新型高網(wǎng)受電弓結(jié)構(gòu)強度仿真研究

辜晨亮，賈 榮，黃思俊

（1 中車青島四方機車車輛股份有限公司，山東青島266111；2 北京中車賽德鐵道電氣科技有限公司，北京100176）

受電弓是電氣化鐵路列車電能傳輸?shù)年P(guān)鍵部件之一，受電弓的穩(wěn)定受流是電力機車和高鐵動車正常運行以及提速的關(guān)鍵。受電弓受流穩(wěn)定性主要和其運動學(xué)特性、結(jié)構(gòu)強度、橫向剛度、弓網(wǎng)耦合動力學(xué)特性和空氣動力學(xué)特性等有關(guān)。國內(nèi)高速受電弓一般在低網(wǎng)線路條件下應(yīng)用，而在高網(wǎng)線路條件下，其性能會大大下降。高網(wǎng)受電弓則能在高網(wǎng)條件下表現(xiàn)出良好的工作性能。

文中以國內(nèi)受電弓制造商自主開發(fā)的某型高網(wǎng)受電弓為對象，根據(jù)其受電弓結(jié)構(gòu)，對升弓過程的運動學(xué)進行分析；基于有限元方法，對其結(jié)構(gòu)強度和橫向剛度進行評價；基于ORE 方法，對受電弓焊縫疲勞強度進行計算和分析，以確定受電弓主體結(jié)構(gòu)中的危險部位，為后續(xù)國產(chǎn)高網(wǎng)受電弓的設(shè)計及局部優(yōu)化提供理論基礎(chǔ)。

1 新型高網(wǎng)受電弓簡介

新型高網(wǎng)受電弓的設(shè)計速度為200 km/h，最大工作高度為3 100 mm。其結(jié)構(gòu)為典型的氣囊式受電弓，受電弓弓頭采用拉簧式雙滑板弓頭，上臂采用單管式上臂；弓頭、上臂、上導(dǎo)桿、下壁、下導(dǎo)桿和底架之間均采用鉸接，其結(jié)構(gòu)與主要部件如圖1所示。

圖1 新型高網(wǎng)受電弓結(jié)構(gòu)

該型受電弓工作時，升弓裝置通過鋼絲繩拉動線導(dǎo)板將升弓轉(zhuǎn)矩傳遞給下臂，通過底架、下臂、下導(dǎo)桿和上臂形成的四連桿機構(gòu)為受電弓弓頭提供穩(wěn)定的靜態(tài)抬升力。

2 受電弓運動學(xué)分析

2.1 桿件運動學(xué)方程

考慮所有桿件運動，建立高網(wǎng)受電弓機構(gòu)平面運動模型，如圖2 所示［1］，AD、BC、CDE、FG、EF和HI 分別代表下臂、下導(dǎo)桿、上臂、上導(dǎo)桿、弓頭和阻尼器；α、β、γ、λ、μ分別表示下臂、下導(dǎo)桿、上臂、上導(dǎo)桿和弓頭的轉(zhuǎn)角。

圖2 受電弓平面機構(gòu)簡圖

根據(jù)余弦定理和角度關(guān)系，上臂轉(zhuǎn)角為式（1）：

弓頭轉(zhuǎn)角μ為式（2）：

弓頭水平位移XE為式（3）：

受電弓工作高度h為式（4）：

2.2 受電弓運動學(xué)特性分析

根據(jù)GB/T 21561《軌道交通機車車輛受電弓特性和試驗》［2］，為了保證弓頭滑板能與網(wǎng)線良好接觸，升弓過程中，受電弓弓頭水平位移應(yīng)不超過±50 mm，弓頭應(yīng)盡量保證與水平方向垂直。聯(lián)立式（1）～式（4），可計算出受電弓升弓過程中，弓頭轉(zhuǎn)角、弓頭軌跡的變化規(guī)律，如圖3、圖4 所示。

圖3 弓頭與水平方向夾角變化規(guī)律

圖4 弓頭軌跡變化規(guī)律

由計算結(jié)果可知，在受電弓工作高度為700～3 100 mm 范圍內(nèi)，弓頭與底面水平方向的夾角在88.5°～90.4°范圍內(nèi)變化，可以認為升降弓過程中弓頭基本保持與水平方向垂直。受電弓在工作高度范圍內(nèi)，弓頭水平位移始終保持在±30 mm 以內(nèi)，滿足GB/T 21561 標準的要求。

3 受電弓靜強度計算

3.1 計算載荷工況

高速受電弓在列車運行中主要載荷有：弓網(wǎng)接觸力和空氣阻力，《TB/T 3271—2011 受電弓與接觸網(wǎng)相互作用準則》［3］規(guī)定，列車速度大于200 km/h 時，弓網(wǎng)最大接觸力不超過350 N。再結(jié)合受電弓運行方向和空氣阻力計算方法［4］，得出高網(wǎng)受電弓靜強度與橫向剛度計算載荷工況，見表1。受電弓有限元模型如圖5 所示。

表1 受電弓計算載荷工況 單位：N

圖5 受電弓有限元模型

3.2 靜強度結(jié)果分析

將受電弓三維模型離散化，利用ANSYS 計算受電弓結(jié)構(gòu)強度及橫向剛度。受靜強度應(yīng)力云圖與橫向位移云圖如圖6～圖8 所示。受電弓主要部件在各工況下的靜強度計算結(jié)果見表2。受電弓運行時，下臂最大應(yīng)力為46 MPa，底架最大應(yīng)力為195 MPa，受電弓弓頭支架最大應(yīng)力為113 MPa，上臂最大應(yīng)力為196 MPa，各主要部件的最大應(yīng)力分別小于其材料的屈服強度。受電弓在橫向力300 N 的作用下，橫向最大位移為21.6 mm，小于30 mm。所以該受電弓的靜強度和橫向剛度均滿足要求。

圖6 開口運行工況應(yīng)力云圖

圖7 閉口運行工況應(yīng)力云圖

圖8 橫向剛度位移云圖

表2 主要部件的靜強度計算結(jié)果

4 受電弓疲勞強度計算與分析

受電弓運行時，主要載荷為弓網(wǎng)接觸力和空氣阻力，其受力為多軸應(yīng)力狀態(tài)。下面基于ORE疲勞評價方法，對高網(wǎng)受電弓焊縫疲勞強度進行計算與分析。

4.1 ORE 疲勞評價流程

基于疲勞裂紋擴展方向與最大拉應(yīng)力方向垂直的理論和鐵道車輛結(jié)構(gòu)承受多軸載荷的特點，文中采用ORE 方法對受電弓進行疲勞評價的具體流程是：首先計算節(jié)點在各載荷工況下的主應(yīng)力及方向，定義所有工況下的最大主應(yīng)力為該節(jié)點的最大應(yīng)力σmax；將各工況下的主應(yīng)力向最大主應(yīng)力的方向上投影，得到的最小應(yīng)力定義為該節(jié)點最小應(yīng)力σmin［4］。根據(jù)最大、最小應(yīng)力確定平均應(yīng)力，將應(yīng)力結(jié)果在修正的Goodman 曲線上描點，若所有節(jié)點應(yīng)力結(jié)果均在Goodman 曲線的封閉區(qū)域內(nèi)，則說明其滿足疲勞強度要求。

4.2 焊縫疲勞強度計算

根據(jù)受電弓疲勞強度計算載荷工況，見表3。基于ORE 方法，對受電弓所有焊縫節(jié)點的應(yīng)力結(jié)果在Goodman 疲勞曲線上進行描點，受電弓上臂、下臂和底架所有焊縫節(jié)點疲勞強度曲線如圖9～圖11 所示。上臂、下臂和底架焊縫的安全系數(shù)最小的節(jié)點見表4。

表3 受電弓疲勞載荷工況 單位：N

表4 各部件焊縫安全系數(shù)最小的節(jié)點

圖9 上臂焊縫節(jié)點疲勞評價

圖11 底架焊縫節(jié)點疲勞評價

4.3 疲勞強度結(jié)果分析

在疲勞載荷作用下，受電弓所有焊縫節(jié)點的應(yīng)力結(jié)果均在Goodman 曲線封閉區(qū)域內(nèi)，說明該高網(wǎng)受電弓在疲勞載荷工況下的疲勞強度滿足要求。其中上臂焊縫安全系數(shù)最小值為1.3，其焊縫位于上臂交叉管處，如圖12 所示。下臂焊縫安全系數(shù)最小值為6.5，其焊縫節(jié)點位置如圖13 所示。底架安全系數(shù)最小值為1.4，其焊縫位于底架梁與絕緣子座之間，位置如圖14 所示。

圖12 上臂安全系數(shù)最小的焊縫

圖13 下臂安全系數(shù)最小的焊縫

圖14 底架安全系數(shù)最小的焊縫

5 結(jié) 論

文中以某新型高網(wǎng)受電弓為對象，根據(jù)其機構(gòu)運動模型，對受電弓機構(gòu)運動學(xué)進行了計算分析；采用殼單元將其三維模型離散化，對其橫向剛度和結(jié)構(gòu)強度進行了計算。基于ORE 方法，結(jié)合Goodman 疲勞曲線，對受電弓疲勞強度進行了評價，得出以下結(jié)論：

（1）在受電弓工作高度范圍內(nèi)，弓頭都基本保持與水平方向垂直；升弓過程中，弓頭在水平方向x的位移始終保持在±50 mm 以內(nèi)，滿足GB/T 21561 標準的要求。

（2）受電弓開閉口運行時，各主要部件的最大應(yīng)力分別小于其材料的屈服強度。在橫向力300 N 的作用下，其橫向最大位移小于30 mm。受電弓的靜強度和橫向剛度均滿足要求。

（3）受電弓在疲勞載荷工況下，所有焊縫節(jié)點的應(yīng)力結(jié)果均在Goodman 曲線封閉區(qū)域內(nèi)，說明該高網(wǎng)受電弓的疲勞強度滿足要求。其中，焊縫疲勞強度的安全余量較大；而上臂最危險焊縫位于上臂交叉管處，底架最危險焊縫位于底架梁與絕緣子座之間，需要重點關(guān)注。