轨道和车辆对弓网的影响，受电弓底座位移为0，经弓网动态仿真计算，得到理想工况下弓网接触力，统计双弓接触力如表4所示。350 km/h及以下双弓接触力所有指标满足标准要求。

表4 不同运行速度理想工况下弓网接触力统计结果

对比有砟轨道和理想工况的双弓0.3Fm-σ，如图5所示，发现两者非常接近，说明有砟轨道-车辆对弓网动态性能的影响非常小，在计算弓网动态性能时可忽略轨道-车辆的影响。

图5 不同速度等级有砟轨道与理想工况双弓0.3Fm-σ

4 结论

根据有砟轨道的结构特点，建立有砟轨道-车辆-弓网耦合动力学模型，计算不同运行速度下的弓网接触力，结论如下。

(1)随着运行速度的增加，有砟轨道-车辆-双弓接触力的波动逐渐增加，后弓接触力比前弓波动大；350 km/h及以下CRH380B型动车组通过有砟轨道接触网的双弓接触力所有指标满足标准要求。

(2)有砟轨道和理想工况的双弓接触力指标非常接近，有砟轨道-车辆对弓网动态性能的影响非常小，在计算弓网动态性能时可忽略轨道-车辆的影响。