动态接触（共6篇）
动态接触 篇1
高速精密角接触球轴承是高速数控机床电主轴广泛采用的支承元件。高速工况下, 由于离心力、陀螺力矩的影响以及载荷的变化, 轴承的内、外接触角、旋滚比、刚度等参数呈非线性变化[1]。适当地对轴承进行预紧可以抑制上述参数的变化, 提高电主轴精度、寿命及工作稳定性, 减少轴承生热。
目前国内许多学者对轴向预紧力影响轴承动态接触参数的规律进行了大量的研究, 如文献[2]在拟动力学基础上, 介绍了轴承特性分析中主要的数值计算方法。文献[3]用经典理论计算对比有限元分析 (FEA) , 用图解法分析了高速角接触球轴承的刚度规律。文献[4]分析了定位与定压两种预紧方式下各参数对轴承刚度的影响规律等。但上述文献所描述的分析均未综合考虑轴承复杂的高速运转条件, 本文从轴承应用的角度, 针对高速电主轴用角接触球轴承, 利用Hertz接触理论以及套圈控制理论, 分析轴向预紧力对高速角接触球轴承内、外接触角、陀螺力矩、旋滚比、轴承动态刚度的影响规律, 为角接触球轴承最佳预紧力的确定以及轴承在线预紧力的控制提供理论依据。
1 角接触球轴承的拟动力学分析
角接触球轴承实际受载形式如图1所示, 通常其在转速N下承受轴向力Fa、径向力Fr、弯矩M, 同时高速条件下考虑钢球离心力和陀螺力矩的影响。
图2表示了第j个钢球曲率中心位置受载荷作用前后的变化关系。当轴承同时承受径向力和轴向力, 且考虑离心力和陀螺力矩影响时, 钢球与内、外圈接触角不再相等, 内圈的中心位置由Oi移动到Oi’;外圈由于和轴承座配合, 其中心位置Oe和Oe’在同一位置上;钢球的中心位置O由移动到O’。
根据几何关系可得2×Z个变形协调方程 (每个角码j代表第j个钢球) :
式 (1) 、 (2) 中:A为不受载荷时, 轴承内、外圈沟曲率中心点的距离;fi、fe为内、外沟道曲率半径系数;Dw、Dpw分别为钢球直径、轴承平均直径;α为轴承的初始接触角;ψj为第j个钢球的位置角;ur, ua和θ分别为轴承整体径向变形、轴向变形和转角;uij、uej分别为第j个钢球与内外圈的接触变形量, 且满足Qj=K·uj3/2;Qj为第j个钢球所受载荷, K为Hertz接触刚度。
根据图3所示的钢球与内、外圈之间的力平衡关系, λij、λej为内、外圈摩擦力矩分配系数[3], 且λij+λej=2, 可得2×Z个力平衡方程:
式 (3) 、 (4) 中:Fcj为钢球公转时产生的离心力;Mgj为钢球的自转轴在空间发生变化时产生的陀螺力矩;ωmj、ωzj为根据外圈控制理论导出的钢球公转和自转角速度[3]。
当静力平衡时, 轴承内圈所受到的径向载荷和轴向载荷分别表示为:
根据力矩平衡关系, 可得:
采用Newton-Raphson迭代法, 在Matlab中编程, 联立上述4Z+3个非线性方程 (根据对称性可以减少方程的个数[5]) , 求解非线性方程组, 可计算出在转速ω、径向力Fr、轴向力Fa及力矩M作用下, 滚动轴承的径向变形、轴向变形、转角、各钢球内外接触角、弹性趋近量、接触载荷等参数。
2 高速角接触球轴承旋滚比
旋滚比是滚球在沟道接触处自旋运动的角速度与滚动角速度的比值, 旋滚比是角接触球轴承高速工作时的一个重要参数。高速工况下, 滚球绕接触面法线的自旋运动导致摩擦生热, 旋滚比越大, 自旋滑动越剧烈, 生热、磨损越严重。因此高速工况下应使得旋滚比尽可能小。由外圈控制理论, 滚球与内圈沟道的旋滚比为[6]:
3 高速角接触球轴承刚度的计算
由Hertz弹性接触公式[7], 弹性趋近量, 椭圆长轴系数
根据刚度概念, 可以推导钢球内、外接触区的接触刚度为:
式 (9) 中:E1、E2、ν1、ν2分别为钢球、沟道材料的弹性模量、泊松系数;Г, L为第一、二椭圆积分;k为接触面椭圆率, k=b/a。
且满足关系:
F (ρ) 为主曲率函数。联立 (10) ~ (11) , 在Matlab中调用椭圆积分函数[Г, L]=el⁃lipke (m, tol) , 其中m=1-k2, tol为函数内部计算控制误差, 解非线性方程, 可得到Г, L, k。
根据图4分析可得各钢球与内、外圈接触刚度的径向、轴向分量分别为:
式 (12) 中:j表示第j个钢球;m=i或e表示轴承内或外圈。
利用各钢球接触刚度的串、并联关系得到高速角接触球轴承的径向、轴向刚度和角刚度, 分别表示为:
4 高速角接触球轴承接触特性规律分析
基于以上分析, 以B7005轴承为例, 分析高速角接触球轴承接触特性的规律。轴承B7005的几何参数如表1。轴承材料的主要参数包括:弹性模量E=2.32×105MPa, 泊松系数ν=0.283, 密度ρ=7 660 kg/m3。
4.1 轴向预紧力对角接触球轴承高速特性的影响
根据式 (1) ~ (15) 进行计算, 分析轴承在转速N=20 000 r/min、径向载荷Fr=50 N时, 轴承所受轴向预紧载荷对轴承接触角、陀螺力矩、旋滚比和轴承刚度的影响规律, 如图5~10所示。
从图5、图6可以看出在高速工况下的轴承内、外圈接触角随着轴向预紧载荷的增大而增大。对比两图, 高速轴承的轴向预紧载荷对外圈接触角的影响比内圈接触角影响明显, 高速工况下内接触角比外接触角大;且承载越小的钢球接触角越大。
图7、8为轴向预紧载荷对陀螺力矩、旋滚比影响曲线图。从图7、8可以看出:钢球陀螺力矩、旋滚比随预紧载荷的增大而减小, 各位置角钢球相应数值差异也变小;且承载越小的钢球的陀螺力矩、旋滚比越大。
从图9、图10可以看出:轴承的径向刚度、轴向刚度和角刚度随着所受轴向预紧载荷的增大而增大。
4.2 转速对角接触球轴承高速特性的影响
利用式 (1) ~ (15) 进行计算, 分析角接触球轴承在受径向载荷Fr=50 N, 轴向载荷Fa=400 N时, 转速对轴承钢球接触角、陀螺力矩、旋滚比以及轴承刚度的影响规律, 如图11~16所示。
从图11、图12可以看出随着转速的提高, 外圈接触角逐渐减小, 内圈接触角逐渐增大;且承载越小的钢球接触角越大。
图13、图14为转速对陀螺力矩、旋滚比的影响曲线图, 从图可以看出:钢球的陀螺力矩, 旋滚比均随转速的提高而变大, 各位置角钢球相应数值差异也变大;且承载越小的钢球的陀螺力矩、旋滚比越大。
从图15、图16可以看出:轴承轴向刚度、角刚度随着转速的提高而减小, 径向刚度则增大。
综合4.1与4.2所描述的轴向预紧载荷以及转速对角接触球轴承接触特性影响规律, 可以看出:高速工况下采用较大的轴向预紧力, 可以遏制陀螺力矩和旋滚比的急剧增大, 维持轴承轴向刚度和角刚度的稳定, 进一步提高轴承的径向刚度。
5 结论
本文以拟动力学和套圈控制理论为基础上推导了高速角接触球轴承旋滚比、动态刚度计算的数学模型, 得出轴承高速工况下轴向预紧载荷、转速对轴承高速接触特性的影响规律。
(1) 角接触球轴承钢球接触角、陀螺力矩、旋滚比数值在承载最大位置处最小, 并随与最大承载钢球的圆心夹角的增大而增大。
(2) 提高轴向预紧力, 可以增大轴承钢球内、外接触角, 轴承径向、轴向刚度、角刚度;减小陀螺力矩和旋滚比, 而且能使得各位置钢球的陀螺力矩、旋滚比数值的差异变小。随着预紧力的提高, 陀螺力矩、旋滚比数值的减小幅度下降。
(3) 提高轴承转速, 会增大钢球内接触角、陀螺力矩、旋滚比、径向刚度;而减小外接触角、轴向刚度、角刚度, 使各位置钢球的陀螺力矩、旋滚比数值的差异变大。随着转速的提高, 陀螺力矩、旋滚比数值的增大幅度变大。
(4) 宽调速范围的高速电主轴中角接触球轴承的轴向预紧力应随转速的提高而适当增大, 随转速的下降适当减小, 以提高电主轴性能的稳定性和可靠性。
摘要：基于拟动力学、套圈控制理论建立了角接触球轴承的刚度、旋滚比数学模型。以此为基础利用Matlab编程, 计算了轴承钢球与套圈的接触角、陀螺力矩、旋滚比和轴承刚度, 分析了高速工况下预紧载荷、转速对轴承各接触参数的影响规律。
关键词：预紧,角接触球轴承,拟动力学分析,动态刚度,旋滚比
参考文献
[1]戴曙.机床滚动轴承应用手册[M].北京:机械工业出版社, 1993.
[2]陈锦江.轴承数字化设计及其在高速陶瓷球轴承结构设计中应用[D].天津:天津大学, 2004.
[3]唐云冰.航空发动机高速滚动轴承力学特性研究[D].南京:南京航空航天大学, 2005.
[4]蒋兴奇.主轴轴承热特性及对速度和动力学性能影响的研究[D].杭州:浙江大学, 2001.
[5]万长森.滚动轴承的分析方法[M].北京:机械工业出版社, 1987.
[6]伍良生, 刘振宇, 张威, 等.高速主轴用角接触球轴承旋滚比分析[J].北京工业大学学报, 2003, 32 (8) :677-682.
[7]杜迎辉, 邱明, 蒋兴奇, 等.高速精密角接触球轴承刚度计算[J].轴承, 2001 (11) :5-8.
动态接触 篇2
研究土壤—开沟部件接触的目的是为了获得开沟部件最优的工作参数且探索土壤—开沟部件之间存在的关系,最终达到减小牵引力以减小能耗的目的。假设在耕作过程中,自变量—土壤初始状态为Si、开沟部件的形状为Ts、部件移动方式为Tm、因变量—土壤最终状态为Se、耕作阻力为F,Gill和Vanden Berg[1]把这5 者之间的关系用两个函数f和g表示为
根据上式,选取Si、Ts、Tm使得F最小,同时得到满足农艺要求的Se,即设计耕作部件的问题等价于求解方程的最优解。
将上述模型具体化,是一个非常困难的问题,也一直是研究者努力的目标。虽然函数定性说明了影响土壤最终状态的相关因素,但不能描述土壤—开沟部件的接触过程。为此,本文对目前各种数值模拟方法在土壤—开沟部件接触的动态仿真方面应用的特点进行了系统介绍,并分析了各种数值模拟方法在仿真中存在的差异及适用性,找出一种理论上更适合对土壤—开沟部件接触的过程进行动态仿真的方法,以期望对开沟部件的优化提供理论依据,为土壤动力学的研究产生积极的影响。
1 土壤—开沟部件接触的研究方法
采用试验、数值模拟两种方法来研究上述两个函数关系: 试验包括土槽试验及田间试验; 数值模拟方法主要包括传统分析方法、有限单元法、离散单元法、无网格法、计算流体力学及人工神经网络。
1. 1 试验、传统分析方法的应用
早期的研究主要采用了试验及传统分析方法,依据下列两条技术路线进行: ①通过对田间试验的数据进行理论修正,找到能对土壤状态进行描述的特定参数及它们之间存在的特定关系; ②以试验分析为基础,假设土壤—开沟部件接触符合一定关系,进一步计算出能够描述开沟过程的理论模型及推求它们之间的相互作用[2]。
传统分析方法的基本思想是假设土体为刚塑性体,通过静力平衡原理求解以自由面、开沟部件与土体的相互作用边界及土壤切削试验中找出的土体破裂线( 面) 组成的力隔离体,求得土体对开沟部件的阻力[3]。
1918 年,E. A. White在康奈尔大学完成的博士论文“关于犁体及其对土垡作用的研究”被认为是一个里程碑,标志着土壤耕作工作的研究开始了较理论性的探讨[4]。20 世纪20 年代,前苏联郭辽契金理论上对土壤—开沟部件的接触进行了分析,从而为犁体曲面的优化设计、开沟过程的动态分析奠定了基础。自1925 年后,Nichols及他的同事做了大量的研究工作,并且发表了一系列的文章; 英国、德国的科学家也进行了相关研究[1]。我国陈秉聪、邵耀坚、曾德超和罗锡文等人在此领域也做了大量卓有成效的研究工作[5,6]。
然而,传统分析方法有其明显的局限性: 它不是基于随刀具入土角度、土壤含水量、土壤密度等因素而变化的土壤实际失效模式,而土壤的失效取决于刀具的形状、耕作速度及土壤的物理特性[7]。因而,基于假设基础上被动土压力理论及土壤失效模式的传统分析方法在耕作机具的优化方面作用有限[8]。
1977 年以来,尤其是20 世纪90 年代以来,随着试验手段不断完善与计算机性能迅速提高,特别是由于有限单元法、离散单元法等数值模拟方法的引入,土壤动力学领域的研究取得了较大的进展。
在试验方法方面,田间试验及土槽试验继续被使用,而且一些新的方法陆续也被引入: 如X射线透射、扫描电镜及各种先进的测力装置,通过这些装置来观察并记录土壤最终状态及开沟部件的响应[9,10]。
1. 2有限单元法( Finite Element Method,FEM ) 的应用
有限单元法是用较简单的问题代替复杂问题后再求解。有限单元法的基本思想是将物体离散为有限个简单单元的组合,原物体可以通过这些单元的组合来模拟。对于土壤开沟问题,有限单元法的应用非常广泛,因为开沟部件的切向和法向的应力分布以及土壤的应力分布、应变情况、破坏的具体位置可以被较准确的预测[11]。
Mouazen等[12]认为用有限元法研究土壤—开沟部件接触问题时应当考虑以下几点: 土壤—开沟部件接触的相互作用; 土壤机械特性参数的选择; 土壤的失效形式。郭志军[13]等按照建立土壤—开沟部件接触的有限元模型、土壤的种类的选取,及土壤本构关系的确立、室内试验和田间试验的对比分析、有限元模型参数的选取及分析内容的部分研究成果进行了归纳。根据是否考虑耕作部件对土壤的动力影响,徐中华等[14]将研究分为准静态和动态仿真两个部分:前者因耕作速度较低,采用准静态模拟; 后者因耕作速度较高在分析模型中加入了动力成分。用有限元方法分析土壤—开沟部件接触相互作用的前提是要建立精确的土壤本构关系。目前常采用的土壤本构关系有Drucker—Prager非线性弹塑性模型、Duncan—chang双曲线应力—应变模型,线性弹塑性本构模型及粘弹塑性帽盖模型。
2002 年,Abdul[15]等以8 节点线性等参数单元建立了4 种不同角度组合的深耕铲的三维非线性有限元模型,同时考虑模型几何、物理、边界非线性,以及牵引力、土壤最终状态及深松铲表面压力分布等问题,对土壤模型选用Drucker—Prager非线性弹塑性模型,并且选用砂壤土进行室内土槽试验来与有限元模型进行对比分析。2003 年,Mootaz Abo—Elnor[16]提前定义了土壤的失效面,土壤本构关系使用Dancan -Chang双曲线应力—应变模型,用有限元软件Abaqus建立了土壤—开沟部件的三维有限元模型并进行了开沟过程的动态仿真,分析开沟速度及加速度对开沟阻力的影响。结果表明: 开沟阻力受开沟加速度的影响显著,开沟阻力受开沟速度的影响不大; 且随着加速度的增加,开沟阻力也逐渐增大。陆怀民[17]在不考虑土壤与刀面间的摩擦的基础上,采用粘弹塑性帽盖模型,建立了粘性土壤—工程机械切削部件接触的有限元模型,并进行了切削过程的仿真分析,仿真与试验均表明: 在切刀水平位移相同时,切削速度越高,土壤的反作用力就越大。因此,对于耕作机械,在动力不足时,可以适当降低速度以减少切削阻力。2014年,佟金[18]等利用有限元方法,土壤模型为Drucker -Prager非线性弹塑性模型,在Abaqus软件中建立了土壤—凸齿镇压器接触的三维有限元模型,并对其运动过程进行动态仿真。本文使用任意拉格朗日一欧拉方法对模型进行自适应网格划分,以解决土体局部变形引起单元畸变而导致分析中断的问题和单元扭曲导致分析不收敛的问题。根据凸齿镇压器的两种工作模式,对模型设置不同的边界条件,探讨不同载荷、凸齿镇压器沉降量及牵引力之间存在的因果关系。为了优化凸齿镇压器的表面结构,改进其几何结构、选择合理的作业参数以提高土壤表面的微形貌从而使得机具工作简便、能耗降低。本文通过土槽试验来验证有限元仿真的准确性,搭建了基于室内土槽的凸齿镇压器牵引试验平台,通过土槽试验对有限元分析结果的有效性进行验证,以实现改进凸齿镇压器的几何结构、表面结构的优化及作业参数的选择,达到提高土壤表面微形貌加工作业质量、降低能耗的目的。2015 年,Tagar等[19]以Drucker - Prager非线性弹塑性模型为土壤本构模型,对土壤在土槽和田间的破碎模式进行了有限元仿真,结果表明: 有限元仿真模拟土壤破碎是一个很好的工具,土槽的仿真结果比在田间的更符合实际,无论是在土槽还是在田间,土壤的破碎和土壤的稠度有直接关系。
相比于有限元法,离散元法计算比较简单,数据量较少,无需建立大型的刚度矩阵,允许单元发生大的平移、转动,可以求解一些含有复杂物理力学模型的非线性问题; 而且离散单元法适合于界面弱连接的非连续介质问题或连续体到非连续体转化的材料损伤破坏问题。
1. 3 离散单元法( Distinct Element Method,DEM) 的应用
离散单元法DEM是一种显式求解的数值模拟方法,在最基本的牛顿第二定律基础之上,它将土壤认定为不连续的独立质点的集合[20],具有牢固的理论依据。离散体单元法将单元分为圆盘单元和多边体单元两类,为了研究方便且考虑土壤颗粒形状的特殊性,目前研究者将用于分析土壤的离散单元法中的单元普遍视为圆盘形[21,22]。
2001 年,Horner等[23]建立了一种能够反映犁与土壤之间相互作用的3D离散单元法模型。该模型具有较好的定性结果,但不能反映出定量结果。2002年,Owen等[24]提出了离散单元法适用于土壤之间相互作用的柔性或刚性建模。土壤的非线性行为和土壤之间的交互作用可以很容易地用离散单元法描述出来。2003 年,徐泳[25]等提出对土壤—耕作部件接触的相互作用采用离散元法进行仿真分析。其根据土壤的力学特性,建立了合理的土壤颗粒—耕作部件接触的模型,选择合理的算法,并利用高速计算机进行仿真。结果表明: 土壤的运动特征、受力、变形及能量耗散都有特定的规律,因此耕作过程的细观力学机理被读者了解。2007 年,Asaf等[26]基于一种原位测试和逆向技术提出了一种确定离散单元法模型参数的方法。2013 年,Korne'l等[27]开发了土壤交互作用的三维离散单元法仿真模型,并通过模拟和试验的对比证明了该模型的准确性。2014 年,Elvis等[28]用离散单元法创建了土壤不可逆耕作的预测模型。
目前,在采用有限元法、离散元法处理时遇到了问题: ①高速撞击往往引起结构的几何畸变( 如侵彻、穿透) ,采用传统有网格的数值方法,无法避免网格畸变问题,给分析计算带来困难; ②材料成型过程中,采用网格模拟材料流动变形带来的不便; ③动态裂纹扩展,以及“激波”现象的数值模拟,采用网格方法必须实施网格的重新生成,给问题的处理造成了困难; ④流体—结构相互作用、相变问题的分析中界面的追踪模拟; ⑤求解某些特殊问题( 如奇异性问题、高振荡问题等) ,传统的数值方法计算精度和收敛性差,且实施不便; ⑥网格类的自适应算法与技术的实现比较困难,而无网格的自适应实现相比要简单便利。
1. 4 无网格法( Meshless Method) 的应用
无网格法克服了对网格的依赖,在涉及网格畸变、移动等问题中显示了明显的优势,包括光滑粒子动力学法( Smooth Particle Hydrodynamics,SPH) 及多象限法等,目前应用较多的是SPH。进行土壤的耕作时,土壤会发生破坏以至大变形,所以可以选用SPH法,因为SPH法不适用网格,就不会有网格畸变问题的发生。同时,SPH法也适用于材料在高加载速率下的断裂等问题的研究。因此,SPH非常适于耕作过程的动力学描述。
Bui等[29,30]在2003-2006年间进行了一系列关于土体中固-液两相和固-液-气三相相互作用的SPH数值模拟研究分析,提出了SPH模型。土体长时间搁置就会板结,2006年,钟江[31]等利用SPH方法建立了土壤高速凿切的有限元数值仿真模型,研究反旋凿切土壤的动态耕作过程,为更好地疏松土壤、降低能耗提供了理论基础。2010年,Binesh等[32]第一次在增强土壤弹塑性分析中应用了无网格法,通过实验验证了该方法得出的结果与有限元分析法的结果吻合。
1.5计算流体力学(Computational Fluid Dy-namics,CFD)的应用
Karmakar等[33]将土壤当作粘塑性材料,使用CFD对耕作刀具周围土壤变形模式进行了研究,确定了耕作刀具周围土壤流动具有“塑性流动”和“塞流”两种模式,同时指出了土壤失效前耕作刀具的临界速度和深度。同年,Karmakar等[34]从流体流动角度,构建了土壤—开沟部件接触的动力学模型,通过对接触系统的分析可以为开沟刀具的优化提动理论基础,可以实时了解沟垄平整度、压力分布及能量需求等的情况; 基于土壤的粘- 塑性参数,可以建立不同类型的土壤模型。在后续的研究中,Karmakar等[35]对耕作刀具在高速耕作过程中,刀具表面的压力分布和土应力模式进行了研究,指出虽然矩形刀具是非流线体,但它比流线体刀具更能抵抗土壤的压力和粘性阻力。2009 年,Karmakar等[36]在不同的耕作速度、耕作深度、土壤粘度下进行了土槽试验,得到的实验数据与利用CFD得到的模拟数据进行了比较,结果显示: 当耕作刀具耕作较浅耕作深度和耕作速度较低时,两者的数据相关系数最大。2008 年,Barker[37]运用计算流体力学方法模拟土壤和耕作刀具交互运行的稳态和瞬态,可预测土壤与耕作刀具接触面的负荷。
1. 6人工神经网络( Artificial Neural Network,ANN )的应用
1999 年,Zhang[38]等应用ANN来模拟土壤- 机具的相互作用及土壤行为。2001 年,Jayasuriya[39]等认为ANN能处理土壤动力学中模糊和非均匀变量的输入问题。
1. 7 几种数值模拟耦合方法的应用
2012 年,Mabssout等[40]将应用于土壤动力学问题分析的两种方法: Taylor - SPH与Runge - Kutta进行了比较,并指出Taylor - SPH方法稳定性、效率更高。
2 主要问题和未来发展趋势
2. 1 存在的问题
研究者们对土壤—开沟部件接触的仿真分析进行了大量的研究和改进,但是至今没有一种本构关系能适应于所有的土壤状况。主要问题是: ①没有考虑土壤内部出现裂纹的模拟研究; ②模拟边界条件都是人为确定的,这样就会带来计算的误差; ③对于高速切削( 切削速度接近或达到土壤塑性应力波传播速度的土壤切削) ,目前的研究还不成熟; ④对于保证开沟部件的优化设计降低剪切破碎阻力的研究较少。这些都是当前土壤—开沟部件接触系统存在的主要问题。
2. 2 研究重点及发展趋势
基于以上土壤—开沟部件接触系统存在的问题,目前急需解决的重点是: ①考虑精确的数学模型、选择合理的算法、精确的模拟边界条件和施加载荷以建立土壤—开沟部件接触的动态仿真模型,处理土壤的大变形问题。②采用合适的破碎模型,完整地分析土壤的破碎过程,对土体的内部应力和位移进行一定的预测。③土壤种类多样,通过试验研究结果和数值模拟软件分析结果的仿真对比来寻找一种本构关系可以适合于多种土壤状况的本构模型。④通过大量的实验和计算建立耕作部件合理的优化数学模型来寻找最合适的开沟部件形状,以达到对实践的指导。
3 结论
动态接触 篇3
交流接触器是一种量大面广电磁式电器,其工作原理是将电磁能转换成为机械能,从而带动执行部分触头动作。电磁系统是交流接触器的心脏,电磁系统的好坏直接影响接触器的机械寿命、电寿命与成本。目前,交流接触器的电磁系统正在向节能、节材、提高寿命和可靠性方向发展。为了提高上述指标,电器工作者在结构设计、仿真计算、制造工艺、动态测试等方面做了大量的研究工作。
目前,交流接触器的电磁系统的铁心均为平极面(下称平极面交流接触器)。虽然该种电磁系统的结构简单,易于加工,但其未充分利用铜铁用材量,经济性能差,而且动态吸力特性还可进一步改进、提高。
尽管交流接触器改变铁心极面形状的方案早已提出[1](下称斜极面交流接触器),但始终未对这种方案进行深入的分析研究,更没有对其进行高性价比的智能动态优化设计。本文通过研究发现,斜极面铁心可以改善接触器的动态吸力特性;通过优化计算可以实现大幅减小铁心和线圈而达到节材、缩小接触器的体积、提高接触器的寿命和工作可靠性的目的,从而大幅提高其经济与技术指标。
2 平极面交流接触器动态特性计算
2.1 计算模型
平极面交流接触器的电磁系统的动铁心和静铁心的极面均为平面。本文以CJ40-100A交流接触器作为研究模型,应用ANSYS软件对其三维电磁机构进行仿真计算。图1为平极面交流接触器在AN-SYS软件中的计算模型图。
采用图1的模型进行造表计算,可以得到不同气隙、电流下吸力和磁链的二维数据表格,利用该表通过插值方法可以仿真计算平极面交流接触器动态特性。
2.2 动态特性验证
为了验证仿真计算的正确性,本文采用基于高速摄像机和图像处理的电磁电器动态测试装置,以非接触方式拍摄平极面交流接触器的运动过程,从拍摄的图像信息中取出位移信号,并采用二进小波变换进行降噪处理,得到交流接触器的位移曲线[6]。采用霍尔电压电流互感器采集接触器线圈的电压电流信号,利用实测的曲线对仿真计算曲线进行验证。
图2是交流接触器在额定电压0°合闸相角情况下吸合过程的仿真与实测曲线比较图。从图中可以看出,实际测量的线圈电压、线圈电流、铁心位移信号与仿真计算十分接近,可以利用仿真计算程序进行斜极面交流接触器动态特性的计算和优化。
Fx,Ff—仿真计算的吸力、反力u,i,s—仿真计算的线圈电压、电流、位移u',i',s'—实际测量的线圈电压、电流、位移
3 斜极面交流接触器特性分析
3.1 计算模型
斜极面交流接触器与平极面交流接触器主要区别是其动静铁心端面呈斜面状。图3是斜角为45度斜极面铁心的ANSYS计算模型。为了更清楚了解斜极面的结构,该模型为不带线圈的磁系统。
由于磁力线垂直于铁心端面,显然在同一气隙下,其有效路径变短了。
3.2 斜极面交流接触器静态特性分析
用图1的模型进行有限元计算,可以得到平极面交流接触器不同气隙、电流下吸力和磁链的二维数据表格;用图3的模型进行有限元计算,可以得到斜极面交流接触器不同气隙、电流下吸力和磁链的二维数据表格。通过对同样结构尺寸的平极面和斜极面模型静态吸力特性计算结果分析比较发现:斜极面电磁系统的静态吸力特性较平极面平坦,即采用斜极面的结构,在接触器起动时能够增大启动吸力,减小触动时间;在铁心闭合时又能够减小吸力,减小闭合时铁心的撞击力。显然这是人们期望的静态吸力特性。
图4为接触器的静态吸力特性,左图为接触器打开状态铁心极面斜角为0、15、25、35、45度的静态吸力特性(0度为平极面),右图为接触器闭合位置铁心极面斜角为0、15、25、35、45度的静态吸力特性。从图中可以看出,在打开位置同一线圈激磁电流情况下,斜角角度越大,吸力越大;反之,在闭合状态同一线圈激磁电流情况下,斜角角度越大,吸力越小;最大吸力与最小吸力比值都大于1.5。
4 斜极面交流接触器优化计算
从以上分析可以看出,斜极面交流接触器在打开位置,线圈激磁电流相同时其静态吸力远高于平极面的静态吸力,显然采用斜极面将有很大技术经济方面的潜力。因此本文对其电磁系统进行优化设计,从而充分利用该空间以提高其技术经济指标。
本文的优化计算在改善动态特性的条件下,用材量最小。
4.1 优化算法
遗传算法(genetic algorithm,GA)是Holland教授首先提出来的一类仿生型进化算法。GA通过将当前群体中具有较高适应度的个体遗传给下一代,并且不断淘汰适应度低的个体,从而寻找出适应度最大的个体。其优点是:具有大范围全局搜索的能力,与问题领域无关;搜索从群体出发,具有潜在的并行性;可进行多值比较,鲁棒性强;搜索使用评价函数启发,过程简单;使用概率机制进行迭代,具有随机性,可扩展性,容易与其它算法结合。但是GA算法对于系统中的反馈信息利用不够。
人工鱼群算法(artificial fish swarm algorithm,AFSA)是模拟鱼群行为的一种基于动物自治体的优化方法,是集群智能思想的一个具体应用。它能很好地解决函数优化等问题。它的主要特点是:只需要比较目标函数值,对目标函数的性质要求不高;对初值的要求不高;对参数设定的要求不高;具备并行处理的能力,寻优速度较快;算法具备全局寻优的能力。虽然该算法优点较多,但也存在明显的不足,主要表现:当寻优的域较大或处于变化平坦的区域时,收敛于全局的最优解速度减慢、搜索性能劣化;算法一般在优化初期具有较快的收敛性,后期却收敛较慢[7,8]。
本文吸取遗传算法和人工鱼群算法的优点,将遗传算法和人工鱼群算法有机结合应用于斜极面交流接触器的电磁系统优化计算中。
4.2 优化计算
由于人工鱼群算法对初值要求不高,根据约束条件和技术要求随机产生50条人工鱼群,同时设定迭代次数;各组人工鱼利用聚集行为和追尾行为进行寻优计算,当连续出现3次最优值没变化或变化很小,则进行遗传算法的选择、交叉、变异操作,防止出现局部最优值。这样既可以提高收敛速度又能保证全局搜索能力,计算结果如下:
从表1可以看出,铁心厚度减少了一半,这样可以节约硅钢片50%,另外线圈的线径也减小了43%左右,由于铁心厚度减小了,线圈的平均匝长也减小了,这样可以节约铜达70%以上。
4.3 优化结果分析
由于合闸相角的随机性,本文根据2.2计算结果和优化结果,以60°合闸相角为例给出平极面交流接触器动态特性和斜极面交流接触器动态特性,如图5(a)、图5(b)所示。
Fx,Ff,s—吸力、反力、位移u,i,v—电压、电流、速度
为了更清楚地分析优化结果,将动态特性的关键参数的平均值列表进行比较,如表2所示。从表中可以看出,斜极面铁心末速度与铁心单位面积撞击能量均小于平极面交流接触器,因此在大幅度减小铁心用材量的条件下将取得更高的机械寿命。同时,由于总撞击能量减小,将改善触头二次弹跳,减小电磨损。
斜极面交流接触器将采用低电压保持的方案,从而实现接触器电磁系统低损耗与低温升运行。
5 结论
以ANSYS有限元软件为基础,采用基于遗传算法的人工鱼群优化算法对斜极面交流接触器进行动态优化计算,优化结果表明,斜极面交流接触器电磁系统与平极面交流接触器电磁系统相比,可以大幅度节材,其中硅钢片节约50%,铜材节约达70%以上。而且吸合过程铁心撞击时末速度与单位面积撞击能量比平极面交流接触器低,分断速度比平极面交流接触器高。因此,一定斜角的斜极面电磁系统具有很高的技术经济指标,在解决其加工工艺后将是一种很好的选择,可应用于各种交流电磁铁、交流接触器等产品。
参考文献
[1]Czynski W,Hejman T,Smugala D.Computer-controlledtesting system for investigating the dynamic characteristicsof contactors with A.C.electromagnet drives[J].Meas-urement,2003,(33):313-323.
[2]Wada Masayoshi,Yoshimoto Hiroshi,Kitaide Yujiro.Dy-namic analysis and simulation of electromagnetic contac-tors with AC solenoids[A].IEEE IECON[C].2002.2745-2751.
[3]John W McBride.An experimental investigation of contactbounce in medium duty contacts[J].IEEE Trans.onComponents,Hybrids and Manufacturing Technology,1991,14(2):319-326.
[4]Gollee R,Gerlach G.An FEM-based method for analysisof dynamic behavior of AC contactors[J].IEEE Trans.on Magnetics,2000,36(4):1337-1340.
[5]王金贵(Wang Jingui).一种斜极面的电磁铁(Onekind of inclined pole face core)[J].机床电器(MachineTool Electric Apparatus),2002,(5):11-16.
[6]鲍光海,张培铭(Bao Guanghai,Zhang Peiming).基于高速摄像机的电磁电器动态特性测试及其图像处理的研究(Research of dynamic characteristics testing devicefor electromagnetic apparatus based on high speed cameraand image processing)[J].南昌大学学报(J NanchangUniv.),2009,31(3):376-380.
[7]李晓磊,邵之江,钱积新(Li Xiaolei,Shao Zhijiang,Qian Jixin).一种基于动物自治体的寻优模式:鱼群算法(An optimizing method based on autonomous ani-mats:fish swarm algorithm)[J].系统工程理论与实践(Systems Eng.Theory&Practice),2002,(11):32-38.
动态接触 篇4
关键词：微悬臂梁,弹塑性变形,分形粗糙面,接触-分离
0 引言
研究和实践证明,表面间的接触问题成了微机械系统(MEMS)最主要的运动障碍和失效方式[1]。在微悬臂梁在与基底表面间不断发生接触-分离的过程中,由实际不连续的微小接触点变形所构成的真实接触面积的大小和分布将发生变化,这很大程度上决定了微机械系统工作的可靠性[2]。因此,有必要对其基底与梁粗糙面间的接触-分离进行动态分析。
虽然MEMS器件本身价格便宜,但其失效造成的损失非常巨大,目前因微驱动器与微动作机构联结及其相关试验技术问题,尚无对微机械性能影响的全面定量分析方法,迄今为止,针对这种柔性结构多次弹塑性撞击问题的研究却不多见。对于多次弹塑性撞击的问题,撞击和分离过程交替出现,相邻撞击的时间间隔又很短。一系列的撞击加载和分离卸载依次激发的瞬态弹性波与瞬态塑性波,在柔性结构内传播、反射和相互干涉,产生了复杂的弹塑性变形响应,理论分析很困难,只能借助于数值手段进行分析。YANG等[3]应用ANSYS有限元软件对用于MEMS惯性开关的微弹簧进行实体建模和动力学模拟分析,得到其在动载荷下的应力分布情况和端部位移响应曲线,并比较静动载荷下结构参数对微弹簧水平和垂直方向上弹性常数的影响规律。朱斌等[4]也利用ANSYS有限元软件对器件进行模态和动力学碰撞仿真分析,并对该微机械惯性开关进行落锤冲击试验,从而得出冲击力和接触时间的有限值,将有利于其应用系统随后的信号处理。ZHAO等[5]建立了多力耦合作用下微机械惯性开关系统的动力学模型,并运用数值方法对含有椭圆积分的强非线性系统进行动态仿真分析,得出气膜阻尼力和触点接触力对系统性能的影响,充分证实了屈曲梁结构应用于惯性微感应器件设计的可行性。Benjamin等[6]对微机电开关进行了仿真模拟,在考虑金镍合金微凸体相互作用的基础上,建立了金镍合金的微凸体接触面与不同镍合金基底的接触分析模型,得出了合金中的镍含量对接触面积的影响较大,并且获得合理的合金含量,有利于微机电开关综合性能的发挥。刘媛等人[7]对纳米级动态粘着接触过程进行仿真,是为了研究微纳米尺度的机电系统(如MEMS)中所存在的纳米级表面接触和摩擦,从而对系统进行减粘附设计。文献[8]利用仿真软件对微加速度开关在不同加速度的情况下进行了动态特性分析,并且通过重锤实验测试,从而得出与仿真相一致的结论。Chen等[9,10]根据之前的研究还专门设计了一个基于原子力显微镜的接触测试平台,利用AFM的光学系统来测量悬臂梁末端的转角,经过校准以后,能够给出加载和卸载过程中的力,包括接触打开时的粘着力。这样的仿真设计在微机械系统应用方面能够迅速有效的模拟原型材料和微型结构,并对其进行实时的模拟仿真分析,研究结果对于进一步的实验研究具有一定的指导意义。
以上这些动态法向接触建立的模型大多忽略了微凸体相互作用以及实际构件结构的影响(如微悬臂梁反弹力对接触的影响),无法考虑多次接触和分离时实际接触表面变化的影响,其结果很难对实际接触面重复接触-分离的动态接触特性作出合理解释。文中利用ABAQUS有限元软件建立了微机械系统的悬臂梁与基底的接触-分离的模型,并充分考虑重复接触过程中由于材料变形和粘着分离后接触表面的变化,以及微悬臂梁反弹力影响等,是研究实际微悬臂梁与基底多次接触-分离的动态接触特性一个很好的方法。
1 计算模型的建立
1.1 粗糙表面及接触模型建立
由试验测得摩擦副上试样表面轮廓,并通过功率谱变换,分析可确定试样粗糙表面对应的分形维数D=2.5,采用连续且具有自仿射分形特性的Weierstrass-Mandelbrot(简称W-M)分形函数[11]模拟粗糙表面,基于表面平整度和频率分布密度的考虑,确定分形函数中的相关参数:γ=1.5,G=3μm,取样长度L=Ls×(N-1)=1.5×(64-1)=94.5μm(其中N为脊线数量)。
通过编写程序并利用MATLAB软件对粗糙表面进行模拟,获得分形粗糙表面。计算得到该模拟粗糙表面的微观不平度十点平均高度Rz=4.037 4μm,与试验测量的数值Rz=4.503 2μm较为接近。将此分形粗糙表面导入Pro/e软件,建立具有分形特征的粗糙表面实体模型,如图1所示。
图1 粗糙表面实体模型
为简化计算,在考虑上下接触体的弹塑性变形、微悬臂梁的弹性恢复力以及粗糙面微凸体间相互粘着作用基础上,将基底与微悬臂梁间的接触简化为理想平面基底与微悬臂梁粗糙面间的接触,在ABAQUS中进行传统接触计算分析时,接触选项设置中并没有关于接触表面间吸引力作用的相关设置。通过ABAQUS二次开发功能,采用非线性弹簧连接两接触表面,实现了在有限元接触模型中计入接触面分离时表面间的相互吸引作用,如图2所示。
图2 接触几何模型的建立
其中:A1、B1分别表示接触副的工作表面,A1为下接触体(基底)的平整表面,B1为上接触体(微悬臂梁)末端的分形粗糙表面,A2、B2、A3、B3、A4、B4、A5、B5、A6、B6分别表示摩擦副的非工作表面(图中括号里的面为可见面的正对面),C1、C2分别为悬臂梁的上下两个表面,C3、C4、C5、C6为侧面,其中C3为悬臂梁的固定端面。
1.2 结构边界条件的确定
为了分析方便,将悬臂梁分成两段,其前端(自由端)部分包含与基底接触的粗糙面。悬臂梁C约束其固定端(C3面)的x、y、z三个方向位移,并在其前端施加一均布的线性变化的载荷P;而将基底(接触体A)固定不动,底面约束x、y、z方向位移。具体如下:
悬臂梁C:
下接触实体A:
2 算例参数选择
2.1 摩擦副材料属性
铜(Cu)具有耐蚀性、质量轻、易加工成形性、导电导热性能好等特点,它常用于军事上的MEMS器件,被列为重要的战略物资,对其摩擦磨损性能进行分析具有重要意义。因此接触体A、B的材料为铜,而铝(Al)也具有耐蚀性和质量轻等优点,通常应用于悬臂梁材料,根据文献[12]得知铜(Cu)的屈服强度为60 MPa,其具体性能参数见表1。
表1 接触材料的力学性能参数
2.2 结构参数确定
根据分形粗糙表面微凸体的分布状况和边界条件的限制,通过分析比较得到微机械中的尺寸对接触的不同影响,其影响较大的有微悬臂梁的长度、厚度和微悬臂梁与基底之间的间隙,而与微悬臂梁的宽度无关。根据文献[13]初步确定初始间隙为2.7μm,截取的模型几何参数如表2所示。
表2 模型部件的几何参数
μm
2.3 工况条件
在悬臂梁前端施加载荷P=1/6 MPa,载荷在加载阶段(1-10μs)线性增加,在卸载阶段(10-20μs)线性衰减,其他边界条件不改变,采用ABAQUS/Explicit模拟仿真该工况下的动态接触情况。
3 结果分析
3.1 接触过程的响应分析
图3显示了在一次加载和卸载过程中接触冲击力随时间的响应曲线。发现在微悬臂梁的弹性恢复力作用及其接触微凸体粗糙面的法向和切向滑动相互作用下,微悬臂梁与基底接触过程是个复杂的多次弹塑性撞击过程。在加载(0-10μs)过程中,存在多个的明显撞击区段,每个撞击区又包含了形式多样的复杂的次生撞击过程,这与悬臂梁的弹性恢复、接触体的弹塑性变形有关,可从接触凸点的位移变化、接触体的应力应变图更明显看出。
图3 接触过程的冲击力随时间的响应曲线
图4为接触面最先接触节点1 670和28 710位移随时间的响应曲线,图5为不同时刻接触体A、B的von Mises等效应力分布图,其中显示的最大值变化处是微凸体最高接触节点1 670、9 132以及基底的最先接触节点28710和92 763,图6为接触体A(基底)表面不同时刻的三维等效应变图。由图3看出第1次明显冲击接触过程为3.85-4.75μs,其中在4μs处的冲击力[14]达到最大值646.051μN,比加载力大很多。此时接触节点1 670的位移随载荷增大迅速增大,通过计算得出此时上接触粗糙面的压入量为0.002μm,而基底上节点28 710的压入量为0.043μm(图4)。这是因为梁末端实际接触微凸体的接触面积很小,基底承受了较大压力,其接触部分的最大应力值达到116.011 MPa(图5(b)),发生塑性变形,并出现相应压痕,实际接触面积增大,随后接触力下降,其数值在43.34-250.32μN之间波动;在撞击的初期,悬臂梁的上接触体部分区域的应力就已达到了屈服应力,其最大的应力值达到94.573 MPa(图5(a)),超过了材料的屈服极限,因此接触面的微凸体已经产生了塑性变形。仔细验算后续的撞击过程,可以发现,在两接触体上均有部分区域出现了塑性屈服(图5(b-d))。这表明,虽然并非每次的撞击过程都能造成局部接触区域发生塑性变形,但是,自第1次撞击过程发生以后,弹塑性的扰动始终在两接触体中传播。由于微悬臂梁的弹性恢复力,使得微悬臂梁末端压下量比基底的残余压痕深度来得小,致使微悬臂梁与基底间出现第1次分离(t=4.75-6.35μs),这个分离区在位移(挠度)响应中可以很明显看出(图4)。随着外载荷的不断增加,第2个明显冲击接触过程发生在6.35-6.75μs,在这个过程中6.5μs时的最大冲击力达到581.795μN,此时的节点9 132最大应力值达到120.916 MPa(图5(c)),发生接触的微凸体数目增多,接触微凸体接触中心的等效应力超过了材料的屈服极限,发生了塑性变形,初始屈服点发生在最高微凸体的表面下,其主要原因是摩擦副表面微凸体高低不平,实际接触只发生在少数微凸体上,其中几个较高的微凸体在外载荷的作用下发生较大的挤压变形,产生较高的接触压力,而且发现各个微凸体之间的相互影响开始加强,另外基底的接触应力也有所提高,最大值达到121.945 MPa(图5(d)),影响区域也明显增大;随后发生的次冲击区的接触力有所下降,其数值在4.2-219μN之间波动;第2次分离过程为6.75-7.05μs。根据图6(a)显示在4.0μs时发生接触的点最大等效应变值达到0.187,其他两个节点的等效应变值也比较大,而在6.5μs时的接触点的最大等效应力值达到0.234(图6(b)),较之前时刻的值大,这个也能很好的解释冲击响应的过程,与冲击力和应力的变化都有很大的关系。而第3个撞击区的过程为7.05-7.8μs,在这个过程中达到整个冲击过程的最大接触力值为715.16μN,相当于第1次撞击力的1.12倍,其等效应力值也有所提高,因为此时的外载荷逐渐增大,使得悬臂梁在还没有完全反弹结束又一次加载进行冲击接触;随后也产生了不少间断性的冲击接触,因此不能忽视后续撞击对其产生的影响。在卸载过程中(10-20μs),随着载荷的线性减少,微悬臂梁的弹性恢复力使得微悬臂梁末端与基底发生间歇性的接触,另外接触面产生的弹性形变的恢复导致多次局部接触,从而会产生波动的冲击力,平均冲击力达到100μN,直到外载荷减小到一定数值,弹性恢复力使梁末端与基底在16.35μs时完全发生分离。因此不可忽视微悬臂梁的弹性恢复力对微接触的影响,多个撞击区和多次撞击过程将对梁的接触体和基底的撞击物理行为产生重要影响,其等效应力分布也与冲击响应有很大的关系。
图4 接触面最先接触节点位移的响应曲线
图5 不同时刻接触体A、B的von Mises等效应力分布
图6 接触体A(基底)表面不同时刻的三维等效应变图
3.2 无量纲接触面积的变化
图7显示了无量纲接触面积随时间的变化过程(A为真实接触面积,A0为名义接触面积)。可以看出,无量纲接触面积的变化与冲击接触力的变化相一致,说明了冲击接触力与接触面积有直接的关系;整个接触分离过程,实际接触面积只占名义面积的极小一部分,这也与工程实际相符合。在加载初期还未接触,直到3.85μs时第1次发生接触,此时只有较高微凸体顶端接触,因而接触面积较小,随着载荷的不断加大,接触面积也随之迅速增大,到4μs达到第一次接触时的无量纲面积最大值(2.5%),随着接触力的变化,接触面积也随之产生变化;在加载阶段的无量纲接触面积最大在第2次冲击接触过程产生,最大值达到2.7%,由于弹性恢复力的作用使得悬臂梁带动接触体B与A进行多次接触,因而接触面积也不断发生变化,因为载荷的不断加大,更多的微凸体接入接触,塑形变形的产生也使得接触面积有所增加。在卸载阶段的载荷不断减小,但是仍然会有一部分接触体发生间断的接触,因此接触面积会发生波动,直到16.35μs时完全分离。
图7 无量纲接触面积与时间的变化曲线
4 结语
1)充分考虑重复接触过程中由于材料变形和粘着分离后接触表面的变化,以及微悬臂梁反弹力影响等,建立了一理想平面基底与微悬臂梁粗糙面间的动态接触模型,并得到其应力应变适时的变化情况。
2)由于微悬臂梁的弹性恢复及接触体的弹塑性变形影响,微悬臂梁粗糙面与平面基底的撞击过程实际上是一个复杂的多次弹塑性撞击过程,一般存在2个以上的明显撞击区,每个撞击区包含了形式多样的复杂的次生撞击过程。
动态接触 篇5
5月30日, 我们以“关于接触网检测车EX3997596存在问题的报告”报局后, 积极协调处理自身可能克服的检测车问题。
6月4日请贵阳机务段受电弓检修工区工长一行到贵阳车辆段检测车停放现场进行了受电弓中心位置测量确认, 确定受电弓中心位置没有问题, 但对出现状况不良的受电弓滑板进行了更换。6月5日会同贵阳车辆段技术人员对检测车进行了旁程和车体倾斜度测量, 发现受电弓端两侧旁程差25mm, 车体倾斜48mm, 确认了我们判断的受电弓中心偏差大的结论。造成受电弓中心偏差大的原因是检测车车体本身倾斜, 而造成车体倾斜的原因是车内设备布局设计不合理 (偏重) 。检测车车体权属车辆段, 车辆系统检修时按客车车体标准进行检修, 其标准是车体倾斜<50mm为合格。但车体倾斜48mm将造成拉出值检测误差100mm～120mm, 这显然是不被允许的。在我们极力要求和局机务处和车辆处协调下, 6月12日贵阳车辆段组织对检测车进行了弹簧下端加垫临时处理, 将车体倾斜调整到了12mm, 加上我们采取的受电弓整体底座上移动和自身的软件修正已较好解决受电弓中心偏移问题。
硬点检测不灵敏和串信号问题, 6月23日检测到成都时, 请启迪公司技术人员进行了临时处理, 初步克服了串信号问题。
导高检测受制于气候问题, 我们建议加装角度传感器;高压室频繁烧坏芯片问题我们建议实施高低压设备电气隔离。经过上下努力, 局机务处已专题报告争取改造费用, 此二问题有望于近期得到解决。
通过对配属该段运用管理的检测车进行认真观察、分析、实测、比较、判断、咨询和协调问题克服, 充分感受到实现接触网参数可靠、准确动态测量的难度。我们必须全力以赴, 不断探索, 积极应用先进科技成果, 努力克服检测原理、检测设备可靠性、设备维护和设备多专业管理局限, 才可能最大限度发挥动态检测对行车安全的指导作用, 才可能最大限度为接触网运行管理服务, 才可能最大限度保障行车安全。
摘要：接触网动态检测是声、光、电、计算机和多媒体等现代科技在接触网专业的综合应用, 是强化运行管理行之有效的方法, 是保障设备安全运行的重要手段, 检测信息管理优劣直接关系铁路行车安全, 体现接触网运行管理工作水平。为充分发挥动态检测对设备运行安全的指导作用, 不断发现、改进和克服作为衡器的检测工具自身问题十分必要。
动态接触 篇6
2011年7月10日, 京沪高铁滕州东站内, 下行上海侧接触网附加导线 (供电线) 故障, 中断供电1小时37分。经调查, 故障原因是:7月10日滕州地区出现9级大风雷雨天气, 大风造成附加导线强烈摆动, 特别是跨中摆幅大, 摆动过程中造成靠近雨棚柱侧导线与雨棚柱间绝缘距离不足, 附加导线对跨中雨棚柱放电, 烧断了靠近雨棚柱侧的附加导线。
由以上事故案例我们不难看出, 虽然接触网附加导线并不直接与受电弓接触, 但在长期的运行过程中遇到低温、大风等恶劣天气时, 依然会引发供电事故。那么, 怎么有效防范此类事故的发生, 提高设备检修的针对性和准确性, 就成为摆在我们面前必须要解决的一个课题。
1 张力-弛度曲线的计算
1.1 气象条件及计算负载的确定
用户通过在程序起始界面中选择的线路类别和附加导线类别, 查询SQLite数据库, 将与之相对应的数据项调取后根据相应的计算公式确定附加导线所处线路的气象参数及附加导线负载:自重负载、冰负载、风负载、合成负载等。
1.2 决定起始条件
状态方程中的t1, q1, T1, 称为已知条件, 这种已知条件也必须通过计算确定, 在通常的计算中, 附加导线一般用弛度作为控制条件。它们分别用临界跨距和临界温度来决定。
在进行附加导线的安装计算时, 用临界跨距作为Tmax的起始依据;
在进行某些供电线或捷接线计算时, 如果悬挂导线受支柱高度和弛度值的条件限制, 其弛度就成为控制条件, 这时用临界温度作为起始条件确定的依据。 (以上计算均由程序自动完成, 但因为属于文献[1]中比较基础的计算, 在此不做具体的分析。)
1.3 决定当量跨距
设定一个综合代表跨距, 这个跨距中的导线张力随温度变化的规律与该锚段内的实际变化规律完全相同, 这个假设的跨距就称为该锚段的当量跨距。
本文为简化计算, 当量跨距的取值为5的整数倍:
在程序中用循环取值的办法, 依次取当量跨距的值进行计算。
1.4 求取张力及弛度值
1.4.1 附加导线的状态方程
1.4.2 待求量tx值的确定
将温度tx按不同线路的设计取用气象参数取值, 例如兰武线最高温度为:tmax=40℃, 最低温度为:tmin=-30℃, 本文因绘制张力-弛度曲线的需要, tx的取值为5的整数倍, 分别为:
1.4.3 求取张力值
在确定了起始条件和当量跨距之后, 根据q1、T1、t1可由状态方程求得Tx=f (tx) 的张力值。
由状态方程移项后得:
两边同乘xT2后, 上式化简为:
将温度tx、当量跨距Ld分别代入上式, 求解一元三次方程即可得出在不同当量跨距时不同温度下的张力值。表1列出了兰武线回流线 (LBGLJ-185) 在不同当量跨距下的张力值计算结果。
1.4.4 求取弛度值
根据下式可以求得该锚段各实际跨距的弛度曲线。
将不同跨距值 (这里跨距取5的整数倍) 代入上式计算, 可得出在同一张力下, 不同跨距时的附加导线弛度, 因此弛度曲线是一族曲线。
1.4.5 计算结果比较
将表1中的张力值与设计安装曲线中的值相比较, 数据基本吻合, 部分数据存在2%左右的误差。 (在设计安装曲线中的张力弛度取值只能根据坐标点的位置读取, 存在读数误差)
2 动态绘制张力-弛度曲线
经过计算得出张力及弛度值的计算结果后, 就可以进行张力-弛度曲线的绘制了。本文在确定了张力-弛度量值的计算方法后, 引入了AChartEngine图形库实现曲线的动态绘制。
2.1 建立坐标系
依据绘制张力-弛度曲线图的需要, 建立了以温度为横轴t, 导线张力为左纵轴T, 导线弛度为右纵轴F的坐标系。在程序中因受手机屏幕大小的限制 (显示坐标轴线上的数字后会影响部分曲线的显示效果) , 将左边纵轴的量值缩小100倍, 右边纵轴的量值缩小10倍显示。
2.2 映射坐标点
将计算得出的张力弛度值计算结果依次映射到坐标系中, 温度和张力值 (tx, Tx) 以横轴t和左侧纵轴T对应绘制附加导线的张力曲线;温度和弛度值 (tx, Fx) 以横轴t和右侧纵轴F对应绘制附加导线的弛度曲线。绘制完成的附加导线张力-弛度曲线如下图2所示。
2.3 绘制的曲线对比
图2是用手机动态绘制出的附加导线张力弛度曲线, 图3是用AutoCAD绘制的设计安装曲线。二者相比, 前者内容更丰富, 色彩更亮丽, 携带更方便, 查阅更容易。
3实现的效果图
程序运行后, 所实现的效果图如下:
4 结论
在移动智能终端上实现接触网附加导线张力-弛度曲线的动态绘制, 为我们提供了一种全新的获取接触网设备技术参数的方法。这种方法比传统的方法更快捷、更方便、更具实用性。同时也为实现其它类型接触网设备信息及参数的获取提供了抛砖引玉的途径和做法。
参考文献
[1]于万聚.高速电气化铁路接触网[M].成都:西南交通大学出版社, 2003.
[2]中华人民共和国铁道部.接触网运行检修规程[M].北京:中国铁道出版社, 2007.
[3]铁道部电气化工程局电气化勘测设计处.电气化铁道设计手册[S].接触网.北京:中国铁道出版社, 1983.