高速磁悬浮道岔

2024-10-07

高速磁悬浮道岔（共4篇）

高速磁悬浮道岔篇1

1 概述

道岔是铁路实现列车转线或跨线运行必不可少的轨道设备，是影响行车平稳性和安全性的关键基础设施。道岔区集中了铁路轨道结构所有薄弱环节的结构特征和几何特征，动车通过道岔进行转线或跨线运行时，为实现车轮在基本轨和尖轨之间、心轨和翼轨之间的过渡，对尖轨或心轨设置了降低值，因此存在不平顺性。道岔不平顺性将直接限制行车的速度，影响道岔动力学评定指标、平稳性指标、减载率和脱轨系数。

由于道岔不平顺与行车平稳舒适性、安全性直接相关，一旦轨检车检测道岔动力学评定指标超限时，需立即整修，恢复平顺性，当不能及时整修时，需发布减速命令，限速行车。另外，在300 km/h及以上高速行车时，岔区不平顺性会引起车体产生不允许的振动，影响动车的寿命，同时，还是引起轮轨作用力增大的主要根源，可能引起巨大的轮轨作用力和冲击振动，加速道碴的破碎和道床路基的不均匀沉陷，形成较大的中长波不平顺，破坏道床，造成噪声污染，影响轨道设备的寿命，甚至引发钢轨、轮、轴的断裂，导致恶性脱轨事故。

因此，实现高速道岔高平顺对铁路安全运行具有重要作用。尤其在高速行车状态下，岔区高平顺性控制尤为重要。本文重点分析影响高速道岔平顺性的制造组装因素，提出实现高速道岔平顺性的关键制造组装技术。

2 影响高速道岔高平顺性的因素

影响高速道岔高平顺性的因素很多，从加工制造的角度分析，主要有如下方面:

1)由于道岔结构特点所致，存在尖轨基本轨、心轨翼轨之间的不平顺性，该不平顺性是影响高速道岔高平顺性的关键因素，另外由于尖轨心轨需要进行轨顶面的切削加工，其加工断面形状与设计断面形状的吻合程度亦是影响高平顺性的因素之一。

2)因尖轨或心轨需要经过压型和扭转后与导轨连接，其压型形状和扭转精度也是影响高速道岔高平顺性因素之一。

3)轨件直线度也是影响高速道岔高平顺性的因素之一。

3 实现高速道岔高平顺性的制造组装关键技术

轮载转移范围不当、轨顶面不平顺、道岔直股直线度不达标、曲股不圆顺、轨距超差、水平超限等因素都将影响高速行车的平顺性。如何消除上述不良状态，实现高速道岔的高平顺性，涉及到以下制造组装关键技术:

1)轨件数控铣削技术，影响轮载转移范围及轨顶面的平顺度。道岔尖轨实现动车的“转向”，心轨实现动车的“越线”，无论是“转向”还是“越线”，车轮轮载均需从一根钢轨转移至另一根钢轨，这两个部位是道岔结构上存在的主要不平顺部位。在轮载转移过程中，尖轨与基本轨、心轨与翼轨组装相对高差值决定了动车车轮在尖轨基本轨、心轨翼轨之间的轮载过渡范围，轮载过渡范围过早、过晚对动车运行的平稳性均不利，另外尖轨、心轨顶面的断面形状是否符合设计要求，将影响动车轮缘与轨顶面接触点位置，当加工的断面形状不符合设计要求时，接触点位置将出现漂移，将影响动车的平稳性，表现为道岔不平顺。

为满足尖轨与基本轨，心轨与翼轨相对高差的要求，除控制基本轨、翼轨原材轨高偏差，控制轨下胶垫、垫板单件偏差外，还需严格控制尖轨、心轨单件高度加工精度。由于轨件长，加工轨迹一般为圆曲线或空间曲线，普通直线铣床无法满足加工精度要求，需采用三坐标低速大功率数控铣床完成轨件成型加工;此外还需从工装、刀具等方面进行技术改造，以消除工装对工件加工精度的影响，避免刀具轮廓与设计轮廓的误差引起工件踏面轮廓偏差。

为满足动车轮缘踏面与轨顶面接触点位置符合设计要求，一般需要通过铣削，对轨顶面进行修复，其中尖、心轨轨顶轮廓“一次性通长直线帽型铣削”是确保高速道岔轨件加工后具备高平顺性的关键技术之一。

2)跟端压型技术，确保压型段轨顶面金属量富足，轨顶面平直。我国在高速道岔中首次开发60D40钢轨制造尖、心轨，相比CHN60AT钢轨，60D40钢轨在减少转换力和不足位移、滑床板结构设计方面更具优势。但加工制造时，需攻克60D40钢轨跟端成型技术，确保锻压成型后结构的机械性能，几何尺寸，形位公差等满足技术标准的要求。

经理论分析、模具设计、工装设计、压力机改造、实物试压、实物试验、力学试验、检测、评审等多项技术环节，攻克了原材偏心、压型金属量不足、脱碳层厚度超差，内部缺陷等技术难关，确定了压型模具及工艺，为消除脱碳层厚度超差，改天然气加热方式为中频感应加热方式。试制的样机按TB/T1354进行疲劳试验，通过了200万次疲劳要求，运用该工艺制造的尖、心轨产品，经过5年多运营实践证明，完全满足高速道岔的相关技术要求。

3)尖轨、心轨跟端扭转技术。高速道岔轨件设置1∶40斜度的轨顶坡或轨底坡，尖轨、心轨锻压成型段前通过成型刀具铣削形成轨顶坡，锻压段通过1∶40斜扭转形成轨底坡。当1∶40斜度偏大或偏小时，将影响轨顶面和工作边的平顺性，为提高跟端压型段扭转角度的精度，采用了钢轨专用扭转机进行定量扭转，确保跟端压型段1∶40斜度的精度，钢轨专用扭转机如图1所示。

4)轨件调直、预设反拱技术。目前我国道岔用钢轨尚没有完全实现在线淬火轨生产，在时速250 km客运专线道岔用于客货混运线路上时，需对轨件进行淬火处理，淬火后，轨件调直需满足顶面和工作边0.2 mm/m的直线度要求。为此，一方面通过技术改造，提高顶弯设备行程控制精度，另一方面通过大量工艺试验，制订“先粗调后精调、先过量后回复、反复收敛”的顶弯工艺。

由于高速道岔尖轨、心轨较长，尖轨、心轨最后一个牵引点与固定端之间在转换过程中，往往出现不足位移影响过岔平顺性，为消除该现象，除设计时合理布置牵引点位置、采取减磨措施外，对尖轨和心轨设置反拱是非常有效的技术手段，但反拱值一般仅为几毫米，顶弯难度较大，需要反复顶调，并结合轨件的弹性规律，通过长度、矢度、预定量等分析对比，完成反拱设置。

5)轨件起吊运输技术。长大轨件因柔性较大，在吊装、运输过程中，容易产生弯曲变形，为最大限度减少变形，保证高平顺性，制作了专用吊具，配备柔性吊带，并通过有限元分析软件模拟，确定最佳起吊位置，在轨件上醒目标记，同时制定了长大轨件起吊运输内控企业标准，在厂内吊装及现场装卸中，严格按要求吊点起吊，以控制轨件在起吊运输过程中的变形。

6)完善检测技术，确保轨顶面、工作边、降低值等符合要求，确保制造符合图纸及技术标准的要求。设计制作多种加工检测样板(见图2)，对原材修复、加工帽形及钢轨顶面通长一次性帽形铣削、跟端帽形加工等进行过程检测，控制轨件帽形形状，以确保轨顶平顺度。

随着检测技术的进步，公司引进了钢轨轮廓监测仪对钢轨原材及修复加工后的断面形状进行精度更高的复检，确保钢轨的断面形状符合相关技术条件要求，如图3所示。

为控制轨件调直精度，制造了专用的40 m钢轨质量检测平台和专用钢轨直线度检测尺，如图4所示，以保证钢轨件直线度质量。专用钢轨直线度检测尺能精确检测50 m长度范围内钢轨轨头的直线度。

为准确检测道岔产品钢轨组件(尖轨与基本轨、翼轨与心轨)的降低值配合关系，设计制作了钢轨组件相对高差检测尺(见图5)，通过数显装置精确测量相对高差值。

7)顶铁、间隔铁超差。顶铁的离缝，在动态时(轮载通过时)将影响轮载的横向位置，形成动态横向不平顺;间隔铁断面尺寸偏大或偏小将影响轨件的直线度，形成道岔横向不平顺性。

8)岔枕平面度及孔位偏差。岔枕是道岔铺设的基础，平面度超差时，将影响道岔的水平和高低，而岔枕孔位的偏差，将影响道岔轨距，在扣件系统调整范围有限的情况下，进一步加剧道岔横向不平顺性。

4 实现高速道岔高平顺性的制造组装关键技术展望

1)60D40钢轨跟端成型扭转工艺的改进。

既有跟端成型工艺存在锻压成型段长度有限、金属富余量有限等缺陷，如何提高金属流动性、加长锻压成型段长度等还需要进一步研究攻关;另外，跟端1∶40斜度扭转受设备、工艺精度影响，易产生轨顶面和工作边的不平顺性，探索厂内闪光焊焊接工艺，取消跟端1∶40斜度的扭转，对于提高跟端的平顺性具有一定的现实意义。

2)数控加工技术的改进。

目前广泛采用的数控铣削工艺加工效率较低、加工后残余应力过大、刀具在直线插补时出现刀具前角后角干涉等现象，如何通过缩短加工辅助时间、优化加工顺序及刀具轮廓，提高生产效率，减少轨件加工残余应力，提高加工质量仍需进一步研究。

3)改进钢轨矫直工艺，降低钢轨残余应力。

作为关键工序之一的钢轨矫直，目前依然是主要依靠人工经验，没有一套定量的控制办法和工艺流程。可尝试利用有限元软件进行钢轨矫直模拟，为实际操作提供理论指导，以提高轨件的直线度和实际操作的效率。

4)推广使用深层在线热处理钢轨。

针对我国道岔尖轨采用热轧非对称断面钢轨，先铣削加工后全长热处理存在的硬化层质量均匀性差、变形大等问题，建议推广采用60D40深层在线热处理道岔钢轨。改钢轨轨顶面硬度大于360HB，硬化层深度大于30 mm，可直接用来生产尖轨，大幅提高轨件使用性能，减少现行工艺淬火后变形调直的难度。

5)可动心轨辙叉组装技术。

由于生产系统布局的局限性，目前，尚不能实现尖轨、基本轨、心轨、翼轨高差自动配料，目前的人工配料方式，工作强度大，效率低。引入ERP管理系统，有望实现尖基轨、心翼轨自动匹配，提高生产效率和成品质量。

另外，可动心轨辙叉的厂内组装和质量终检均为静态体现，不能实质性地反映轮轨配合的“高精度，高平顺性”。根据目前高速道岔上道运营的经验教训，正是由于缺少必要的轮轨模拟，在线路开通运营后暴露出很多问题，后期处理极为困难，所以，开展动态轮轨模拟，重点控制轮轨配合的“高精度，高平顺性”是提高高速道岔高平顺性的手段之一。

6)大型吊装机械装备技术。

随着高速道岔集成化程度的提高，带岔枕发运必将成为发展趋势，制造厂家应积极学习国外先进技术，开发出适应带枕发运的吊装机械、设备。

5 结语

高速道岔由于其高可靠性、高稳定性、高平顺性等技术要求，亟需采用先进的制造技术、检测手段和质量控制方法，加强制造、组装过程中的不平顺性控制，提高道岔制造精度，同时，要注重现场的吊装、铺设及养护维修等环节，通过进一步的探索，逐步完善和形成适应我国路情的高速道岔制造、铺设体系，确保高速道岔运营安全、可靠。

摘要：分析了高速道岔在加工制造时影响其高平顺性的主要因素,提出实现高速道岔高平顺性的关键制造方法,同时对实现高速道岔高平顺性的制造组装关键技术进行了展望,对提升高速道岔制造水平具有一定的参考价值。

关键词：高速道岔,高平顺性,制造

参考文献

[1]罗林.高速铁路轨道必须具有高平顺性[J].中国铁路,2000(9):8-11.

[2]刘百华.浅议高速铁路轨道的高平顺性[J].铁道建筑,1999(7):10-13.

[3]左玉良.从钢轨光带异常看高速线路轨道平顺性[J].铁道标准设计,2009(4):9-1.

[4]卢祖文.客运专线铁路轨道[M].北京:中国铁道出版社,2005.

高速磁悬浮电机的发热与冷却研究篇2

由于转速高、功率密度大、无励磁损耗等优点, 高速磁悬浮电机受到工业界的广泛关注。高速磁悬浮电机主要有以下几个特点:①采用的是实心转子, 并由磁悬浮轴承支撑;②转子采用永磁体, 加工成本和机械健壮性要优于叠片转子。这里的健壮性是指产品质量特性对各种干扰因素的不敏感性, 电机的机械特性波动越小, 电机的抗干扰能力即健壮性就越好。③转子高速旋转, 转速高达每分钟数万转甚至十几万转。然而高速磁悬浮电机也会因为设计不合理, 导致电机定子和转子温度过高, 影响电机的效率。如果转子的温度过高, 还可能会导致转子永磁体不可逆失磁[1]。本文根据上述高速磁悬浮电机的特点, 为保证电机的长时间安全运行, 准确计算了电机的损耗和温升, 合理地进行了电机的设计。

1 高速磁悬浮电机定子温度场计算模型

1.1电机定子稳态温度场数学模型

一般来说在电机稳态温度场研究中可认为一、二、三类边界条件并存。这样电机三维热传导问题可以表述为完整的边值问题, 其稳态温度场的控制方程为

式中, α为散热系数;Tf为介质温度;T0为一类边界温度;q0为二类边界上的热流密度;qv为热源。

式 (1) 为温度场的控制方程即问题区域;式 (2) 、式 (3) 、式 (4) 分别为一、二、三类边界。其中一类边界条件是已知任何时刻物体边界面温度值, 二类边界条件为已知任何时候物体边界面上的热流密度值。

由式 (1) 可知, 热源qv是求解电机温度场时不可缺少的参量。它与电机各部分的损耗有关, 并且高速磁悬浮电机的损耗计算和传统电机的损耗计算有很大的不同。由于电机的损耗和温升有直接的关系, 所以准确计算电机的损耗对于高速磁悬浮电机温升和冷却研究来说至关重要。

从总体来说, 高速磁悬浮电机的损耗可以分为摩擦损耗、铜损耗、铁损耗及各种附加损耗等。附加损耗主要体现在高次谐波、漏磁通和端部漏磁通等。摩擦损耗主要体现为机械摩擦损耗和风摩擦损耗。

1.2高速磁悬浮电机定子的铜损耗

电机的线圈采用绝缘导线并联, 该导线在150℃时电阻率为2.67×10-2Ω·mm2/m。在计算电机的铜损耗的时候忽略绕组的涡流效应。根据样机在400Hz空载情况下的相电流 (10A) , 定子绕组的铜损耗可简化表达为

PCu=3I2R (5)

式中, R为电机中铜线的电阻值;PCu为空载情况下电机的铜损耗值。

经过计算所得的样机空载铜损耗值约为5W。

1.3高速磁悬浮电机定子的铁损耗

根据铁磁材料在交变磁场作用下产生损耗发热的机理不同, 以及铁损耗分离理论, 铁损耗一般分为三部分, 即磁滞损耗、涡流损耗和附加损耗。其三者之和构成电机的总体铁损耗, 即

pFe=ph+pe+pex (6)

式中, pFe为单位质量铁心总损耗, W/kg;ph为单位质量磁滞损耗, W/kg;pe为单位质量涡流损耗, W/kg;pex为单位质量涡流附加损耗, W/kg 。

高速磁悬浮电机样机电流频率一般不超过700Hz, 其定子铁损耗包括涡流损耗和磁滞损耗, 可以忽略涡流附加损耗。如果分别计算涡流损耗和磁滞损耗, 那将非常复杂, 可以根据交流电机的铁损耗简化公式进行计算, 即

$p_{F e} = c_{F e} k_{F e, 0} (\frac{ω}{ω_{0}})^{1.5} (\frac{B}{B_{0}})^{2} G_{F e}$ (7)

式中, cFe为修正系数, 用以修正由于磁轭中磁通密度不均匀、气隙磁通非正旋以及加工等引起的损耗增加值;kFe, 0为在ω0角速度、B0磁通密度下, 每千克硅钢片的铁损耗值;GFe为硅钢片的质量;ω0为额定转速;B0为最大磁通密度;ω为转子角速度。

式 (6) 只适用于电流频率在400Hz以上的交流电机。由于电机叠片钢厂商很难提供高频下的损耗值, 所以必须实际测量电机定子叠片钢在高频下的损耗值。

本文用不同厚度、不同取向的硅钢片, 分别制作了4个单相变压器。由于有取向的硅钢片材料不同方向的磁导率不同, 故4个变压器分别采用0.08mm有取向硅钢片、0.08mm无取向硅钢片、0.15mm无取向硅钢片和0.23mm有取向硅钢片制作而成。经过测量得到了变压器空载情况下的损耗值。从而可以得到电机定子铁心的损耗值, 借此可以分析出影响电机定子铁损耗的材料因数。通过实验将以上4种不同材料制成的单相变压器分别通入正弦交流电, 频率为400Hz。测得在该频率下的空载损耗, 得出以上4种材料每千克的空载损耗值依次为:21.7W/kg、18.9W/kg、21W/kg、24.9W/kg。从测量所得的数值中可以看出, 在影响电机定子材料铁损耗因素中, 材料的取向影响因数较大, 材料的厚度影响次之。分析实验数据可以发现, 在相同的400Hz频率下, 0.08mm厚度的有取向的硅钢片如果叠片方式按照取向方向叠压, 其损耗值比混合向叠片无取向大2.8W/kg。根据以上结论, 在设计高速磁悬浮电机, 并考虑工艺的情况下, 应尽量选择薄的无取向的硅钢片制成其定子铁心。如采用有取向硅钢片为定子铁心材料, 建议采用混合叠片工艺。样机在400Hz空载情况下的铁心损耗约为120W。

2 高速磁悬浮电机转子损耗计算

2.1转子表面风摩擦损耗

高速磁悬浮电机的转子内部是稀土永磁体, 外部护套采用的是高温不导磁合金, 其结构如图1所示。

由于转子是由磁轴承支撑的, 所以忽略转子的机械摩擦损失。而转子圆周表面的风摩擦损失与转子的表面粗糙度、转子的转速以及转子周围气体的性质有关系。根据以上的关系, 转子表面风摩擦损耗可以表示为:

P=Rakcfπρ ω3r4L (8)

$c_{f} = \frac{0.0152}{R e_{δ}^{0.24}} [1 + (\frac{8}{7})^{2} (\frac{4 R e_{a}}{R e_{δ}})^{2}]^{0.38}$ (9)

式中, Rak为转子表面粗糙度, 表面光滑时为1;cf为摩擦因数, 其值取决于速度和气体的性质;ρ为气体密度;r为转子半径;L为转子长度。

由于转子旋转会引起转子表面空气切向摩擦, 因此引入径向雷诺数

$R e_{a} = \frac{2 ρ v_{a} δ}{μ}$ (10)

式中, μ为气体的动态黏度。

由于转子冷却通风会引起转子表面空气轴向摩擦, 因此引入轴向雷诺数

$R e_{δ} = \frac{ρ ω r δ}{μ}$ (11)

转子两端引起的摩擦损耗可表示为

$Ρ = \frac{1}{2} R a_{k} c_{f 1} ρ ω^{3} (r_{2}^{5} - r_{1}^{5})$ (12)

$c_{f 1} = \frac{0.146}{R e_{t}^{0.2}} R e_{t} = \frac{ρ u_{1} r}{μ}$

式中, cf1为摩擦因数, 其值取决于气体的速度和气体的性质。

由于研究中使用的电机转子表面光滑, 所以本文转子端面的粗糙度Rak取1。高速磁悬浮电机的转子表面的摩擦损耗和径向磁力轴承转子表面的摩擦损耗可作为圆柱体表面处理, 用式 (8) 计算;高速磁悬浮电机转子端部和轴向磁力轴承端面可作为圆盘处理, 用式 (12) 计算。在400Hz时转子的表面摩擦损耗为50W。

2.2转子护套涡流损耗的有限元计算

电机转子涡流损耗主要是由定子电流的时间和空间谐波, 以及定子槽开口引起的气隙磁导变化产生的。其中电流时间谐波引起的损耗主要取决于控制策略 (如是否采用脉宽调制PWM) 。电流空间谐波引起的损耗和气隙磁导变化引起的损耗主要取决于电机的定子结构以及槽开口的大小、气隙的长度等。在高速磁悬浮电机中转子涡流损耗一般较严重, 且转子散热较困难, 因此, 必须采取措施降低转子涡流损耗, 以避免电机永磁体因温度过高而失磁。最好的解决办法是在电磁机械能量转换的过程尽可能消除谐波, 从而减少谐波损耗, 减少发热。图2所示是用有限元方法分析出的12槽样机转子在空载运行情况下的转子温度分布情况 (由于对称性, 只取了转子的十二分之一) 。由图2, 可以看出电机转子护套及转子永磁体发热很严重, 所以必须详细分析影响电机转子护套发热的原因。

2.3转子涡流损耗的解析法模型

为了比较直观地分析影响转子护套发热的原因, 本文采用一种在直角坐标系下的解析计算方法进行分析。根据文献[1]的方法, 并结合本文中磁悬浮电机结构, 剖析了定子谐波电流引起转子涡流损耗和电机转子护套发热的原因, 并针对其原因提出了如下解决方案:

(1) 解析模型处理。沿着定子内圆展开作为边界, 边界上加一行波电流层, 此电流层为等效面电流层, 是由电机的空间和时间磁动势产生的, 且其接近定子绕组的谐波电流。根据磁悬浮电机的结构作出的等效示意图如图3所示。

图3中的l、g、c分别为定子等效电流层、气隙层和高温不导磁合金层。等效电流层的表达式为[2]

J (x) =J0ejnkxejmωjbt (13)

k=2π/λ

式中, J0为各次谐波电流的峰值;n、m分别为空间和时间谐波的次数;ωjb为电机定子绕组中基波电流的角频率;k为波数;λ为波长。

(2) 根据麦克斯韦等式、泊松等式和拉普拉斯等式, 采用磁矢量A, 分别导出各个区域的方程。等效电流层区域的方程为

∇2Aw=-μ0J (14)

气隙区域的方程为

∇2Aair=0 (15)

不导磁高温合金区域的方程为

∇2Agh-jmωjbμ0σcAgh=0 (16)

永磁体区域的方程为

∇2Anf b-jmωjbμ0μrσnAnf b=0 (17)

式中, μ0、μr、σc、σn分别为气隙的相对磁导率、永磁体的相对磁导率、高温不导磁合金层的电导率、永磁体的电导率。

各区域边界条件为

$\begin{array}{l} Η_{t} |_{y = g + l} = \frac{1}{μ_{0}} \frac{\partial A_{w}}{\partial y} |_{y = g + l} = 0 \\ B_{n} |_{y = g} = - \frac{\partial A_{w}}{\partial x} |_{y = g} = - \frac{\partial A_{a i r}}{\partial y} |_{y = g} \\ Η_{t} |_{y = g} = \frac{1}{μ_{0}} \frac{\partial A_{w}}{\partial y} |_{y = g} = \frac{1}{μ_{0}} \frac{\partial A_{a i r}}{\partial y} |_{y = g} \\ Η_{t} |_{y = g} = \frac{1}{μ_{0}} \frac{\partial A_{a i r}}{\partial y} |_{y = g} = J_{0} e^{j n k x} e^{j m ω_{j b} t} \\ B_{n} |_{y = c} = - \frac{\partial A_{a i r}}{\partial x} |_{y = c} = - \frac{\partial A_{g h}}{\partial x} |_{y = c} \\ Η_{t} |_{y = c} = \frac{1}{μ_{0}} \frac{\partial A_{a i r}}{\partial y} |_{y = c} = \frac{1}{μ_{0}} \frac{\partial A_{g h}}{\partial y} |_{y = c} \\ B_{n} |_{y = 0} = - \frac{\partial A_{g h}}{\partial x} |_{y = 0} = - \frac{\partial A_{n f b}}{\partial x} |_{y = 0} \\ Η_{t} |_{y = 0} = \frac{1}{μ_{0}} \frac{\partial A_{g h}}{\partial y} |_{y = 0} = \frac{1}{μ_{0} μ_{r}} \frac{\partial A_{n f b}}{\partial y} |_{y = 0} \end{array}}$

每相电流表达式的值为[3]

$\begin{array}{l} \begin{array}{l} i_{a} (t) = \sum_{z} Ι_{z} \cos (z (ω t)) \\ i_{b} (t) = \sum_{z} Ι_{z} \cos (z (ω t) - \frac{2 π}{3}) \\ i_{c} (t) = \sum_{z} Ι_{z} \cos (z (ω t) - \frac{4 π}{3}) \end{array}} \\ Ι_{z} = \frac{Ι_{z, p h, p k}}{Ν} \end{array}$

式中, z为时间谐波的次数;Iz为第z次时间谐波的峰值;Iz, ph, pk为z次谐波的相电流的峰值;N为每项并联数。

由电流值可以知道磁动势的值, 从而可推导出电流层峰值:

$\begin{array}{l} J_{0} = n k \sum_{n} \sum_{z} \frac{2}{π} t_{c} c_{φ p} \frac{k_{w n}}{n} Ι_{z} {[1 + \\ 2 \cos ((n - z) \frac{2 π}{3})] \sin (n Γ + \\ (n - z) (ω t - \frac{2 π}{3})) + [1 + 2 \cos ((n + z) \cdot \\ \frac{2 π}{3})] \sin (n Γ + (n + z) (ω t - \frac{2 π}{3}))} (18) \end{array}$

$k_{w n} = k_{p n} k_{d n} = \sin (n \frac{π}{2} ξ) \frac{\sin (n c_{φ p} \frac{Δ}{2})}{c_{φ ρ} \sin (n \frac{Δ}{2})}$ (19)

式中, kwn为绕组系数;kpn为节距系数;kdn为谐波分布系数;ξ为线圈节距比;Δ为齿槽距电角度;cφp为每相每极线圈数;tc为线圈的圈数。

由坡印廷定律可以计算出电机转子永磁体和护套的电磁损耗, 其表达式如下[3]:

$Q_{n f b} = \frac{(m ω_{j b})^{2} σ_{s}}{2} \int_{- \infty}^{0} A_{n f b} A_{n f b}^{*} d y$ (20)

$Q_{g h} = \frac{(m ω_{j b})^{2} σ_{c}}{2} \int_{0}^{c} A_{g h} A_{g h}^{*} d y$ (21)

由以上表达式可知, 电机转子损耗和定子绕组电流的时间谐波z和空间谐波n有关, 而时间谐波和变频器输出有关, 空间谐波和电机的开槽、气隙的大小等有关。所以为了减小电机中的谐波电流, 必须合理设计电机定子和转子结构。

3 减少谐波损耗降低温升的措施

根据以上解析法的分析, 针对使用的变频器输出存在丰富的时间谐波这个问题。采取在电机输入端加一个感抗器, 从而减小电机的谐波电流[4]。实验表明, 当接入感抗器的时候, 电机输入波形更加平滑, 电机的温升得到很大的改善。

图4、图5分别为电机输入端加感抗器前后示波器显示的输入电流波形图。

从图4可以看出, 电机在加感抗器前, 电流输入波形含有丰富的谐波分量, 而增加感抗器后电机的输入波形明显要优于不加感抗器时的波形。说明时间谐波对电机的损耗影响很大[3]。所以在设计电机的时候, 必须要考虑输入电机电流的时间谐波问题。

对于电机的空间谐波问题可以从电机的本体设计来改善。由式 (18) 可知, 影响谐波电流的因素还有kwn绕组系数, 而绕组系数又与节距系数、谐波分布系数有关。因电枢铁心表面开有槽, 使得气隙磁通的波形会受到电枢齿槽的影响 (齿下气隙较小, 磁导大;而槽口处气隙较大, 磁导小) , 从而影响电枢绕组电动势波形, 产生较强的齿谐波。考虑以上的因素, 适当选择绕组元件的节距使某次谐波的节距系数接近于0, 便可达到消除或减弱该次谐波的目的。电机的槽数越多, 齿的谐波次数就越高, 其影响就越小。除此之外还可以考虑使气隙磁场的分布波形尽可能接近正弦波, 采用对称的三相绕组, 以减少电流不对称引起的损耗等[5]。

通过以上的结论, 对两个不同定子参数结构样机 (表1) 进行比较, 其中定子结构分别如图6、图7所示。

通过对两个电机的温度测量, 可以得出当两电机在400Hz空载运行、稳态运行相同时间的时候, 12槽电机转子温度达到90℃以上, 而24槽电机温度仅为40多℃, 24槽电机温度显著低于12槽电机温度。可见合理设计高速磁悬浮电机的定子结构, 对降低电机温升的控制非常重要。

4 结论

(1) 采用有限元的方法建立了高速磁悬浮电机定子在稳态下的温升模型。分析了不同厚度不同取向定子铁心材料的损耗情况。

(2) 用有限元的方法计算转子护套的电磁损耗情况, 并且用解析法详细地分析了转子涡流发热的机理。得出在不同的定子结构、槽开口的大小以及气隙长度下计算转子损耗的方法。

(3) 针对电机谐波影响损耗的问题, 提出了一些解决方案, 并通过实验验证了这些方法的有效性。

(4) 针对高速磁悬浮电机损耗影响电机的温升问题, 通过改进电机结构和输入电流波形, 有效地减少了谐波损耗, 降低了电机温度。通过设计的12槽电机和24槽电机对比, 得出了电机的时间谐波和空间谐波对电机的损耗影响很大。研究结果还表明, 随着输入电流时间谐波的减少、槽数的增加、气隙的增大, 转子损耗随之减少。

参考文献

[1]Zhu Z Q, NG K, Schof I N, et al.I mproved Analyti-cal Modeling of Rotor Eddy Current Loss in Brush-less Machines Equipped with Surface-mountedPermanent Magnets[J].IEE Proceedings:ElectricPower Applications, 2004.

[2]Shah MR, Sang Bin Lee.Rapid Analytical Opti miza-tion of Eddy-current Shield Thickness for Associ-ated Loss Mini mization in Electrical Machines[J].IEEE Transactions on Industry Applications, 2006, 42 (3) :642-649.

[3]Wakileh G J.电力系统谐波-基本原理、分析方法和滤波器设计[M].徐政, 译.北京:机械工业出版社, 2003.

[4]肖湘宇.电能质量分析与控制[M].北京:中国电力出版社, 2004.

高速磁悬浮道岔篇3

关键词：高速铁路,18#有砟道岔,施工

1 工程概述

由我集团公司承担施工的厦深铁路广东段XSGZQ-IV标铺轨施工里程为DK153+514～DK3+89+030,全长238.821Km，管段内设8个车站，共有高速有砟道岔90组。

2012年10月，按《无砟轨道和高速道岔首件工程评估实施细则》要求，厦深线广东段首组高速道岔在饶平车站内铺设，分别为2#和4#道岔[图号：客专(07)004]，岔心里程为DK167+304.907、DK167+214.904。

2 道岔铺设施工工艺及方法

2.1 施工工艺流程

2.1.1 施工程序

道岔采用火车或汽车散件运输至现场。按照底层道砟摊铺、平整、碾压→散件运输至现场存放→采用25～50T汽车吊将散件吊装到砟面上→拼装、连接→粗调→补砟、起道、捣固→道岔内铝热焊接→精细整道→检查、调整→安装转换设备→工电联调→道岔交验前的保养的顺序施工。

2.1.2 工艺流程

道岔铺设施工工艺流程见图1“道岔铺设施工工艺流程图”。

2.2 施工工艺

2.2.1 施工准备

(1)构筑物沉降观测及CPⅢ精密测量网：高速铁路对于构筑物的施工精度及沉降的要求是非常高的，为确保施工成品满足设计要求，道岔铺设前，构筑物沉降观测及CPⅢ精密测量网必须通过评估，同时还应进行CPⅢ精密测量网的复核工作。

(2)道岔板进场验收及存放：道岔基本轨与尖轨组件和可动心轨叉心组件到达工地后要及时检查尖轨、心轨密贴情况，测量心轨直线度，同时检查钢轨(配轨)有无划伤、刻痕等伤损。岔枕按每组抽样10根进行检验，检查岔枕应其有无破损、裂纹等缺陷，同时查看螺栓孔防护盖是否齐全。道岔存放场地要求平整坚实，平整度不大于10mm/10m，并采取防雨措施。

2.2.2 底层道砟摊铺

(1)预铺道砟前，对路基基床表面平整度再次进行检查确认，清除路基表面杂物、积水等。

(2)采用装载机均砟、平地机整平砟面、压路机压实道床的方法组织道砟摊铺，碾压后的岔位道床密度不小于1.7g/cm3，砟面平整度满足±10mm/3m要求，摊铺道砟厚度比设计低50～60mm。

2.2.3 摆放岔枕

(1)岔枕按从前至后顺序摆放。确定第一根岔枕的位置和方向，定出直股最后一根岔枕位置(里程与中线偏差不超过2mm)，以第一根和最后一根岔枕为基线摆放岔枕。应注意牵引点处岔枕间距。

(2)以第一根岔枕为基准方正岔枕，同时与调整岔枕间隔一并进行。岔枕定位以直股外侧第一个岔枕螺栓孔为基准拉线确定，岔枕方正采用两把100m长钢尺平行放置，按岔枕间距找正。

2.2.4 安装垫板

(1)安装弹性铁垫板，使轨底坡朝向轨道内侧，螺栓孔中心与预埋绝缘套管孔对正。选择适当型号的缓冲调距块安放到弹性铁垫板的复合定位套内，缓冲调距块有四个沟槽面朝下并将盖板安放在弹性铁垫板上。

(2)选择适当型号的垫板螺栓，套上弹簧垫圈，并将螺纹部分涂满铁路专用油脂，穿过盖板旋入预埋绝缘套管中，放置轨下橡胶垫板于铁垫板承轨面上。

2.2.5 基尖轨组件安装

(1)摆放直基本轨及曲线尖轨组件，确认跟端支距垫板状态良好，拆除垫板防护罩，并将基本轨吊卸对位。

(2)按设计号数安装轨距块，外拨基本轨，使基本轨处于与轨距块密贴状态。安装施维格弹性夹到扣压位置，使弹性夹扣压上基本轨，但不施加扣压力。

(3)安装外侧Ⅱ型弹条，并将施维格弹性夹扣压到位。调整基本轨的方向并将岔枕方正，紧定岔枕螺栓及Ⅱ型弹条扣件系统。重新检查直基本轨前端位置、方向、岔枕间距，固定转辙器部分岔枕。

(4)摆放曲基本轨及直线尖轨组件，摆放顺序及要求同直基尖轨摆放。

2.2.6 可动心轨辙叉组件安装

(1)拆除可动心轨辙叉组件中包装用件(固定心轨位置的包装暂不拆除)，确认垫板组件安装良好。

吊运可动心轨辙叉组装件。调整并确认可动心轨辙叉位置，并与岔枕连接。辙叉组件的垫板位置及方向在道岔制造厂内已经调好，没有特殊情况应以辙叉组件垫板确定岔枕位置及间隔。

(2)安装直股普通垫板的轨距块及弹条Ⅱ型扣件系统，达到连接及扣压作用，但不要紧锁。方正辙叉跟端尺寸及方向，测量长心轨股道的道岔全长，确定可动心轨辙叉纵向位置，依据直股方向确定可动心轨辙叉翼轨外侧轨距块的正确性。

(3)摆放并连接其余垫板件，并对导轨进行连接，安装及紧定扣压件。

2.2.7 安装其它钢轨

(1)摆放钢轨件于铁垫板承轨面上的橡胶垫板上，按轨距调整要求放置适当型号轨距块于钢轨和铁座间。安装T型螺栓、平垫圈、螺母和Ⅱ型弹条，弹条的紧固以三点接触为准。

(2)检查预留轨缝(允许偏差2mm)与道岔全长(允许偏差10mm)。检查轨距方向，如有不适，根据轨距配置表调整轨距块或缓冲调距块，确认合适后以300～350Nm扭矩拧紧垫板螺栓，固定垫板。

2.2.8 上砟整道、捣固

道岔铺设完毕后组织人工配合挖机补砟，逐步抬道至接近设计高程，同时给后续的大型机养捣固作业留下合适的抬道量。捣固采用小机捣固方式逐层进行，一次抬道量不大于30mm，辙叉部位要加强捣固。

2.2.9 道岔粗调

道岔粗调是先对道岔直基本轨的位置、轨向调整，在此基础上对道岔的轨距、水平、高低、道岔构件相对位置调整，再对道岔构件密贴项目进行调整。

(1)道岔轨向、水平、高低、轨距调整。首先通过道岔放样点确定道岔直股的位置及方向(以直基本轨为基准)，再通过起道拨道来调整水平、高低、方向。利用线路CPⅢ精测网及轨检小车测量道岔轨距、水平、高低、方向、中线偏差等数据，作为道岔整道及养护的依据。道岔的轨距测量前先检查钢轨的非工作边轨底与基板挡肩靠密贴，确保道岔测量的轨距为真实值。以直基本轨为基准，通过调整轨距块来调整轨距，当仍不能满足要求时，可以调整缓冲调距块。

(2)支距调整。支距测量前确认岔枕布设间距和累计值对比设计值的误差在5mm范围内，以道岔直基本轨为基准，用支距尺检查曲股导轨，通过设计支距调整曲股导轨位置。再以导轨为基准，检查曲股轨距，调整曲股基本轨。

(3)直股基本轨外侧控制边设计线型调整。在道岔3#枕承轨台以前、39#枕承轨台以后直基本轨外侧选择合适两个点(该点数据出现频率较高，两点相差±0.3mm以内;轨距接近设计值，控制在0.3mm以内)，距直基本轨非工作边100mm处用专用弦线架拉弦线，逐承轨台测量轨顶面下16mm处弦线与直基本轨非工作边的距离，根据允许偏差进行调整。

(4)道岔构件密贴项目调整。道岔密贴控制主要为八项和一项间隙：尖轨与基本轨、心轨与翼轨、短心轨与岔跟尖轨;尖轨与顶铁、心轨与顶铁、岔跟尖轨与顶铁;尖轨轨底与滑床台板、心轨与滑床台板密贴;弹条中舌与轨底间隙。密贴关系见图2、3、4。

2.2.1 0 道岔内铝热焊接

焊接顺序如图5所示：先焊接直基本外侧轨接头，后焊接曲基本轨外侧接头，再焊接直基本轨内侧接头，最后焊接曲基本轨内侧接头。道岔内焊接接头宜在设计的35±5℃范围内进行。

道岔铝热焊工艺流程见图6“道岔铝热焊工艺流程图”。

道岔铝热焊工艺。

干燥及去污。对钢轨焊缝两端进行烘烤，充分排除钢轨表面水分。用角磨机或钢丝刷对焊接钢轨端部、两侧和轨底的锈污进行打磨清洁。打磨完成后，轨头端部边缘需倒角45°，轨腰有字部位要打磨平整。

对轨及夹具安装。用1米直尺的中点与焊缝中点重合，对轨架进行高度调节，使焊缝两侧0.5米处钢轨踏面与直尺的间隙为1.5 mm～2 mm;夹紧装置的安装必须要与轨面平行，在调整预热枪的高度时，首先要调整预热枪与轨面平行，用多用塞尺调整定位预热枪的高度，保证预热枪头到轨面的高度为40 mm。

砂模安装及封箱。砂模安装过程中确保砂型不受潮，并将砂模与钢轨接触面进行摩擦，使砂模与钢轨结合部位密贴。保证砂模浇注孔要与左右轨角对称，以确保两侧轨底受热均衡。封箱过程是比较关键的步骤之一，封箱分两步进行，首先对各缝隙关键部位压紧封砂，打好基础，然后整体封箱并用捣实棒捣实。在封箱过程中，两侧模板之间的砂要高于砂型槽板，防止钢水从两侧流出。封箱完成后，将灰渣盘安装在侧模板上放平、放稳。

焊缝的预热及坩埚安装。在预热过程中，密切关注轨端受热颜色变化过程，轨端预热完成的温度为950～1000℃，其颜色为鲜红色;从焊剂包装中取出焊剂，混合均匀后反复倾倒三次，将焊剂旋转倒入坩埚中，并使其顶部成锥型，插入高温火柴，盖上坩埚盖，预热完成后立即将坩埚安置在砂模侧模板顶部定位槽内。

焊剂高温反应。焊剂的反应时间以坩埚窜出火苗到火苗变弱大约为10～15秒;从火苗变弱到钢水从坩埚中漏出大约为10～18秒。

拆模。浇注完成后1分钟，移去坩埚，并将其放在干燥安全的地方，然后移去灰渣盘，并将灰渣倒入坩埚中，保持环境干净。浇注完成4.5分钟后，拆除侧模板和夹紧装置。拆模后，及时将轨面清理干净，防止推瘤时残渣拉伤轨面。

推瘤、打磨、探伤。浇注完成8分钟后，开始推瘤，浇注棒在推瘤20分钟后打掉;用棒砂轮将轨底面焊筋进行打磨，将轨底面焊筋和轨底角打磨圆顺。然后用仿型打磨机对钢轨的工作面、非工作面以及轨顶进行打磨，当轨温在50℃以下时进行仿型打磨和探伤。

2.2.1 1 道岔精调

道岔焊接完成后，按照如下顺序进行道岔的精调：道岔轨向高低调整-道岔水平与轨距调整-道岔各部密贴与间隔调整。

(1)道岔轨向与高低调整。以直股为基准调整道岔轨向，直线尖轨工作边的直线度，密贴段每米不大于0.2mm，全长不大于2.0mm。可动心轨辙叉，曲股工作边曲线段应圆顺，不允许出现硬弯;道岔的高低通过起道、落道来调整。

(2)轨距与水平调整。调整时应以直基本轨一侧为基准，按照先调支距再调轨距的步骤进行，使尖轨跟端起始固定位置支距、尖轨跟端支距和导曲线支距允许偏差符合设计要求。

2.2.1 2 转辙设备安装

安装电务设备前，道岔钢轨焊接以及补砟、抬道、捣固应完成，同时应确保尖轨与基本轨密贴。

3 几点体会

(1)道岔零部件应按组分类放置，同时岔枕也应按组摆放并设置标签，不允许两层及以上岔枕垛叠放。长度不同岔枕多层堆放时高度不得超过6层，长度相同的岔枕多层堆放时高度不得超过10层，层间用木块支垫。

(2)调整轨底与滑床台板密贴时会出现轨底与滑床台板间隙不满足要求的情况发生，若是由道岔高低问题造成，可通过整道来调整;若是由辊轮安装高度问题造成，可通过辊轮调整垫片进行调整;在现场也有可能同时存在上述两种情况，此时需要采取综合调整。

(3)铝热焊过程中焊缝预热不足的原因：预热枪头过高会使轨角预热不足;预热枪头过低会使轨端预热不足;预热枪头不垂直会使轨端预热不均匀。

(4)在焊接接头的探伤过程中可能会出现由于打磨不细致造成仪器误判的情况发生，因此现场应严格要求打磨质量，确保将轨底面焊筋和轨底角打磨圆顺，并用手摸上去不刺手。

(5)在道岔焊接完成后，没有经过机养和通过载重车辆前，焊头的平直度最好比规范要求要大0.2～0.3mm，以避免在机养和通过载重车辆后，焊头出现负值超标现象，且不易补救整改。

参考文献

[1]铁建设2010-241.高速铁路轨道工程施工技术指南[S].

[2]TB-10754-20101.高速铁路轨道工程施工质量验收标准[S].

高速道岔用钢岔枕的力学性能篇4

为适应大型养路机械作业的需要, 在道岔尖轨及可动心轨牵引点处设有钢岔枕, 将道岔电务转换杆件甚至转辙机均放于岔枕内, 不占用道岔捣固空间, 从根本上解决了电务设备占用枕木空间的问题, 为机械化捣固作业创造了条件[1]。

1996年研制的提速道岔, 全面采用了钢岔枕。经过几年的运营实践, 取得了一定的经验, 也发现了部分不足, 之后采取有关的措施, 如增加筋板的数量, 以提高钢岔枕的挠曲刚度;在钢枕底面焊接不规则条块, 以增大钢枕的摩擦系数, 防止钢枕爬行等。随着高速道岔的推广, 有必要对设计时速为250km/h与350km/h的高速客运道岔用钢岔枕进行专门的研究分析, 完善并提高钢岔枕设计水平。

2 钢岔枕结构特点

钢岔枕的结构形式与普通岔枕不同, 如图1。

与普通岔枕相比, 钢岔枕在两个上翼缘处承受列车荷载, 因而有两个作用点, 且为偏心作用;在偏心力作用下钢岔枕的扭转变形不容忽视[2], 因此在轮载作用处设置筋板, 增大钢岔枕的抗扭转变形能力;耳板采用通长耳板, 以增加其稳定性;钢岔枕尺寸既应满足转辙机设备安装空间要求, 也应保证钢岔枕及相邻混凝土岔枕能进行大型养路机械作业。

3 有限元模型建立及仿真分析

本文主要运用大型有限元分析软件ANSYS对钢岔枕进行受力分析, 并提取计算结果。对钢岔枕进行性能分析和模拟时, 有以下三个过程:

1) 前处理:运用UG NX4.0软件对钢岔枕进行建模, 建立合理的有限元分析模型。

2) 有限元分析:将三维模型导入ANSYS软件中, 定义计算参数与边界条件, 并划分网格, 然后对有限元模型进行单元特性分析、有限元系统求解和有限元结果生成。

3) 后处理:根据模型与设计要求, 提取图形及数字结果, 辅助用户判定计算结果与设计方案的合理性。

3.1 模型建立

将UG NX4.0建立的钢岔枕模型导入ANSYS中, 建立如图2模型。

3.2 仿真分析

3.2.1 计算参数

车轮动荷载:19t轴重客车250km/h和17t轴重客车350km/h运行时的准静态荷载作为高速条件下的竖向荷载, 即竖向力P=300kN。钢岔枕所受荷载按照 (准静态) 车轮动荷载的0.4倍考虑, 即四处作用点合力为120KN。道床竖向支承线刚度78.85kN/mm。

钢岔枕材料属性:铸钢ZG230-450, 弹性模量为211GPa, 屈服强度为248MPa。

3.2.2 划分单元网格