一種新型半主動協調控制對高速動車組曲線通過性能的影響

劉永強, 楊紹普, 廖英英, 李 軍

(1.石家莊鐵道大學 機械工程學院,石家莊 050043；2.石家莊鐵道大學 土木工程學院,石家莊 050043；3.河北省交通安全與控制重點實驗室,石家莊 050043)

一種新型半主動協調控制對高速動車組曲線通過性能的影響

劉永強1,3, 楊紹普1,3, 廖英英2,3, 李 軍1

(1.石家莊鐵道大學 機械工程學院,石家莊 050043；2.石家莊鐵道大學 土木工程學院,石家莊 050043；3.河北省交通安全與控制重點實驗室,石家莊 050043)

針對二系橫向減振器和抗蛇行減振器在進行單獨控制時出現的效果單一問題，提出了一種新型半主動協調控制方法，可協調直線和曲線線路條件下的車輛綜合動力學性能。建立300 km級高速動車組的動力學模型，其中二系橫向和抗蛇行減振器均進行了參數化處理；構建了橫向和抗蛇行減振器的半主動控制模型，并模擬了動車組通過曲線軌道時的真實工況。經過仿真對比，發現單獨對橫向減振器施加半主動控制時，雖然能有效提高平穩性能，但會使安全性能惡化；而單獨對抗蛇行減振器進行控制時，雖然使曲線通過性能提高，但會降低橫向平穩性。有鑒于此，提出了一種針對橫向減振器和抗蛇行減振器的新型半主動協調控制策略。經過仿真分析，發現該新型協調控制策略可有效解決上述問題，保證列車在曲線通過時，在確保安全性能的同時具有良好的平穩性能。

高速動車組;半主動控制;橫向減振器;抗蛇行減振器

高速客運列車的振動控制問題一直以來都受到關注，目前的研究中大多數都圍繞二系橫向減振器進行列車的橫向振動控制，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可調的半主動懸掛系統模型，并利用車輛動力學仿真軟件UM進行了仿真研究。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，并應用于列車橫向減振器的控制。這些研究關注的重點是控制策略對乘坐舒適性和運行平穩性的影響，而忽視了對其他性能，特別是安全性的影響[3-6]。

在抗蛇行減振器的相關研究中，主要關注的熱點是減振器的參數優化、對列車性能的影響等，如Wang等[7]研究了一種抗蛇行減振器的 參數變化對列車動力學性能的影響情況。何遠等[8]利用SIMPACK軟件研究了抗蛇行減振器的串聯剛度對高速動車組運行穩定性的影響。研究中較少涉及半主動控制問題。文獻[9]提出了一種抗蛇行的半主動控制策略，但也只關注于對曲線通過性能的影響情況。

本文針對二系橫向減振器和抗蛇行減振器單獨施加半主動控制時產生的性能單一問題，提出了一種新型的半主動協調控制策略，并進行真實曲線通過工況的模擬，驗證該控制策略的有效性。

1 建 模

利用鐵道車輛的多體動力學軟件VI-Rail建立了單節車的動車組車輛模型，建模對象為空車狀態下的某型300 km級動車組拖車車輛。模型包括車體、構架、輪對、軸箱、懸掛系統、橫向止擋、軸箱定位裝置等，其中懸掛系統、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個實體部件和38個彈性部件，模型共有58個自由度，含車體、構架和輪對的沉浮、橫移、伸縮、點頭、搖頭、側滾等運動，以及其他部件的受限運動。按照文獻[10-11]中的運動穩定性試驗方法，對模型進行穩定性仿真，計算出該模型的非線性臨界速度為587.5 km/h，如圖1所示。該值比較接近實際，從而驗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行參數化處理，并利用Matlab/Simulink設計協調控制策略。利用VI-Rail和Matlab/Simulink之間的聯合仿真接口搭建仿真模型，如圖2所示。模型懸掛系統的主要技術參數如表1所示，其他參數參見文獻[12]。

圖2 仿真模型結構Fig.2 The construction of simulated model

對系統的二系懸掛系統進行參數化建模，將二系橫向和抗蛇行減振器的阻尼系數均考慮成狀態變量相關的形式，如式(1)所示。

(1)

表1 動車組懸掛系統主要參數Tab.1 The main parameters of EMUs suspension system

橫向和抗蛇行減振器在轉向架中的位置如圖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 半主動控制策略設計

2.1橫向減振器的控制

文獻[13]對橫向減振器進行半主動控制，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cMR max=18 000 N·s·m-1，最小阻尼系數cMR min=6 000 N·s·m-1。

2.2抗蛇行減振器的控制

劉永強等對抗蛇行減振器進行半主動控制，采用“開關”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，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，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為動車組通過曲線軌道時車體兩側高度差，可通過在車體兩側各加裝一個直線位移傳感器獲得，測量示意圖如圖4所示；Δz為判斷直線或曲線軌道的車體兩側高度差的標準值，該值可通過仿真測試獲得。

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

2.3新型橫向-抗蛇行減振器協調控制策略

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

對于抗蛇行減振器的控制，可按照天棚阻尼的原理進行設計：假設存在一個虛擬的“天棚”，在車體與“天棚”之間沿車體方向安裝一個減振器，用于抑制車體的搖頭運動，如圖5所示。

圖5中的減振器在實際中是不存在的，需要在車體和構架之間設置，即抗蛇行減振器。為了保證轉向架的運動穩定性，就必須依賴車體，通過車體對構架的蛇行運動約束，來保證轉向架的運動穩定性，其途徑主要通過抗蛇行減振器來實現[14]。抗蛇行減振器的參數對列車運動穩定性的影響很大[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計成如式(6)所示的形式。

(6)

最終的控制系統，可實現在直線線路上只執行式(2)所示的橫向減振器的半主動控制；在曲線線路上，既執行橫向減振器半主動控制，又執行式(6)所示的抗蛇行半主動控制。系統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控制，SYD(Semi-active Yaw Damper)表示抗蛇行半主動控制。

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

3 動力學仿真分析

3.1仿真工況

為對比半主動控制的效果，對動車組車輛模型進行半主動控制。曲線線路設計為：首先經過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，接著再經過緩和曲線至2 890 m，最后在直線段內行駛至4 000 m處。采用德國高干擾譜激勵，運行速度分別為200 km/h、220 km/h、240 km/h、260 km/h、280 km/h和300 km/h。仿真時長50 s，步長0.001 s。

橫向減振器天棚阻尼系數c0按表1取為58 800 N·s·m-1，車體兩側高度差閾值Δz經仿真測試設置為0.01 m，計算方法參見文獻[9]。

3.2仿真結果分析

單獨對橫向減振器施加半主動控制(SLD控制)后，對動車組模型進行仿真，圖7為200 km/h速度時被動懸掛和SLD控制下車體橫向加速度的時域曲線，其他速度等級仿真結果不再贅述。

(a) 被動懸掛

(b) SLD控制圖7 被動及SLD控制下車體橫向加速度時域對比Fig.7 Lateral ride index under passive and SLD control when the speed is 200 km/h

根據平穩性指標計算方法，計算被動懸掛和SLD控制下的車體橫向平穩性指標，如圖8所示。從圖8中可以看出，相對于被動懸掛，SLD控制策略極大地提高了車體的橫向平穩性，橫向平穩性指標大幅下降，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 橫向減振器半主動控制對橫向平穩性的影響Fig.8 The effect of semi-active of lateral damper on lateral ride index of vehicle

圖9為200 km/h速度時被動懸掛和SLD控制下模型脫軌系數隨時間變化情況，其他速度等級仿真結果不再贅述。計算不同速度等級下模型的最大脫軌系數情況，如圖10所示。

圖10暴露出了SLD控制策略的缺點：安全性指標變得不穩定，雖然在運行速度超過240 km/h后脫軌系數有所降低，但在速度小于240 km/h時脫軌系數有所惡化。

(a) 被動懸掛

(b) SLD控制圖9 被動及SLD控制下模型脫軌系數時域對比Fig.9 Model derailment index under passive and SLD control when the speed is 200 km/h

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

單獨對抗蛇行減振器施加半主動控制后，仿真計算控制策略對動車組曲線通過時橫向平穩性和安全性指標的影響，如圖11和圖12所示。

圖11 抗蛇行減振器半主動控制對橫向平穩性的影響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，且降低幅度隨速度增加而增大，最大降幅可達35%。但從圖11可以發現，抗蛇行半主動控制施加后，車體的橫向平穩性指標均高于被動懸掛，這表明式(5)所示的控制策略會惡化車輛的平穩性能，這是單獨使用SYD控制的缺點。

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

對于以上兩種控制策略單獨使用時出現的負面問題，提出了式(6)所示的新型SLD-SYD協調控制策略。通過仿真，分析了新型控制策略對動車組曲線通過時橫向平穩性和安全性的影響，如圖13和圖14所示。

圖13 新型協調控制對橫向平穩性的影響Fig.13 The effect of new combination control on lateral ride index of vehicle

圖14 新型協調控制對安全性的影響Fig.14 The effect of new combination control on safety index of vehicle

從圖13可知，新型協調控制策略施加后，車體的橫向平穩性指標與被動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15%。從圖14可以發現，與被動懸掛、SLD控制和SYD控制相比，新型的SLD-SYD控制下車輛的脫軌系數最低，在300 km/h時脫軌系數只有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，又能得到優秀的橫向平穩性能。

4 結 論

建立了300 km級高速動車組模型，針對二系橫向減振器和抗蛇行減振器單獨進行控制時所產生的負面作用，提出了一種新型協調控制策略，經過仿真分析取得了良好的控制效果。主要結論如下:

(1) 單獨對橫向減振器施加半主動控制后，與被動懸掛相比，車輛的橫向平穩性提高，安全性降低。

(2) 單獨對抗蛇行減振器施加半主動控制后，與被動懸掛相比，車輛的安全性提高，橫向平穩性降低。

(3) 新型協調控制策略可將橫向減振器和抗蛇行減振器同時施加控制，與被動懸掛、橫向減振器控制和抗蛇行減振器單獨控制相比，新型控制策略無論在橫向平穩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

國家自然科學基金(11472179;U1534204;11572206;11302137);河北省自然科學基金(A2015210005);河北省教育廳項目(YQ2014028);河北省人才工程培養經費資助科研項目(A2016002036)

2016-10-08 修改稿收到日期：2016-12-12

劉永強 男，博士,副教授，博士生導師,1983年12月生