车轮多边形对重载机车轮轨相互作用及接触损伤的影响分析

张波; 杨云帆; 凌亮; 王开云

doi:10.3969/j.issn.0258-2724.20210448

车轮多边形对重载机车轮轨相互作用及接触损伤的影响分析

doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.20210448

张波^{1, 2,},
杨云帆²,
凌亮^2, ,,
王开云²

1.
中车株洲电力机车有限公司重载快捷大功率电力机车全国重点实验室，湖南株洲 412001
2.
西南交通大学轨道交通运载系统全国重点实验室，四川成都 610031

基金项目: 国家自然科学基金（U2268210, 52072317, 51825504）

详细信息

作者简介:
张波（1988―），男，高级工程师，研究方向为车辆动力学及轮轨关系，E-mail：zb20064120@126.com

通讯作者:
凌亮（1986―），男，研究员，研究方向为轨道车辆服役安全与控制，E-mail：liangling@swjtu.edu.cn

中图分类号: U270.1；U211.5
计量
- 文章访问数: 421
- HTML全文浏览量: 151
- PDF下载量: 58
- 被引次数: 0
出版历程
- 收稿日期: 2021-06-01
- 修回日期: 2021-09-23
- 网络出版日期: 2023-09-18
- 刊出日期: 2021-09-29

Wheel−Rail Interaction and Rolling Fatigue Damage of Heavy-Haul Locomotive Subjected to Wheel Polygonal Wear

ZHANG Bo^{1, 2
,},
YANG Yunfan²,
LING Liang^{2
, ,},
WANG Kaiyun²

1.
The State Key Laboratory of Heavy-duty and Express High-power Electric Locomotive, CRRC Zhuzhou Locomotive Co.,Ltd., Changsha 412001, China
2.
State Key Laboratory of Rail Transit Vehicle System, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China

摘要

摘要:
为了研究重载机车轮轨接触损伤问题，建立重载列车-轨道三维耦合动力学模型，研究车轮多边形与多种轨面摩擦条件下的机车轮轨系统动态相互作用行为. 在此基础上，建立基于轮轨系统动力学响应的车轮踏面疲劳损伤预测模型，研究制动工况和轮轨接触表面变摩擦条件下车轮多边形磨耗对车轮表面磨损的影响. 结果表明：严重的车轮多边形磨耗不仅加剧轮轨动态相互作用，也会增大轮轨接触界面磨耗损伤；在干燥接触条件下，车轮多边形会加剧车轮踏面疲劳损伤，车轮多边形导致机车第1位轮对和第4位轮对的损伤指数波动范围较正常车轮损伤指数的波动范围增大19.59%和39.43%；在低黏着接触条件下，车轮多边形会加剧车轮磨耗，车轮多边形导致轮轨蠕滑力波动增大5.85倍，使得机车第1位轮对和第4位轮对的磨耗数波动范围增大6.44倍和6.22倍.
- 重载机车 /
- 车轮疲劳损伤 /
- 车轮多边形 /
- 车辆-轨道耦合动力学 /
- 损伤指数
Abstract:
In order to study the rolling fatigue damage (RCF) of heavy-haul locomotive wheels, the three-dimensional heavy-haul locomotive–track coupled dynamics model was established, and the dynamic interaction behavior of locomotive wheel–rail system under the condition of wheel polygonal wear and different rail surface frictions was studied. On this basis, a wheel tread RCF prediction model based on the dynamic responses of the wheel–rail system was established, and the effect of wheel polygonal wear on the wheel surface wear was studied under the changing wheel–rail friction conditions with the braking effort. The results suggest that the wheel polygonal wear not only intensifies wheel–rail dynamic interaction but also increases wheel–rail interface wear and damage. The wheel polygonal wear can aggravate the wheel tread RCF under the dry contact condition. The fluctuation range of the damage index of the locomotive with one and four wheelsets increases by 19.59% and 39.43% compared with that of a normal wheel. Under the low-adhesion contact condition, the wheel polygonal wear can aggravate the wheel wear, and the fluctuation range of wheel–rail creep force increases 5.85 times. The fluctuation range of the wear number of the locomotive with one and four wheelsets improves 6.44 times and 6.22 times, respectively.
- heavy-haul locomotive /
- rolling fatigue damage of wheels /
- wheel polygonal wear /
- locomotive–track coupled dynamics /
- damage index

HTML全文

市域铁路是都市圈内客运轨道交通的组成部分，随着我国城市化水平不断提高，大城市空间结构逐渐由单中心向多中心演化，中心城与外围新城间交通需求也日益增长，市域铁路成为解决该交通需求的有效途径.

市域铁路兼具干线铁路和城市轨道交通的特征. 针对其运输需求，借助干线铁路已经发展起来的同相供电技术^[1-2]，市域铁路的单相交流牵引供电可采用双边供电，取消分区所处电分相环节，提升牵引供电系统供电能力及供电可靠性.综合分析单边和双边供电的技术经济指标^[3]，双边供电最大的优点是提高牵引网电压水平，且在稳态情况下，实施双边供电能够满足电力系统的要求^[4]. 采用双边供电技术会增加既有继电保护对牵引网故障的识别难度，因此，可采用牵引网分段供电与测控技术^[5-7]，将供电臂适当分段，运用同步测量技术，更准确、及时地判别故障类型与部位，将故障限制在最小范围内，最大限度地保证牵引网的可靠性和可用性. 可通过建立双边供电等值电路，得到均衡电流的计算模型^[3]；或在分区所测量两侧牵引网的电压，利用两侧牵引网均为空载时，两侧牵引母线的电压差除以折算至牵引侧的系统总阻抗预估均衡电流^[8]. 可在变电所馈线串接电抗器或将牵引变压器制成高漏抗牵引变压器^[2]，或通过适用于交流电气化铁路牵引供电的移相器减小均衡电流^[9]，也可以通过选择合适的外部电源构成树形双边供电，达到没有均衡电流的目的^[10]. 目前，市域铁路的研究主要集中于牵引电缆贯通供电方案，并对该方案进行了建模和潮流计算^[11]. 本文主要分析市域铁路在牵引侧双边供电运行，改变城市电网在配电网侧辐射状的电网结构，双边供电可能跨越较多的电压等级，构成电磁环网结构，需分析双边供电系统中“电磁环网”的潮流分布和对电力系统的影响，给出不同外部电源均衡电流的计算模型，并得到其影响及其相应的控制措施. 结合工程案例，推导多个牵引变电所双边供电时均衡电流的计算模型，对市域铁路单相交流牵引供电采用双边供电时的潮流、均衡电流进行计算，分析双边供电的可行性.

1. 电磁环网分析

1.1 电磁环网形成的原因

电磁环网是由2组不同电压等级的输电线路通过变压器T1、T2磁回路的联结并列运行而形成的环形电力网^[12]，一般形成于相邻的2个电压等级间，典型的电磁环网如所示，图中： ${{\dot U}}_{\rm{S}}$ 、Z_S分别为环网中的电压和等值电阻，S为环网中的潮流.

图 1 典型的电磁环网

Figure 1. Typical electromagnetic loop network

下载: 全尺寸图片幻灯片

1.2 双边供电系统中“电磁环网”分析

在双边供电系统中，牵引变电所间牵引网联通成为电力系统的并联支路，类似于电力系统中的电磁环网，然而二者也有显著的不同，电力系统中存在三相电压（电流） ${{\dot U}}_{\rm{A}}$ 、 ${{\dot U}}_{\rm{B}}$ 、 ${{\dot U}}_{\rm{C}}$ （ ${{\dot I}}_{\rm{A}}$ 、 ${{\dot I}}_{\rm{B}}$ 、 ${{\dot I}}_{\rm{C}}$ ），但电气化铁路双边供电仅是某一相连通而不是三相连通，如图2所示^[13]，T为接触线，R为钢轨.

图 2 潮流转移

Figure 2. Flow transfer

下载: 全尺寸图片幻灯片

双边供电系统中“电磁环网”存在潮流转移和穿越功率的问题.

1）潮流转移：当相邻两牵引变电所SS₁、SS₂间三相输电线发生故障时，根据选择性，仅断开K₁及K₂，由于双边供电分区所（SP）两侧供电臂被联通，三相输电线A相及B相功率可经牵引网继续传导，牵引变电所连接到高压侧的公共连接点P_CC,_K、P_CC,K+1之间的电气距离大大增加，系统稳定性水平可能下降，其中，K为牵引变电所序号.

2）穿越功率：牵引网作为电力系统的一个支路，会在电力系统中形成许多环网，电力系统中负荷潮流流过时，产生的穿越功率同时会在牵引网上造成分流，即均衡电流.

2. 均衡电流分析

2.1 均衡电流影响分析

均衡电流的影响主要体现在：1）电压损失，均衡电流会在牵引网上产生额外的电压降. 2）电能损失，均衡电流通过牵引网会产生额外电能损失. 3）影响牵引变压器，穿越功率是牵引供电系统实行双边供电时额外增加的功率，会额外占用牵引变压器部分容量；4）对电度计量的影响，若电度表可以反转，牵引变电所Q1只多计量均衡电流 ${{{\dot I}}_{\rm{q}}}$ 引起的牵引网损耗；若电度表不能反转，则从点a、b流入的穿越功率都将被计量表所计量，如所示^[3]， ${{{\dot I}}_{\rm{S}}}$ 为环网中的电流，k为牵引变压器统一变比，V、X对应V型和X型接线方式.

图 3 双边供电系统电能计量

Figure 3. Energy metering in bilateral power supply system

下载: 全尺寸图片幻灯片

2.2 均衡电流计算

双边供电根据外部电源供电方式的差异可分为平行双边供电和树形双边供电，有不同的等值电路模型，计算均衡电流时需分开讨论. 平行双边供电的外部电源供电方式包括双侧单回路、双侧双回路等，即牵引供电系统两侧均有三相电源的供电方式以及非终端情形的单侧双回路供电方式，此时，牵引网作为电力系统的一个支路，会在电力系统中形成许多个环网，产生均衡电流；树形双边供电的外部电源供电方式为包括牵引供电系统作为终端的单侧双回路供电方式、辐射型供电方式或树形结构供电方式，2个牵引变电所的电源进线接在变电站同一分段母线的不同分段上，两牵引变电所一次侧进线电压相等，不会产生均衡电流.

2.2.1 平行双边供电均衡电流计算

空载的平行双边供电系统等值电路如所示. 图中： ${{{\dot U}}_{{\text{A1}}}}$ 、 ${{{\dot U}}_{{\text{B1}}}}$ 、 ${{{\dot U}}_{{\text{C1}}}}$ 和 ${{{\dot U}}_{{\text{A2}}}}$ 、 ${{{\dot U}}_{{\text{B2}}}}$ 、 ${{{\dot U}}_{{\text{C2}}}}$ 分别为两侧三相电力系统电压， ${L_1}$ 为左侧三相电源到P_CC,₁的距离， ${L_2}$ 为P_CC,₁和P_CC,₂之间的距离， ${L_3}$ 为右侧三相电源到P_CC,₂的距离， ${Z_{\text{D}}}$ 为三相电力输电线的单位阻抗， $L$ 为构成双边供电的2个牵引变电所之间的距离， ${{{\dot U}}_{{\text{S1}}}}$ 、 ${{{\dot U}}_{{\text{S11}}}}$ 和 ${{{\dot U}}_{{\text{S2}}}}$ 、 ${{{\dot U}}_{{\text{S22}}}}$ 分别为2个牵引变压器原、次边电压，Z_J11、Z_J12、Z_J21、Z_J22、Z_TT1、Z_TT2为牵引变压器等效阻抗， ${{{\dot I}}_{\text{f}}}$ 为均衡电流，T1为接触线1，R1为钢轨1，T2为接触线2，R2为钢轨2，Z₁为接触线等效阻抗，Z₂为钢轨等效阻抗.

图 4 平行双边供电系统等值电路

Figure 4. Equivalent circuit diagram of parallel bilateral power supply system

下载: 全尺寸图片幻灯片

根据图4中三相电力输电线的电压差，可以得到

$\left\{ \begin{gathered} {{{\dot U}}_{{\text{A1}}}} - {{{\dot U}}_{{\text{A2}}}} = {Z_{\text{D}}}\left( {{L_1} + {L_2} + {L_3}} \right){{{\dot I}}_{\text{A}}}, \\ {{{\dot U}}_{{\text{B1}}}} - {{{\dot U}}_{{\text{B2}}}} = {Z_{\text{D}}}\left( {{L_1} + {L_2} + {L_3}} \right){{{\dot I}}_{\text{B}}} - {Z_{\text{D}}}{L_2}{{{\dot I}}_{\text{f}}}, \\ {{{\dot U}}_{{\text{C1}}}} - {{{\dot U}}_{{\text{C2}}}} = {Z_{\text{D}}}\left( {{L_1} + {L_2} + {L_3}} \right){{{\dot I}}_{\text{C}}} + {Z_{\text{D}}}{L_2}{{{\dot I}}_{\text{f}}}. \end{gathered} \right.$

(1)

通过2台牵引变压器原边和次边的节点电压电流关系，可以得到

$\left\{ \begin{gathered} {{{\dot U}}_{{\text{S1}}}} - {{{\dot U}}_{{\text{S2}}}} = \left[ {\left( {{{{\dot I}}_{\text{B}}} - {{{\dot I}}_{\text{f}}}} \right) - \left( {{{{\dot I}}_{\text{C}}} + {{{\dot I}}_{\text{f}}}} \right)} \right]{Z_{\text{D}}}{L_2} - \\ \quad {{{\dot I}}_{\text{f}}}{Z_{{\text{JS}}}} = k\left( {{{{\dot U}}_{{\text{S11}}}} - {{{\dot U}}_{{\text{S22}}}}} \right), \\ {{{\dot U}}_{{\text{S11}}}} - {{{\dot U}}_{{\text{S22}}}} = k{{{\dot I}}_{\text{f}}}\left( {\bar ZL + {Z_{{\text{TT1}}}} + {Z_{{\text{TT2}}}}} \right), \\ \end{gathered} \right.$

(2)

式中： ${Z_{{\text{JS}}}} = {Z_{{\text{J11}}}} + {Z_{{\text{J12}}}} + {Z_{{\text{J21}}}} + {Z_{{\text{J22}}}}$ ， $\bar Z = \left( {{Z_1} + {Z_2}} \right)/2$ .

根据式（1）和式（2），解得

$\left\{\begin{array}{l} \dot{I}_{\mathrm{f}}=\dfrac{k_{\mathrm{f}}\left(\Delta {{\dot U}}_{\mathrm{B}}-\Delta {{\dot U}}_{\mathrm{c}}\right)}{Z_{\mathrm{D}}\left(L_{1} + L_{2} + L_{3}\right)-2 k_{\mathrm{f}} Z_{\mathrm{D}} L_{2}}, \\ k_{\mathrm{f}}=\dfrac{Z_{\mathrm{D}} L_{2}}{2 Z_{\mathrm{D}} L_{2} + Z_{\mathrm{JS}} + k^{2}\left(\bar{Z} L + Z_{\mathrm{TT1}} + Z_{\mathrm{TT2}}\right)}, \end{array}\right.$

(3)

式中：k_f为阻抗系数；Z_JS为进线阻抗； $\Delta {{{\dot U}}_{\text{B}}} = {{{\dot U}}_{{\text{B1}}}} - {{{\dot U}}_{{\text{B2}}}}$ ， $\Delta {{{\dot U}}_{\text{C}}} = {{{\dot U}}_{{\text{C1}}}} -{{{\dot U}}_{{\text{C2}}}}$ .

2.2.2 树形双边供电均衡电流计算

空载的树形双边供电系统等值电路如所示. 图中： ${{{{\dot I}}}_{{\text{f}}1}}$ 和 ${{{\dot I}}_{{\text{f}}2}}$ 分别为2个牵引变压器原边测量的实际均衡电流， ${k_1}$ 和 ${k_2}$ 分别为2个牵引变压器的实际变比.

图 5 树形双边供电系统等值电路

Figure 5. Equivalent circuit diagram of tree bilateral power supply system

下载: 全尺寸图片幻灯片

2台牵引变压器原边和次边的节点电压方程为

$\left\{ \begin{gathered} {{{\dot U}}_{{\text{S}}1}} = {k_1}{{{\dot U}}_{{\text{S}}11}} = {{{\dot U}}_{\text{B}}} - {{{\dot U}}_{\text{C}}} - \left( {{Z_{{\text{J11}}}} + {Z_{{\text{J12}}}}} \right){{{\dot I}}_{{\text{f}}1}}, \\ {{{\dot U}}_{{\text{S}}2}} = {k_2}{{{\dot U}}_{{\text{S22}}}} = {{{\dot U}}_{\text{B}}} - {{{\dot U}}_{\text{C}}} - \left( {{Z_{{\text{J21}}}} + {Z_{{\text{J22}}}}} \right){{{\dot I}}_{{\text{f2}}}}, \\ {{{\dot U}}_{{\text{S}}11}} - {{{\dot U}}_{{\text{S22}}}} = {k_1}{{{\dot I}}_{{\text{f}}1}}\left( {{Z_{{\text{TT1}}}} + {Z_{{\text{TT2}}}} + \frac{{{Z_1} + {Z_2}}}{2}L} \right), \\ {k_1}{{{\dot I}}_{{\text{f}}1}} + {k_2}{{{\dot I}}_{{\text{f2}}}} = 0. \\ \end{gathered} \right.$

(4)

解式得（4），均衡电流 ${{{\dot I}}_{{\text{f}}1}}{\text{ = }}{{{\dot I}}_{{\text{f2}}}}{\text{ = }}0$ ，即线路中不存在均衡电流. 双边供电的两牵引变电所进线处存在电压差时均可等值为平行双边供电系统，而树形双边供电的外部电源呈树形结构，牵引变电所的电源进线来自电力变电站同一分段母线的不同分段，因此平行双边供电模型相较于树形双边供电适用性更强.

3. 实例分析

以某市域线路为例，其牵引供电系统由110 kV牵引变电所Q1、Q2、Q3、Q4（预留）分段供电. 为保证市域铁路的持续可靠供电，考虑运行时将3个变比为110 kV/27.5 kV的牵引变压器在低压27.5 kV侧合环运行，实现列车运行的不间断供电. 该方案改变了目前城市电网在配电网侧辐射状的电网结构，合环时跨越了较多的电压等级，构成电磁环网结构，因此需要考虑在正常运行时合环线路的潮流情况，防止合环线路潮流穿越功率太大，超过线路的载流能力. 牵引变压器可以短时（2 h）承受的最大功率为100 MV·A；110 kV线路采用的是截面积为1600 mm²的电缆，能承受的最大电流为1000 A；27.5 kV刚性接触网型号为CTA150 + HL2213，能承受的最大电流为3500 A. 合环示意如图6所示.

图 6 低压27.5 kV侧合环运行方案

Figure 6. Closing ring operation scheme at low voltage 27.5 kV side

下载: 全尺寸图片幻灯片

对电网的网架结构初步分析，4个牵引变电所位于3个500 kV供电区，3个500 kV变电站之间有潮流分布，如图7所示.

图 7 电网架构

Figure 7. Power grid architecture

下载: 全尺寸图片幻灯片

3.1 合环线路均衡电流分析

3.1.1 合环线路均衡电流计算

市域线路在27.5 kV侧合环运行，即两两牵引变电所双边供电，可能会产生均衡电流，根据线路的网架结构，结合2.2节，推导出均衡电流的计算模型，如所示. 图中： ${{{\dot U}}_{{\rm{{Q1}A}}}}$ 、 ${{{\dot U}}_{{\rm{{Q1}B}}}}$ 、 ${{{\dot U}}_{{\rm{{Q1}C}}}}$ （ ${{{\dot U}}_{{\rm{{Q2}A}}}}$ 、 ${{{\dot U}}_{{\rm{{Q2}B}}}}$ 、 ${{{\dot U}}_{{\rm{{Q2}C}}}}$ 、 ${{{\dot U}}_{{\rm{{Q3}A}}}}$ 、 ${{{\dot U}}_{{\rm{{Q3}B}}}}$ 、 ${{{\dot U}}_{{\rm{{Q3}C}}}}$ ）分别为牵引变电所Q1（Q2、Q3）的三相电源电压； ${{{\dot I}}_{{\rm{{Q{1}}q}}}}$ 、 ${{{\dot I}}_{{\rm{{Q{2}}q}}}}$ 、 ${{{\dot I}}_{{\rm{{Q{3}}q}}}}$ 分别为牵引变电所Q1、Q2、Q3到合环点的均衡电流； ${{{\dot I}}_{{\rm{{Q{12}}A}}}}$ 、 ${{{\dot I}}_{{\rm{{Q{12}}B}}}}$ 、 ${{{\dot I}}_{{\rm{{Q{12}}C}}}}$ 为牵引变电所Q1流向Q2的三相电流； ${{{\dot I}}_{{\rm{{Q{23}}A}}}}$ 、 ${{{\dot I}}_{\rm{{Q{23}}B}}}$ 、 ${{{\dot I}}_{\rm{{Q{23}}C}}}$ 为牵引变电所Q2流向Q3的三相电流； ${{{\dot I}}_{\rm{{Q{13}}A}}}$ 、 ${{{\dot I}}_{\rm{{Q{13}}B}}}$ 、 ${{{\dot I}}_{\rm{{Q{13}}C}}}$ 为牵引变电所Q1流向Q3的三相电流； ${Z_{{\rm{S{Q1}}}}}$ 、 ${Z_{{\rm{SQ2}}}}$ 、 ${Z_{{\rm{SQ3}}}}$ 为电力系统的短路阻抗； ${Z_{{\rm{jQ1}}}}$ 、 ${Z_{{\rm{jQ2}}}}$ 、 ${Z_{{\rm{jQ3}}}}$ 电力系统到变电站的进线阻抗； ${Z_{{\rm{TQ1}}}}$ 、 ${Z_{{\rm{TQ2}}}}$ 、 ${Z_{{\rm{TQ3}}}}$ 为牵引变压器归算到牵引侧的漏抗； ${Z_{{\rm{dQ12}}}}$ 、 ${Z_{{\rm{dQ13}}}}$ 、 ${Z_{{\rm{dQ23}}}}$ 分别为牵引变电所Q1到Q2、Q1到Q3、Q2到Q3之间的传输线阻抗； ${L_{\rm{{Q1}}}}$ 、 ${L_{\rm{Q2}}}$ 、 ${L_{{\rm{Q3}}}}$ 分别为牵引变电所Q1、Q2、Q3到合环点的距离； ${Z_{\text{q}}}$ 为牵引网单位阻抗. 各牵引变电所带的负荷见表1，牵引网阻抗值为0.0440 + 0.371 0i Ω/km.

图 8 市域线路均衡电流的计算模型

Figure 8. Calculation model of equilibrium current for suburban lines

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 1 变电所正常运行时牵引负荷

Table 1. Traction loads at substations

主变电所	牵引负荷/ (MV·A)	牵引变压器接线形式	牵引变压器容量/ (MV·A)	同相供电容量配置/ (MV·A)
Q1	44.7	单相	2 × （40 + 10）	5
Q2	64.0	单相	2 × （40 + 10）	5
Q3	62.9	单相	2 × （40 + 10）	5
Q4	20.0	单相	2 × （40 + 10）	5

下载: 导出CSV

| 显示表格

可利用叠加原理计算3个牵引变电所合环的均衡电流，先计算每2个牵引变电所之间的均衡电流，再进行叠加. 结合2.2节均衡电流的计算公式得到Q1与Q2之间的均衡电流 ${{{\dot I}}_{{\rm{Q{12}q}}}}$ 、Q2与Q3之间的均衡电流 ${{{\dot I}}_{{\rm{Q{23}q}}}}$ 、Q1与Q3之间的均衡电流 ${{{\dot I}}_{{\rm{Q{13}q}}}}$ 分别为

$\qquad\qquad\qquad{{{\dot I}}}_{\rm{Q{12}q}}=\dfrac{{{\dot U}}_{\rm{Q1A}}-{{\dot U}}_{\rm{Q1B}}-{{\dot U}}_{\rm{Q2A}} + {{\dot U}}_{\rm{Q2B}} + ({{\dot I}}_{\rm{Q{12}B}}-{{\dot I}}_{\rm{Q{12}A}}){Z}_{\rm{SQ1}}-({{\dot I}}_{\rm{Q{12}A}}-{{\dot I}}_{\rm{Q12B}}){Z}_{\rm{SQ2}}}{k[{Z}_{\rm{TQ1}} + {Z}_{\rm{TQ2}} + ({L}_{\rm{Q1}} + {L}_{\rm{Q2}}){{\textit{z}}}_{\rm{q}}] + \dfrac{2}{k}({Z}_{\rm{jQ1}} + {Z}_{\rm{jQ2}} + {Z}_{\rm{SQ1}} + {Z}_{\rm{SQ2}})},$

(5)

$\qquad\qquad\qquad {{{\dot I}}_{{\rm{Q{23}q}}}} = \dfrac{{{{{\dot U}}_{{\rm{Q2A}}}} - {{{\dot U}}_{{\rm{Q2B}}}} - {{{\dot U}}_{{\rm{Q3A}}}} + {{{\dot U}}_{{\rm{Q3B}}}} + ({{{\dot I}}_{{\rm{Q{23}B}}}} - {{{\dot I}}_{{\rm{Q{23}A}}}}){Z_{{\rm{SQ2}}}} - ({{{\dot I}}_{{\rm{Q{23}A}}}} - {{{\dot I}}_{{\rm{Q{23}B}}}}){Z_{{\rm{SQ3}}}}}}{{k[{Z_{{\rm{TQ2}}}} + {Z_{{\rm{TQ3}}}} + ({L_{{\rm{Q2}}}} + {L_{{\rm{Q3}}}}){{\textit{z}}_{\rm{q}}}] + \dfrac{2}{k}({Z_{{\rm{jQ2}}}} + {Z_{{\rm{jQ3}}}} + {Z_{{\rm{SQ2}}}} + {Z_{{\rm{SQ3}}}})}},$

(6)

$\qquad\qquad\qquad{{{\dot I}}_{{\rm{Q{13}q}}}} = \dfrac{{{{{\dot U}}_{{\rm{Q1A}}}} - {{{\dot U}}_{{\rm{Q1B}}}} - {{{\dot U}}_{{\rm{Q3A}}}} + {{{\dot U}}_{{\rm{Q3B}}}} + ({{{\dot I}}_{{\rm{Q{13}B}}}} - {{{\dot I}}_{{\rm{Q{13}A}}}}){Z_{{\rm{SQ1}}}} - ({{{\dot I}}_{{\rm{Q{13}A}}}} - {{{\dot I}}_{{\rm{Q{13}B}}}}){Z_{{\rm{SQ2}}}}}}{{k[{Z_{{\rm{TQ1}}}} + {Z_{{\rm{TQ3}}}} + ({L_{\rm{Q1}}} + {L_{{\rm{Q3}}}}){{\textit{z}}_{\rm{q}}}] + \dfrac{2}{k}({Z_{{\rm{jQ1}}}} + {Z_{{\rm{jQ3}}}} + {Z_{{\rm{SQ1}}}} + {Z_{{\rm{SQ3}}}})}}.$

(7)

利用叠加原理，得到牵引变电所Q1、Q2、Q3到合环点的均衡电流分别为

$\begin{split} \\ {{{\dot I}}_{{\rm{Q1q}}}} = {{{\dot I}}_{{\rm{Q{12}q}}}} + {{{\dot I}}_{{\rm{Q{13}q}}}}, \end{split}$

(8)

${{{\dot I}}_{{\rm{Q2q}}}} = - {{{\dot I}}_{{\rm{Q{12}q}}}} + {{{\dot I}}_{{\rm{Q{23}q}}}},$

(9)

${{{\dot I}}_{{\rm{Q3q}}}} = - {{{\dot I}}_{{\rm{Q{23}q}}}} - {{{\dot I}}_{{\rm{Q{13}q}}}}.$

(10)

根据电网架构和线路的参数，测得电网正常运行和出现各类故障（110、220 kV电网侧环网故障解环）时各牵引变电所110 kV高压侧电压的变化范围，Q1高压侧的电压为110∠−26.052°～110∠−26.881° kV，Q2高压侧的电压为110∠−29.409°～110∠−29.513° kV，Q3高压侧的电压为110∠−32.897°～110∠−33.236° kV，可计算Q1与Q2高压侧的电压相角差α₁₂变化范围约为0～4°，Q1与Q3高压侧的电压相角差α₁₃变化范围约为0～8°，Q2与Q3高压侧的电压相角差α₂₃变化范围约为0～4° 时合环线路上的均衡电流大小，如图9所示.

图 9 牵引变电所Q1、Q2、Q3到合环点的均衡电流计算值

Figure 9. Calculation values of equilibrium currents from traction substation Q1, Q2, Q3 to loop closing point

下载: 全尺寸图片幻灯片

由图9可知：3个牵引变电所的电压相角差为0时，均衡电流也为0；牵引变电所到合环点的均衡电流随着该牵引变电所与其余牵引变电所的电压相角差增大而增大；3个牵引变电所的穿越功率最大值为1.500、1.375、1.125 MV·A，穿越功率占牵引变压器容量比最大为3%.

3.1.2 合环线路均衡电流仿真

在MATLAB/simulink软件中建立合环线路均衡电流的仿真模型，如所示，并进行仿真计算，得到牵引变电所Q1、Q2、Q3到合环点的均衡电流仿真值 ${\dot I}_{{\rm{fQ1q}}}$ 、 ${\dot I}_{{\rm{fQ2q}}}$ 、 ${\dot I}_{{\rm{fQ3q}}}$ ，如图11所示.

图 10 合环线路均衡电流的计算模型

Figure 10. Calculation model of equilibrium currents in closed-loop lines

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 11 牵引变电所Q1、Q2、Q3到合环点的均衡电流仿真值

Figure 11. Simulation values of equilibrium currents from traction substation Q1、Q2、Q3 to loop closing point

下载: 全尺寸图片幻灯片

使用合环线路均衡电流的仿真结果验证均衡电流计算模型的正确性，得出均衡电流的最大值为 60.264 A，占比为2.322%.

3.2 合环线路潮流仿真

使用MATLAB/simulink软件搭建牵引变电所Q1、Q2、Q3、Q4在27.5 kV侧合环运行的市域铁路牵引供电系统模型，如图12所示，仿真模型中E、F、G、H、I、J、K为系统侧电力变压器，L1～L10为系统侧输电线路阻抗，仿真考虑市域铁路供电在夜间停运和高峰时段运行2种工况.

图 12 市域铁路牵引供电系统仿真模型

Figure 12. Simulation model of traction power supply system for suburban railways

下载: 全尺寸图片幻灯片

夜间解环、夜间合环、高峰时段合环、牵引供电所解列时电网的潮流分布，如图13所示，牵引变压器承受的最大功率为70.36 MV·A，电压波动最大为0.7025%，在牵引变压器承受范围内；110 kV线路承受的最大电流为833.418 A，27.5 kV接触网承受的最大电流为2595.789 A，均未超过线路载流能力.

图 13 合环线路潮流仿真（MV·A）

Figure 13. Power flow simulation for loop closing line (MV·A)

下载: 全尺寸图片幻灯片

4. 结　论

市域铁路单相交流牵引供电系统采用双边供电方式时，可能存在电磁环网和均衡电流的问题.

1）电磁环网：双边供电系统中“电磁环网”主要存在潮流转移和穿越功率的问题，潮流转移可能会影响系统稳定性，穿越功率会在牵引网上造成均衡电流.

2）均衡电流：双边供电系统的均衡电流与外部电源供电方式有关，若施行双边供电的两牵引变电所进线处存在电压差，则会导致在牵引网上产生分流，即均衡电流. 外部电源呈树形结构时，牵引变电所的电源进线来自一个电力变电站同一分段母线的不同分段，电压差为0，因此树形双边供电不产生均衡电流. 国家标准中并没有明确给出均衡电流的取值范围，只能通过减小电力系统变电所间等值阻抗或增大牵引供电系统阻抗达到减小均衡电流的目的.

3）以某市域线路为例进行仿真计算可以发现，双边供电系统中“电磁环网”对电网的潮流分布的影响均在牵引变压器、线路的承受范围内，即双边供电在稳态情况下不会对电网的安全运行造成影响；合环线路中均衡电流占比为2.322%，侧面反映均衡电流对系统影响较小. 但这些结论只针对目前分析的市域线路，其余的市域线路如果要采用双边供电还需根据实际情况分析.

致谢：广州地铁设计研究院股份有限公司科技项目（R110421H01090）.

图 1 机车车轮踏面滚动接触疲劳仿真流程

Figure 1. Simulation flow of wheel-tread RCF of locomotive

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 2 机车车辆-轨道耦合动力学模型

Figure 2. Locomotive–track coupled dynamics model

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 3 不同接触条件下轮轨黏着特性曲线

Figure 3. Wheel–rail adhesion feature curves under different contact conditions

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 4 实测车轮多边形

Figure 4. Tested wheel polygonal wear

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 5 轴箱振动加速度对比分析结果

Figure 5. Comparison results of vibration accelerations of the axlebox

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 6 制动力矩

Figure 6. Braking torque

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 7 轮轨垂向力

Figure 7. Wheel–rail vertical forces

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 8 轮轨纵向蠕滑率

Figure 8. Wheel–rail longitudinal creepage

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 9 轮轨纵向蠕滑力

Figure 9. Wheel–rail longitudinal creep force

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 10 磨耗数

Figure 10. Wear number

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 11 车轮踏面损伤指数

Figure 11. Damage index of wheel tread

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 1 不同轮轨摩擦条件下接触参数

Table 1. Contact parameters under different wheel–rail friction conditions

条件 μ₀ μ_∞ B /（s·m⁻¹） K_A K_S

干燥 0.55 0.22 0.60 1.00 0.40
低黏着 0.30 0.12 0.20 0.30 0.10

下载: 导出CSV

参考文献(25)

[1]	刘鹏飞,王开云,翟婉明. 驱动工况下重载机车与轨道动态相互作用[J]. 西南交通大学学报,2014,49(1): 15-20. doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.2014.01.003 LIU Pengfei, WANG Kaiyun, ZHAI Wanming. Dynamics interaction between heavy-haul locomotive and track under driving conditions[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2014, 49(1): 15-20. doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.2014.01.003
[2]	赵鑫,温泽峰,王衡禹,等. 中国轨道交通轮轨滚动接触疲劳研究进展[J]. 交通运输工程学报,2021,21(1): 1-35. doi: 10.19818/j.cnki.1671-1637.2021.01.001 ZHAO Xin, WEN Zefeng, WANG Hengyu, et al. Research progress on wheel/rail rolling contact fatigue of rail transit in China[J]. Journal of Traffic and Transportation Engineering, 2021, 21(1): 1-35. doi: 10.19818/j.cnki.1671-1637.2021.01.001
[3]	郭立昌,杨斌,何成刚,等. 基于接触斑能量耗散轮轨磨损与损伤机制研究[J]. 西南交通大学学报,2018,53(5): 945-950. doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.2018.05.010 GUO Lichang, YANG Bin, HE Chenggang, et al. Wear and damage mechanism of wheel-rail materials based on contact zone energy dissipation[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2018, 53(5): 945-950. doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.2018.05.010
[4]	王军平,周宇,沈钢. 钢轨硬度对疲劳裂纹萌生和钢轨磨耗的影响[J]. 西南交通大学学报,2021,56(3): 611-618. WANG Junping, ZHOU Yu, SHEN Gang. Effect of rail hardness on fatigue cracks initiation and rail wear[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2021, 56(3): 611-618.
[5]	杨逸凡,凌亮,杨云帆,等. 重载机车车轮擦伤下的轮轨动态响应[J]. 工程力学,2020,37(12): 213-219. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2020.01.0033 YANG Yifan, LING Liang, YANG Yunfan, et al. Wheel/rail dynamic responses due to the wheel flat of heavy-haul locomotives[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(12): 213-219. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2020.01.0033
[6]	ZHAO X, WANG Z, WEN Z F, et al. The initiation of local rolling contact fatigue on railway wheels: an experimental study[J]. International Journal of Fatigue, 2020, 132: 105354.1-105354.14.
[7]	CHEN Y Z, HE C G, ZHAO X J, et al. The influence of wheel flats formed from different braking conditions on rolling contact fatigue of railway wheel[J]. Engineering Failure Analysis, 2018, 93: 183-199. doi: 10.1016/j.engfailanal.2018.07.006
[8]	LI Y, CHEN J J, WANG J X, et al. Study on the effect of residual stresses on fatigue crack initiation in rails[J]. International Journal of Fatigue, 2020, 139: 105750.1-105750.7.
[9]	于荣泉,李强,李娜,等. 车轮滚动接触疲劳裂纹萌生寿命预测[J]. 铁道学报,2015,37(12): 20-24. doi: 10.3969/j.issn.1001-8360.2015.12.004 YU Rongquan, LI Qiang, LI Na, et al. Numerical analysis on prediction of rolling contact fatigue crack initiation life of wheel[J]. Journal of the China Railway Society, 2015, 37(12): 20-24. doi: 10.3969/j.issn.1001-8360.2015.12.004
[10]	EKBERG A, KABO E. Fatigue of railway wheels and rails under rolling contact and thermal loading—an overview[J]. Wear, 2005, 258(7/8): 1288-1300.
[11]	EKBERG A, SOTKOVSZKI P. Anisotropy and rolling contact fatigue of railway wheels[J]. International Journal of Fatigue, 2001, 23(1): 29-43. doi: 10.1016/S0142-1123(00)00070-0
[12]	EKBERG A, ÅKESSON B, KABO E. Wheel/rail rolling contact fatigue—Probe, predict, prevent[J]. Wear, 2014, 314(1/2): 2-12.
[13]	KHAN S A, PERSSON I, LUNDBERG J, et al. Prediction of top-of-rail friction control effects on rail RCF suppressed by wear[J]. Wear, 2017, 380/381: 106-114. doi: 10.1016/j.wear.2017.03.010
[14]	LIU Y F, JIANG T, ZHAO X, et al. Effects of axle load transfer on wheel rolling contact fatigue of high-power AC locomotives with oblique traction rods[J]. International Journal of Fatigue, 2020, 139: 105748.1-105748.13.
[15]	LYU K K, WANG K Y, LING L, et al. Influence of wheel diameter difference on surface damage for heavy-haul locomotive wheels: measurements and simulations[J]. International Journal of Fatigue, 2020, 132: 105343.1-105343.10.
[16]	金学松,吴越,梁树林,等. 车轮非圆化磨耗问题研究进展[J]. 西南交通大学学报,2018,53(1): 1-14. doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.2018.01.001 JIN Xuesong, WU Yue, LIANG Shulin, et al. Mechanisms and countermeasures of out-of-roundness wear on railway vehicle wheels[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2018, 53(1): 1-14. doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.2018.01.001
[17]	杨云帆,刘志强,高贤波,等. 电力机车车轮非圆化磨耗特征及其对轮轨动态冲击作用影响分析[J]. 机械工程学报,2021,57(4): 130-139. doi: 10.3901/JME.2021.04.130 YANG Yunfan, LIU Zhiqiang, GAO Xianbo, et al. Analysis on essential characteristics of the polygonal wear of locomotive wheels and its effect on wheel/rail dynamic impact[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2021, 57(4): 130-139. doi: 10.3901/JME.2021.04.130
[18]	LAN Q Q, DHANASEKAR M, HANDOKO Y A. Wear damage of out-of-round wheels in rail wagons under braking[J]. Engineering Failure Analysis, 2019, 102: 170-186. doi: 10.1016/j.engfailanal.2019.04.019
[19]	翟婉明. 车辆-轨道耦合动力学[M]. 3版. 北京: 科学出版社, 2007.
[20]	TIAN Y, LIU S, DANIEL W J T, et al. Investigation of the impact of locomotive creep control on wear under changing contact conditions[J]. Vehicle System Dynamics, 2015, 53(5): 692-709. doi: 10.1080/00423114.2015.1020815
[21]	关庆华,赵鑫,温泽峰,等. 基于Hertz接触理论的法向接触刚度计算方法[J]. 西南交通大学学报,2021,56(4): 883-890. GUAN Qinghua, ZHAO Xin, WEN Zefeng, et al. Calculation method of Hertz normal contact stiffness[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2021, 56(4): 883-890.
[22]	SH SICHANI M, ENBLOM R, BERG M. An alternative to FASTSIM for tangential solution of the wheel-rail contact[J]. Vehicle System Dynamics, 2016, 54(6): 748-764. doi: 10.1080/00423114.2016.1156135
[23]	POLACH O. Creep forces in simulations of traction vehicles running on adhesion limit[J]. Wear, 2005, 258(7/8): 992-1000.
[24]	DIRKS B, ENBLOM R. Prediction model for wheel profile wear and rolling contact fatigue[J]. Wear, 2011, 271(1/2): 210-217.
[25]	SPANGENBERG U, FRÖHLING R D, ELS P S. Influence of wheel and rail profile shape on the initiation of rolling contact fatigue cracks at high axle loads[J]. Vehicle System Dynamics, 2016, 54(5): 638-652. doi: 10.1080/00423114.2016.1150496

施引文献

附加材料(0)

访问统计

点击查看大图

图(11) / 表(1)

计量

文章访问数: 421
HTML全文浏览量: 151
PDF下载量: 58
被引次数: 0

1. 电磁环网分析
1.1 电磁环网形成的原因
1.2 双边供电系统中“电磁环网”分析
2. 均衡电流分析
2.1 均衡电流影响分析
2.2 均衡电流计算
3. 实例分析
3.1 合环线路均衡电流分析
3.2 合环线路潮流仿真
4. 结　论

条件	μ₀	μ_∞	B /（s·m⁻¹）	K_A	K_S
干燥	0.55	0.22	0.60	1.00	0.40
低黏着	0.30	0.12	0.20	0.30	0.10

车轮多边形对重载机车轮轨相互作用及接触损伤的影响分析

doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.20210448

作者简介: 张波（1988―），男，高级工程师，研究方向为车辆动力学及轮轨关系，E-mail：zb20064120@126.com

通讯作者: 凌亮（1986―），男，研究员，研究方向为轨道车辆服役安全与控制，E-mail：liangling@swjtu.edu.cn

计量

出版历程