高速鐵路接觸網(wǎng)非工作支平腕臂變形原因分析及措施

吳亞飛

(中鐵第一勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司電氣化設(shè)計(jì)處，西安　710043)

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高速鐵路接觸網(wǎng)非工作支平腕臂變形原因分析及措施

吳亞飛

(中鐵第一勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司電氣化設(shè)計(jì)處，西安710043)

摘要：時(shí)速300km及以上的高速鐵路接觸網(wǎng)采用鋁合金腕臂，實(shí)際工程應(yīng)用中出現(xiàn)了非工作支平腕臂變形現(xiàn)象，有必要分析其原因并采取措施。以某高速鐵路為例，結(jié)合接觸網(wǎng)主要技術(shù)參數(shù)，從鋁合金熱處理、應(yīng)力釋放、工差配合、施工工序等理論方面分析可能導(dǎo)致腕臂變形的原因；將變形腕臂模型化為簡支梁結(jié)構(gòu)，校驗(yàn)腕臂的強(qiáng)度；建立轉(zhuǎn)換柱的幾何模型，采用ANSYS有限元分析方法，計(jì)算關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的變形量。采用上述兩種方法校驗(yàn)的結(jié)果表明：設(shè)計(jì)采用的結(jié)構(gòu)能滿足腕臂撓度不大于1%的要求。為了加強(qiáng)鋁合金腕臂的整體強(qiáng)度，避免由于材料加工制造、施工安裝等方面原因造成腕臂撓度超標(biāo)現(xiàn)象，結(jié)合現(xiàn)場試驗(yàn)，采取增設(shè)腕臂支撐措施。

關(guān)鍵詞：高速鐵路；接觸網(wǎng)；非支平腕臂；變形；ANSYS；有限元分析

在時(shí)速300 km及以上高速鐵路接觸網(wǎng)工程中，因質(zhì)量輕、易切割，防腐性能好[1]，導(dǎo)電性能好且在施工中安裝方便，鋁合金得以廣泛應(yīng)用，但由于其自身特性，在加工制造及施工工藝不符合要求時(shí)易出現(xiàn)變形超標(biāo)現(xiàn)象。結(jié)合某高速鐵路平腕臂變形現(xiàn)象，通過原因分析，提出建議措施，為高速鐵路工程建設(shè)提供參考。

1接觸網(wǎng)主要參數(shù)

以西部某高速鐵路為例，其設(shè)計(jì)時(shí)速為300 km及以上，正線接觸網(wǎng)采用全補(bǔ)償簡單鏈形懸掛，接觸線采用JTMH150，額定張力為30 kN，承力索采用JTMH120，額定張力為21 kN。腕臂柱采用H型鋼柱，支柱柱頂距接觸網(wǎng)安裝上底座露頭高度按不大于300 mm控制[2]，路基段轉(zhuǎn)換柱和下錨柱高度為7.6 m，橋梁段轉(zhuǎn)換柱和下錨柱高度為7.4 m，正線側(cè)面限界為3.0 m。接觸導(dǎo)線懸掛點(diǎn)高度為5 300 mm，結(jié)構(gòu)高度為1 600 mm，跨距一般為50 m，采用五跨錨段關(guān)節(jié)。鋁合金腕臂系統(tǒng)采用牌號(hào)為6082，熱處理狀態(tài)為T6的鋁合金[2]。其中腕臂管外徑為70 mm，壁厚為6.0 mm，平腕臂長度為3.3 m，斜腕臂長度為3.2 m。棘輪補(bǔ)償裝置設(shè)于上、下腕臂底座之間，下錨處結(jié)構(gòu)高度為700 mm。

在接觸網(wǎng)設(shè)備安裝完成后，錨段關(guān)節(jié)閉口側(cè)(緊鄰下錨柱的轉(zhuǎn)換柱)非支平腕臂變形，經(jīng)現(xiàn)場測量，平腕臂最大變形量為53 mm。

2變形原因分析

由于鋁合金具有比重小、易強(qiáng)化，可塑性好、耐腐蝕、導(dǎo)電性能好及易于表面處理的優(yōu)點(diǎn)，在我國時(shí)速300 km及以上高速鐵路接觸網(wǎng)工程中廣泛地采用鋁合金腕臂系統(tǒng)。但鋁合金腕臂在加工、熱處理及施工方面要求嚴(yán)格，處理不當(dāng)會(huì)使腕臂變形超標(biāo)，結(jié)合鋁合金的特性，針對高速鐵路接觸網(wǎng)特點(diǎn)，導(dǎo)致鋁合金腕臂變形超標(biāo)的原因主要有以下幾種。

(1)鋁合金腕臂需進(jìn)行熱處理，是否進(jìn)行正確的熱處理，對其機(jī)械性能影響很大，尤其是抗拉強(qiáng)度。部分鋁合金牌號(hào)的對比見表1[1]。

表1　部分鋁合金不同熱處理狀態(tài)力學(xué)性能比較

(2)鋁合金腕臂管在加工成形后，需放在自然環(huán)境或接近自然環(huán)境下放置一段時(shí)間來釋放材料應(yīng)力[3]。若腕臂管應(yīng)力釋放不完全就將其預(yù)配安裝，則其自身也會(huì)變形，再加上線索荷重，易導(dǎo)致腕臂變形。

(3)鋁合金腕臂管應(yīng)符合GB/T4436—1995的規(guī)定，外徑允許偏差為精密級(jí)，壁厚允許偏差為普通級(jí)。平、斜腕臂應(yīng)同軸，同軸度越好，腕臂整體受力情況越好；反之，腕臂裝置的整體穩(wěn)定性則變差，導(dǎo)致腕臂變形。

(4)在腕臂受力后，若套管座與腕臂的整體密貼性不好，在平腕臂抬高及受擠壓力的情況下，更易導(dǎo)致腕臂管的滑移，腕臂的穩(wěn)定性破壞，腕臂管會(huì)出現(xiàn)變形。另外，在承力索放線后，套管座頂緊螺栓應(yīng)緊固到位，否則腕臂的整體抗壓性減弱，經(jīng)一段時(shí)間后，腕臂也會(huì)出現(xiàn)變形。

除上述原因外，腕臂變形是否與設(shè)計(jì)選用的鋁合金腕臂管型或腕臂承力索座處集中的附加外荷載過大有關(guān)，在文中第3節(jié)進(jìn)行研究。

3計(jì)算分析

發(fā)生非支平腕臂變形的支柱(為更好地區(qū)分，下文中將發(fā)生腕臂變形的轉(zhuǎn)換柱稱為D1柱)安裝見圖1。

圖1　D1轉(zhuǎn)換柱腕臂安裝(單位：mm)

與D1轉(zhuǎn)換柱相比，下錨處承力索為不等高懸掛，產(chǎn)生下壓力及附加彎矩，受力分析見圖2。

圖2　D1轉(zhuǎn)換柱非支平腕臂受力分析(單位：mm)

如圖2所示，承力索在下錨處較轉(zhuǎn)換柱處高度降低，下錨點(diǎn)A與非支抬高點(diǎn)C的高差為900 mm，工作支B與非支抬高點(diǎn)C承力索度懸掛高度差為550 mm，C點(diǎn)兩側(cè)不等高懸掛，在D1轉(zhuǎn)換柱腕臂處產(chǎn)生壓力。由于D1柱處承力索需抬高，在懸掛點(diǎn)形成了不利的附加彎矩，水平力主要為之字力、風(fēng)荷載及曲線力的疊加。腕臂結(jié)構(gòu)進(jìn)行模型化處理，將斜腕臂與平腕臂連接處的套管座去掉，以支反力代替，平腕臂的兩個(gè)支點(diǎn)分別為腕臂底座與平腕臂、斜腕臂連接處，為典型的簡支梁結(jié)構(gòu)模型，斜腕臂的支反力R為未知力，求解后為斜腕臂的軸壓力分力，簡支梁結(jié)構(gòu)模型見圖3。

圖3　腕臂簡支梁計(jì)算模型

圖3中，G1為絕緣子的集中重力，kN；G2為腕臂集中重力，kN；G4為跨內(nèi)接觸網(wǎng)(含檢修)荷載，kN；Rby為斜腕臂對平腕臂的豎向支反力，kN；Ray為底座支點(diǎn)處豎向力支反力，kN；N1為不等高懸掛相鄰兩跨內(nèi)的下壓力，N；M為抬高0.55 m水平力形成的附加彎矩，kN.m)；P為非支水平力，含下錨分支力、風(fēng)荷載及曲線力，kN；Q為腕臂線重，kN。

根據(jù)ΣMA=0及Σy=0，根據(jù)式(1)、式(2)可計(jì)算出Ray及Rby。

(1)

(2)

經(jīng)計(jì)算，錨柱處A點(diǎn)上拔力Ray=1.281 kN，相鄰工作支B點(diǎn)上拔力Rby=1.148 kN，C點(diǎn)處形成的壓力Rcy=2.430 kN。根據(jù)力矩平衡，計(jì)算出Q1～Q5及M1～M5。計(jì)算結(jié)果見表2。

表2　非支腕臂剪切力及彎矩

注：表中“+”表示受力向上，“-”表示受力向下。

分段取隔離體計(jì)算每段集中力作用段的最大剪切力及最大彎矩。腕臂彎曲變化趨勢見圖4。

圖4　腕臂彎曲變化趨勢曲線

從圖4可以看出，由于彎矩在腕臂絕緣子端部開始增加，腕臂的中部至斜腕臂支點(diǎn)處增加最大，由于腕臂結(jié)構(gòu)為簡支梁及懸臂梁結(jié)構(gòu)，在懸臂部分彎矩最大。

腕臂管應(yīng)力為：Mmax/(ΦW)+Qmax/A=27.87 MPa，而鋁合金腕臂管強(qiáng)度的標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)值[σ]=103.333 MPa(T6后的強(qiáng)度)。因此腕臂管的強(qiáng)度滿足要求。

腕臂管撓度疊加計(jì)算：最大撓度發(fā)生點(diǎn)為腕臂懸臂端，撓度向下，但是簡支梁中部為向上彎曲，端部處最大，為13 mm?？梢钥闯?，設(shè)計(jì)采用的腕臂結(jié)構(gòu)及零部件型號(hào)能滿足撓度不大于1%的要求[4](平腕臂長度為3.3 m)。

4ANSYS有限元分析

按照腕臂結(jié)構(gòu)，分別建立D1轉(zhuǎn)換柱工作支和非工作支的幾何模型，見圖5。將腕臂原始荷載數(shù)據(jù)參數(shù)化為腕臂結(jié)構(gòu)幾何模型的受力值，按設(shè)計(jì)幾何模型結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)簡化計(jì)算程序，采用ANSYS進(jìn)行有限元分析，計(jì)算腕臂結(jié)構(gòu)幾何模型的各節(jié)點(diǎn)幾何位置坐標(biāo)及受力值，得出腕臂變形量[5-8]。

圖5　D1柱非支有限元模型

經(jīng)ANSYS軟件分析，非支平腕臂變形量見表3，節(jié)點(diǎn)受力見表4。

表3　D1柱腕臂結(jié)構(gòu)變形量

采用ANSYS輸出D1柱非支平腕臂、斜腕臂變形，見圖6。

從計(jì)算結(jié)果及腕臂變形趨勢來看，平腕臂中間部位略向上彎曲，承力索座處變形最大，為15.5 mm?？梢钥闯觯O(shè)計(jì)采用的腕臂結(jié)構(gòu)及零部件型號(hào)能滿足撓度不大于1%的要求，且端部變形最大。

表4　D1柱腕臂節(jié)點(diǎn)受力值

圖6　D1柱非支平、斜腕臂變形(單位：mm)

在其他條件不變的情況下，撓度超標(biāo)時(shí)，經(jīng)ANSYS軟件反算，見圖7?？梢钥闯?，附加荷載需達(dá)到3.73 kN，且這時(shí)腕臂變形在平腕臂中部。

圖7　附加荷載超標(biāo)時(shí)，平、斜腕臂變形

5結(jié)論及建議

經(jīng)受力計(jì)算及ANSYS有限元分析兩種方法對轉(zhuǎn)換柱非支腕臂進(jìn)行校驗(yàn)，從結(jié)果可知，設(shè)計(jì)采用的腕臂結(jié)構(gòu)能滿足撓度不大于1%的要求。但在制造階段熱處理、應(yīng)力釋放環(huán)節(jié)處理不當(dāng)會(huì)導(dǎo)致腕臂變形超標(biāo)，施工階段腕臂同軸度、套管座密貼性、附加荷載過大也會(huì)導(dǎo)致腕臂變形超標(biāo)。因此要避免腕臂變形超標(biāo)，應(yīng)在材料加工、施工安裝等方面嚴(yán)格執(zhí)行有關(guān)規(guī)程規(guī)范。

設(shè)計(jì)采用的結(jié)構(gòu)雖能滿足撓度要求，但由于材料加工及施工安裝等方面的原因?qū)е峦蟊圩冃?。根?jù)ANSYS受力分析，在變形較大處增設(shè)腕臂支撐，由于腕臂構(gòu)成桁架結(jié)構(gòu)，鋁合金腕臂系統(tǒng)整體強(qiáng)度會(huì)得到改善，方案見圖8。結(jié)合現(xiàn)場試驗(yàn)，效果較為明顯，希望能對高速鐵路的建設(shè)起到借鑒作用。

圖8　D1柱增設(shè)腕臂支撐方案(單位：mm)

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Analysis of Distortion of Non-running Cantilever for High-Speed Railway OCS and Its Solution

WU Ya-fei

(China Railway First Survey and Design Institute Group Co.， Ltd.， Xi’an 710043， China)

Abstract：Aluminum alloy cantilevers are used for overhead catenary system (OCS) on high speed railways of 300 km/h and over， and the distortion of non-running cantilevers occurs in some engineering applications. Thus， it is necessary to analyze the causes and take corresponding measures. This paper， with reference to a high speed railway and key OCS technical parameters， analyzes the causes of cantilever distortion with respect to aluminum alloy’s heat treatment， stress release， allowance and construction process. The distorted cantilever’s strength is checked by modeling the cantilever as a simply supported beam structure. Critical node deformation is calculated by building a geometric model and then giving ANSYS finite element analysis. The results of the two methods employed shows that the distortion of designed cantilever structure can meet the deflection requirements of no more than 1%. In order to enhance the overall strength of aluminum alloy cantilever and avoid excessive cantilever deflection on account of material processing， manufacturing and installation， additional supports shall be installed as per field test．

Key words：High-speed railway; OCS; Non-running cantilever; Distortion; ANSYS; Finite element analysis

中圖分類號(hào)：U238； U225

文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A

DOI:10.13238/j.issn.1004-2954.2015.04.034

文章編號(hào)：1004-2954(2015)04-0141-04

作者簡介：吳亞飛(1982—)，男，工程師，2005年畢業(yè)于西南交通大學(xué)，工學(xué)學(xué)士，E-mail：13991255163@163.com。

基金項(xiàng)目：中國鐵道建筑總公司科技研究開發(fā)計(jì)劃項(xiàng)目(12-C55)

收稿日期：2014-05-27； 修回日期：2014-07-21