毕业设计（论文）-电力机车受电弓的结构设计与杆组的强度计算

电力机车受电弓的结构设计与杆组的强度计算电力机车受电弓的结构设计与杆组的强度计算摘要高速铁路的发展是建设现代化铁路的必然要求。高速铁路的电力机车均采用电力牵引，高速列车在高速运行状态下必须稳定可靠的从接触网上接受电能来驱动高速列车。高速电气化铁路的受流装置—受电弓对电力机车在高速运行时的受流质量有重要影响，受电弓的整体结构设计分析对于提高受电弓的性能具有重要意义。为了保证良好的受流质量，受电弓采用大量轻质合金来减轻自身质量，但是这也会导致受电弓强度和刚度的不足。因此，在满足受电弓强度和刚度的前提下，研究受电弓的运动学特性，改善弓—网动态性能。本文运用优化技术对电力机车受电弓的框架几何结构参数进行了优化处理，得到了改善电力机车受电弓性能的几何参数，并对得到的几何参数进行了计算，得到了受电弓升降过程中良好的运行轨迹。还对受电弓进行了深入的力学分析，根据力学分析的结果，对电力机车受电弓进行基机械结构设计。最后，根据受电弓几何参数和开发过程，利用Proe软件对电力机车进行了三维模型，建立受电弓的有限元模型，对受电弓的整体和零部件强度校核。关键词：受电弓结构设计几何参数优化三维建模有限元强度校核StrengthcalculationandstructuredesignofthepantographandtherodoftheelectriclocomotivegroupABSTRACTThedevelopmentofHighspeedrailwaytheinevitablerequestthatconstuctsamodernrailroad.TheelectricpowermotorcycleofallHighspeedrailwayadoptselectricpowertomove,andthehigh-speedlocomotivehavetoacceptelectricpowerstablyfromCatenarytodriveitselfCirculatinginthehighspeedstate.ThefloweddeviceofHigh-SpeedElectricRailway——pantographhaveasignificantimpactontheflowqualitywhenhigh-speedlocomotivescirculateinthehighspeed.Thewholestructuredesignsandanalysisofpantographisimportanttoimprovingperformanceofpantograph.Toguaranteethegoodflowquality，thewideuseofnewalloymaterialsforpantographcanalsothedeficiencyofstrengthandstiffness.Consequently,howtoensuresufficientmechanicalstrengthandstiffnessisimportanttostudyonthekinematiccharacteristicsofthepantographandimproveThedynamicperformanceofthepantographcatenary.Pantographframestructuregeometryparametersofelectricpowerlocomotiveareoptimizedbyusingoptimizatiaontechniquesinthepaper.zationThestructuregeometryparametersofpantographofimprovedperformanceareobtained.Thenbycaculatingwiththegeometryparameters,wegetwelltrajectoryinthepantographliftingprocess.Thepantographmechanicalperformancegotdeeplyanalyzed.Thepantograph’smechanicalstructureiddesignedbymechanicalanalysisresults.Accordingtothegeometricparametersofthepantographanddevelopmentprocess,thethree-dimensionalsimulativemodelwassetupbyusingProetocheckthestrengthandrigidityofthewholestructureandcomponentsandparts.Keywords:PantographStructuredesignOptimizationofstrutureparametersThree-dimensionalmodelingFiniteelementStrengthcheck目录第1章论文综述11.1设计课题背景21.2受电弓研究现状31.2.1德国受电弓61.2.2法国受电弓71.2.3日本受电弓81.2.4国产受电弓91.3设计内容和方法10第2章受电弓结构介绍及几何参数设计优化112.1受电弓概述112.2受电弓的基本结构122.3受电弓及和运动分析122.3.1计算模型132.3.2受电弓几何运动分析142.4受电弓几何参数优化152.4.1框架几何参数优化模型的建立162.4.2优化方法的选择182.4.3目标函数和约束条件的确定202.4.4数学模型的尺度变换222.4.5优化结果252.5运动轨迹的计算26第3章受电弓结构设计273.1底架组装结构特点及主要尺寸283.2下臂杆组装结构特点及主要尺寸293.3上臂杆框架结构及主要尺寸303.4驱动装置主体结构特点及主要尺寸303.5阻尼器组装结构特点及主要尺寸30第4章受电弓受力分析314.1力学分析334.2计算结果34第5章受电弓强度分析345.1有限元模型的建立355.2受电弓结构载荷355.3受电弓静强度仿真35第6章结论36结束语37参考文献38第1章论文综述1.1设计课题背景中国铁路网中的第一辆交流电器铁路是1958年开始修建的宝成铁路宝鸡——凤州段，长约91km，1961年8月15日开始投入使用。宝凤段电气铁路的建成，标志着中国铁路迈出了牵引动力革新的第一步。2008年4月18日，京沪高速铁路全线开工，举世瞩目，只是世界上第一次建成路线最长，标准最高的高速铁路，也是新中国建国以来第一次投资开建的最大规模的项目。京沪高速铁路线路全长1320公里，最高试验速度高达400公里以上，以350公里每小时持续运营，最高运营速度达到400公里每小时。高速铁路的发展，除了要研制高速列车和线路构架也即接触网系统外，还要研究解决电气列车在高速运营时受电弓在接触网下的受流问题，研究受电弓的运动学性能、空气动力学性能和强度问题。只有这样列车才能在高速是稳定可靠的从接触网获取电力，从未驱动列车前进。目前满足上述速度要求的受电弓尚未有商业应用先例，受电弓的设计和特性对弓网运行质量具有举足轻重的影响，高速的接触网如果不与合适速度的受电弓进行匹配，就不会产生预期设计的结果；反而言之，也不可用用高速受电弓与普通接触网配合使用，否则，就不能提高高速铁路的运行速度。因此，研究和设计高速受电弓是发展高速铁路技术的必经之路。受电弓的形式繁多，按照传动系统的工作方式可分为弹簧操作式受电弓和非弹簧操作式受电弓；按照臂杆的结构形式可分为单臂式受电弓和双臂式受电弓，双臂式受电弓又可细分为四腕交叉型双臂受电弓、四腕菱形双臂受电弓和二腕菱形双臂受电弓；按照运行的速度可分为高速受电弓和普通受电弓；按使用的场合可分为直流受电弓和交流受电弓；按受电弓框架的层数可分为单层受电弓和双层受电弓等。减小离线率和提高受电弓的受流质量对受电弓结构特性有如下要求：=1\*GB2⑴受电弓活动部分（包括框架结构和弓头部分）归算质量要小，也就是受电弓运动时受电弓所具有的全部动能转换为受电弓支架上一个=集中质量垂直运动时所具有的动能，根据动能相等定理求出的质量要小。归算质量小，升降弓过程中的惯性就小，受电弓追随接触线高度变化的能力就越好，离线率就越小。=2\*GB2⑵要有良好的静压力。这就要求受电弓在整个工作范围内上下运动时在各个工作高度的静压力几乎保持不变。静压力值得大小不能变化太大。当静压力越小时，受电弓追随接触线高度变化的性能变差，容易使接触电阻变大导致离线、拉弧、异常发热；相反，当静压力值越大时，接触电阻越小追随接触线高速变化的性能越好，但是接触力过大会导致碳滑板磨损加剧。=3\*GB2⑶要根据接触网系统接触线高度的变化来设计受电弓在升降弓过程中的工作范围。=4\*GB2⑷受电弓在运行过程中，弓头轨迹在前进方向的纵向偏移量尽量小。=5\*GB2⑸受电弓在运行过程中，弓头应该保持水平。因为受电弓的弓头高度在工作过程中随接触线高度的变化而变化，在弓头高度发生改变时，弓头要一直保持基本水平，这样才能使碳滑板前后受力均匀，减少碳滑板磨损。=6\*GB2⑹框架结构的底座具有足够的机械强度和刚度。在整个工作过程中，受电弓几乎每时每刻都在振动和摇晃，而这个系统结构中，活动件和杆件之间连接大多铰接，受电弓安全工作的基础是在满足一定的机械强度和刚度下进行的，所以，是受电弓具有一定机械强度和刚度与较小的归算质量统一起来是结构设计的一个重要问题。=7\*GB2⑺升弓特性和降弓特性较好。弓头上升到最高工作过程中能够保持平滑、稳定，不会对接触线造成过大的冲击。为了避免降弓时产生拉弧现象，这就要求受电弓在任何工作高度内降弓开始都必须迅速，降弓终了动作缓慢，不能产生冲击损伤。=8\*GB2⑻滑板的工作条件非常严峻，成了承受正常的机械摩擦和电气磨损外，还可能承受强烈的机械冲击的强热流侵蚀u，高速运行的受电弓，滑板具有足够的机械强度、较小的电阻率、自润滑性能、良好的耐热、耐电弧性能。=9\*GB2⑼空气动力学性能良好。高速运行过程中的空气阻力较小，有合适的气动抬升力。1.2受电弓应用现状1.2.1德国受电弓DSA350型受电弓时德国铁路高速受电弓的代表之一。德国ICE高速列车使用DSA350型受电弓。整备质量140千克，接触压力为50牛顿至130牛顿，采用的驱动方式为气动升弓，有阻尼降弓。铁制的弓头和碳滑板焊接在一起形成一个整体滑板，寿命很长，更换时需要一起更换，费用较高，更换周期一般达到150000km，即使在恶劣情况下也可以达到65000km，不涂石蜡或黄油。最大允许的电流为0.8kA，瞬时电流可达到1.3kA，最高运行速度为280km/h。图1-1DSA350型受电弓在试验时，SBS65型单臂受电弓与Re250接触网组合使用。运行速度为250km/h，接触力测得最大值为82~89N,在同样实验条件下和同区段运行时速度为160km/h，接触压力测得的最大值为125N，平均值为46~50N。SBS65型单臂受电弓在200km/h的运行速度下，每公里离线2次，离线时间为9μs/m1.2.2法国受电弓20世纪80年代初，法国建成了东南高速线。东南线TGV-PSE型高速动车组采用的是由Faiveley公司生产的MADE型单臂受电弓。共投产股仅为1450mm，滑板长度也只有800mm。AMDE型受电弓为双层小开度型两级Z型受电弓（也称做子母弓），上部受电弓跟踪接触线振动，下部受电弓跟踪接触线高度变化而变化。静态接触力平均为70~80N，归算质量为9kg，使用碳滑板。电气列车运行时速为270km/h时，受电弓受流质量良好，弓网离线率良好，但随着运行速度的进一步提高，其气动抬升力则会快速增长。从1991年性能得到优化的受电弓在法国高速铁路投入使用，由Faiveley生产的CX受电弓采用了两种新技术控制抬升力：一是采用电子控制和空气伺服阀的反馈控制技术；二是在一定速度范围内采用多级控制技术对抬升力进行改善。2007年4月3日，CX25型受电弓的V150实验型列车创造了574.8km/h的轮轨铁路速度的世界纪录。CX25型受电弓弓头长度为1450mm，装有一根800mm长，约60mm宽的碳滑板，高速运行时可以集取700~800A的电流的大小为700~800A。在550km/h运行速度运行时，受电弓收到的平均气动抬升力大约为250N。图1-2MADE型受电弓图1-3CX25型受电弓1.2.3日本受电日本新干线上采用的手电型号为PS200系列受电弓。该系列受电弓为双臂菱形结构，采用弹簧升弓和气动降弓的操作方式，滑板采用铜基粉末冶金材料，一个弓头，上下框架均采用异型钢管焊接，沿铁列车运行方向的纵向折叠尺寸为850mm，追踪范围为500mm，在受电弓基座覆盖整流罩。弓头结构简单，重量较轻，能满足时速200km/h列车运行时的受流要求，并且很好地抑制了电弧的产生。PS200A型受电弓为双臂菱形、下臂交叉型受电弓，采用弹簧式操作系统，选用具有双向作用的阻尼器。受电弓弓头长度为1800mm，滑板长度为1110mm，弓头高度为234mm。受电弓伸展范围为800mm，工作范围为500mm，静态接触力为54+15N，弓头的归算质量为6.93kg，框架归算质量为9.17kg。离线率是衡量受电弓好坏的主要指标之一，日本受电弓的改进主要是抓住了离线率。受电弓的改进始终都是为了降低离线率。使离线率减小的重点是减小受电弓顶部的归算质量。图1.4所示为700系电动车组上使用的翼型弓头V型单臂受电弓。这种瘦点功能有效减少空气阻力和噪声，弓头质量更小。图1-4翼型弓头V型单臂受电弓1.2.4国产受电弓SS7型电力机车采用的制动方式为再生制动，受电弓的特性要求较高，弓网接触性能更加可靠，受电弓结构与其他韶山型受电弓不同。韶山7型电力机车上装载了两台TSG-400/25型单臂受电弓。受电弓基座、受流运动部件都装于T字型底座上，底座具有一定的机械强度和刚度。底座通过三个三角布置的绝缘子固定在列车顶部，因此，受电弓具有一定耐电压的电气性能。受电弓在气路中安装了缓冲阀，使得受电弓在工作范围内的任何工作高度在降弓初期时反应迅速，降弓终了动作缓慢，避免产生机械碰撞损伤。该型号受电弓而定电压25kv，最高运行速度为100km/h，额定电流400A，额定工作气压500KPa，最小工作气压450KPa，最大升弓高度大于2.6m，工作高度为0.5m至2.5m，在工作高度范围内，静态压力值大小为60N至80N，升弓时间小于等于8s，降弓时间小于等于7s，质量为248kg。TSG18C型受电弓由株洲电力机车有限公司生产，主要组成如图1.5图1-5TSG18C型受电弓额定电压为DC1500V，工作电压范围SC1000-1800V,额定工作电流为1500A，运行速度为120km/h，静态接触力大小约为120N左右。从以上介绍各国的受电弓的各种技术条件的结构特性来看，各国的受电弓各有各的特点。在满足受流质量良好和较小的的离线率情况下，符合各自国家的发展需求。日本新干线受电弓以减少受电弓弓头归算质量为目标，对受电弓不断进行优化，具有流线型，结构简单等特点。法国、德国受电弓技术条件已经满足时速300km/h的设计运行要求，将受电弓从接触网的可靠受流作为设计目标，注重实用性。我国受电弓的起步较晚，因此，我国受电弓的设计应借鉴国外受电弓的优点，既要满足良好的空气动力学性能，也要保证良好的受流质量，研制出满足铁路需求的高性能受电弓。1.3设计内容和方法本文通过研究研究国内外受电弓，进行方案对比，选择合适的设计方案，进行几何参数优化、受力分析、结构设计、弓头轨迹计算、强度分析等。根据上述研究方法，本文结构安排如下：=1\*GB2⑴利用优化技术对受电弓框架几何结构进行了参数优化，得出了优化后具有良好运动轨迹的几何参数，然后根据几何参数对受电弓进行了进一步的验证计算。=2\*GB2⑵根据受电弓的计算模型，对受电弓进行受力分析，考虑各种工况，受电弓两种工作高度，对受电弓进行整体强度校核。=3\*GB2⑶根据受电弓的设计方案，运用Proe三维制图软件对受电弓的底座、框架和弓头部分进行了精确的三维建模，模型如实反映受电弓的实际结构，建立各部分的可视化模型，并进行装配，形成了受电弓的可视化模型。=4\*GB2⑷建立受电弓的三维模型，再通过接口软件将建立的三维模型导入有限元分析软件ANSYS中，对受电弓各零部件进行强度校核。第2章受电弓结构介绍及几何参数优化设计2.1受电弓概述受电弓是安装在电气列车上的一种从一根或几根接触线上集取电流的专用设备，由弓头、框架、底架和传动系统等几部分组成，其几何形状可以改变。它通过绝缘子安装在电力机车或者电动车组的车顶上，当受电弓升起时，其滑板与接触网导线直接接触，从接触网导线上受取电流，通过车顶母线或电缆传送到机车内部或高压机器箱，供机车或电动车组使用。受电弓靠滑动接触而受流，是电力机车\电动车组与固定供电装置之间的连接环节，其性能的优劣直接影响到电力机车、电动车组工作的可靠性。随着电力机车\电动车组运行速度的不断提高，对其受流性能也提出了更高的要求。其基本要求是：滑板与接触导线接触可靠；磨耗小；升、降弓时不产生过分冲击；运行中受电弓动作轻巧、平稳、动态稳定性好。技术在近10年得到突飞猛进的发展。高速受电弓作为高速动车上的关键设备,是弓网系统的重要组成部分,一旦弓网接触不好,将直接影响弓—网间的受流特性,进而影响列车的牵引供电性能;更加严重的是,如果受电弓结构在运行中破坏不仅会中断受流,还常常引起接触网系统的破坏。所以铁路高速化中,除了要研制高速机车车辆和线路结构,还必须研制能够在高速条件下保持良好受流,并安全可靠运行的高速受电弓。受电弓的分类：=1\*GB2⑴臂式：双臂式集电弓乃最传统的集电弓，亦可称“菱”形集电弓，因其形状为菱形。但现因保养成本较高，加上故障时有扯断电车线的风险，目前部分新出厂的铁路车辆，已改用单臂式集电弓；亦有部分铁路车辆（例如新干线300系列车）从原有的双臂式集电弓，改造为单臂式集电弓。=2\*GB2⑵单臂式：除了双臂式，其后亦有单臂式的集电弓，亦可称为“之”（Z）（ㄑ）字形的集电弓。此款集电弓的好处是比双臂式集电弓噪音为低，故障时也较不易扯断电车线，为目前较普遍的集电弓类型。而依据各铁路车辆制造厂的设计方式不同，在集电弓的设计上会有些许差异。=3\*GB2⑶垂直式：除了上述两款集电弓，还有某些集电弓是垂直式设计，亦可称成“T”字形（亦叫作翼形）集电弓，其低风阻的特性特别适合高速行驶，以减少行车时的噪音。所以此款集电弓主要用于高速铁路车辆。但是由于成本较高，垂直式集电弓已经没有使用（日本新干线500系改造时由垂直式集电弓改为单臂式集电弓）。=4\*GB2⑷石津式：日本冈山电气轨道的第六代社长，石津龙辅1951年发明，又称为“冈电式”、“冈轨式”。图2-1双臂受电弓图2-2双单臂受电2.2受电弓的基本结构受电弓的结构依赖于电气列车的运行速度、负荷大小、接触网的状况，并因各个国家的制造经验和技术习惯不同而有所不同，但概括起来，并不外乎于弓头、框架、底架、和传动系统等四个基本部分组成。常用单臂受电弓的结构如图所示：图2-3单臂受电弓的结构框架（2）底架（3）弓头（4）滑板（5）弓角（6）弓头长度（7）弓头宽度（8）弓头高度（10）滑板长度（11）下部工高度（12）上部工作位置高度（13）受电弓的工作位置范围（14）落弓高度以DSA-350型受电弓进行结构说明：DSA-350型受电弓主要由底架、阻尼器、升弓装置、下臂、弓装配、下导杆、上臂、上导杆、弓头、滑板及升弓气源控制阀板等机构组成。升弓装置安装在底架上，通过钢丝绳作用于下臂。上臂和弓头由较轻的铝合金材料结构设计而成。1-底架；1-底架；

2-阻尼器；

3-升弓装置；

4-下臂；

5-弓装配；

6-下导杆；

7-上臂；

8-上导杆；

9-弓头；

10-滑板。图2-4DSA-350型受电弓=1\*GB2⑴底架：通过支持绝缘子和3个安装座将受电弓安装到车顶上。底架上有3个电源引线连接点和升弓用气路，还装有自动降弓用快速排气阀、试验阀和自动降弓用关闭阀。=2\*GB2⑵阻尼器：装在底架和下臂之间，它使得机车运行速度变化大时受电弓和接触网压力变化不大。=3\*GB2⑶升弓装置：升弓装置是受电弓的动力装置，由气囊式气缸和导盘组成，其导盘通过钢索连接在下臂钢索轨道上，进气时气囊胀大，推动导盘向其前方运动，导盘和钢索轨道间拉紧的钢索带动下臂绕轴向上转动，受电弓升起。排气时气囊式气缸回缩，受电弓降弓。=4\*GB2⑷下臂：为钢管支撑受电弓重量，传递升弓力矩，其长度决定了受电弓的工作高度。其一端固定在底架上，另一端通过铰链和上臂相连。其上设有钢索导轨，通过钢索和升弓装置相连，升弓装置带动下臂绕轴转动。其内有空气管路，通过管接头和软管连接，作为自动降弓装置气的路。=5\*GB2⑸弓装配：在受电弓落弓时起防护弓头的作用。=6\*GB2⑹下导杆分别接在上臂一端和底架上，用于调整最大升弓高度和滑板运动轨迹。=7\*GB2⑺上臂为铝合金框架，用于支承弓头重量，传递向上压力，保证受电弓工作高度。=8\*GB2⑻上导杆一端接在下臂，另一端接在弓头支架的幅板下方，其作用是调整滑板在各运动高度均处于水平位置。=9\*GB2⑼弓头：弓头安装在受电弓框架的顶端，直接与接触网接触，汇集电流。它主要由滑板座、幅滑板、4个拉伸弹簧、2个横向弹簧及其附属装置组成，如下图。两个滑板座与两个幅板相连，组成相对坚固的弓头支架。弓头支架垂悬在4个拉簧下方，两个横向弹簧安装在弓头和上臂间，滑板安装在弓头支架上。这种结构使滑板在机车运行方向上移动灵活，而且能够缓冲各方向上的冲击，达到保护滑板的目的。图2-5弓头结构=10\*GB2⑽滑板中有气腔，同有压缩空气，如果滑板出现磨损到限或断裂时，自动降弓装置发生作用，受电弓会迅速自动降下。更换滑板后，要重新启动自动降弓装置。（11）铰链机构：由两个四铰链机构组成。下部四铰链机构由下臂、上臂的T形部分、推杆和底架组成，其作用是当下臂转动角Φ角时使弓头上升或下降并保持其运动轨迹基本上为一铅垂线。上部四铰链机构由上臂框架部分、弓头导杆及弓头支架组成，其作用是使滑板在整个运动高度保持水平状态。2.3受电弓几何运动分析2.3.1计算模型包括简化机构运动分析和以弓头轨迹为目标的几何参数分析。受电弓第一个满足的要求就是机构运动学，否则机构就不能满足四杆机构运动要求。当受电弓满足运动学要求时，才能对其进行结构分析、受力分析、强度校核等，从未最电力机车受电弓的设计，以机构运动学设计为基础。受电弓的运动学分析后设计定型。对高速受电弓的结构设计，其基本流程如下：图2-6受电弓几何设计流程受电弓是由框架（平衡杆、下臂杆、上臂杆、平衡臂、下臂杆）以及公投等几部分组成的空间结构，其几何结构较为复杂，但在实际中可以用等效的而为结构来表述其运动。一下就针对受电弓的升弓系统—即升弓框架及株洲和升弓弹簧系统进行研究。为此，选定垂直于主轴和各轴链的对称平面作为研究平面。将受电弓升弓系统中各元件向该平面内投影并将各铰链间简化成杆件。下面就针对这种情况，建立如图3-1所示的计算模型，进行运动和动力学分析图2-7受电弓几何关系计算模型2.3.2受电弓几何运动分析考虑到下臂杆为主动件，不妨以点A为坐标原点，水平向左方向为x轴正方向，垂直向上为y轴的正方向。根据坐标与夹角的关系可以得到铰链A和铰链B之间的距离和AB与x轴正方向成的夹角lAB=xBε=arctg(2-2)在△ABD中，根据余弦定理可得BD两点之间的距离l=(2-3)根据三角形内角和外角的关系，可以得到γ的计算公式γ=∠CBD+∠BCD-∠ADB-α-δ=arccos+arccos-arccos-α-δ（2-4）在△ABD和△CBD中，可以得到∠ABD=arccos（2-5）∠CBD=arccos（2-6）所以，β=-∠CBD-∠ABD-ε=-arccos-arccos-ε（2-7）根据图中的几何关系，我们可以得到点E、G的坐标X=-lcos(-∠DAG)X=-lcos+lcosγY=-lsin(-∠DAG)Y=-lsin+lsinγ（2-8）根据E、G两点的坐标，可以得到EG的距离公式lEG=（2-9）在△EGF中，由余弦定理得∠EGF=arccos(2-10)从而根据坐标关系可得λ=arctg-∠EGF=arct-arccos（2-11)根据几何关系，我们可以得到F点的坐标x=x+lcosy=y+lsin（2-12）所以，由夹角与坐标之间的关系可以得到平衡臂与水平方向的夹角-arctg>0μ==0（2-13）-arctg<02.4受电弓几何参数优化2.4.1框架几何参数优化模型的建立受电弓由弓头、框架、底架和传动系统四部分组成。底架支持框架，通过绝缘子固定在车顶上。框架通过升弓弹簧支持弓头，从整个运动机构分析，整个框架可以简化为一个四杆机构，传动系统作用于下臂杆的扇形区域来实现升弓动作。为了使工头的上下运动轨迹近似垂直，下框架只有专门的拉杆作为补助腕。为了保障弓头滑板面在受电弓工作范围内始终保持水平状态，上框架附近设有专门的平衡杆件。如图是单臂受电弓的机械几何关系模型，下臂杆ADG为主动件，升弓弹簧推动铰链A的转动来驱动受电弓的升弓和降弓动作。为使受电弓在工作范围内弓头E的纵向偏移小，因而需要设计确定图3-2中机构的11个参数：X1、X2…图2-8单臂受电弓几何关系模型表2-1受电弓设计变量 设计变量设计变量含义 x/mm拉杆BC的长度x/mm上臂杆CD的长度x/mm下臂杆AG的长度x/mm下臂杆AD的长度x/mm上臂杆DE的长度x/mm平衡杆FG的长度x/mm平衡杆EF的长度x/mm固定铰支座AB中心距x/rad上框架CD杆与DE杆夹x/rad下臂杆AG与AD间夹x/radAB中心线与X轴夹角通过对图3-2中所示模型的运动分析，可以得到以下几何关系：E点坐标x=acos-acosy=asin+asin(2.14)(2)F点坐标x=acos(-a)-acosy=asin(-a)+asin(2.15)（3）平衡杆EF的偏转角-arctg>0μ==0(2.16)-arctg<02.4.2优化方法的选择混合罚函数法简称混合法。由于内点法容易处理不等式约束问题，而外点法又容易处理等式约束问题，因而可将内点化与外点法结合起来，处理同时具有等式约束和不等式约束的优化问题。在求解约束非线性规划问题时常用混合罚函数法，而受电弓几何参数的优化，属于典型的玉树非线性连续变量最优化问题。2.4.3目标函数和约束条件的确定为了保证机车在运行的过程中平稳受流，受电弓机构在工作过程中必须满足一定的运动要求：（=1\*alphabetica）弓头E点在升弓和降弓的运动过程中的运动轨迹近似垂直，E点的运动轨迹在工作范围（受电弓上部工作位置与下部工作位置高度之差）在水平方向上的偏差尽量小，不能超过30mm；（b）在受电弓工作高度范围内，应尽量保持弓头平衡杆EF平动，有利于弓头前后滑板在工作工程中受力均匀。（1）目标函数的确定而平面机构自由度的计算公式为：F=3n-（2pl+ph）（其中，n代表活动构件的数目，pl代表平面低副的个数，ph代表平面高副的个数，图3-2中受电弓机构的数学模型中有5个活动杆件，7个低副，0个髙副，所以根据自由度的计算公式得该模型自由度为F=35-27-0=1，所以该机构只有一个自由度，即角度α。由以上的运动及和分析可知，当下臂杆AD绕铰链A旋转时，我们就可以唯一确定弓头E点的轨迹和平衡杆与水平方向的夹角，即：x(i)=x(x,x,,...,x)y(i)=x(x,x,,...,x)i=1,2,3,...,n（2-18）(i)=(x,x,,...,x)式中：x(i)为弓头E点轨迹曲线离散点的横坐标；y(i)为弓头E点轨迹曲线离散点的纵坐标；(i)为平衡杆在低i个位置与水平方向的夹角；n为所去离散点的个数。根据以上要求来看，为了使受电弓得到良好的工作条件，EF杆应尽量保持平动，且弓头E在水平方向X有较小的位移。由此得，这是一个有两个优化目标的优化问题。考虑到在多目标函数最优化问题中各目标的重要程度不一样，在优化设计过程中显然首先先考虑主要目标，同时兼顾次要目标兼顾。主要目标法时以此为指导思想，该法首先将多目标函数最优化问题中n个分目标按重要程度做出排列，将最重要的排列在最前面，然后依次将各分项目标函数极小化。为保证受电弓的正常工作，前后滑板受力均匀，并保持弓头在垂直方向上运动在受电弓升降过程中，弓头平衡杆必须尽量保持平动。因而受电弓平衡杆的平动显得更为重要。因此把平衡杆EH平动作为主要目标，把E点的横向位移这一目标转化为约束条件，所以受电弓优化的目标函数为：minƒ(x)=(x)=∣90-(i)∣（2-19）（2）约束条件的确定为了保证优化后的机构能够实现期望的运动，各个设计变量应该满足如下设计要求：（=1\*ROMANI）受电弓在正常工作范围内，弓头轨迹横曲线横向位移偏差应限制在一定范围内，其偏差最大不能超过30mm，即：G(i)=max(x)-x(i)-30<0i=1,2,...,n（2-20）其中，max(x)是E点横坐标的最大值。（=2\*ROMANII）为保证正常升降弓及杆件干涉条件，应能满足：x+x-l(i)>0x-x+l(i)>0x+l(i)-a>0x+x-l(i)>0i=1,2,3,...nx-x+l(i)>0x+l(i)-x>0（2-21）（=3\*ROMANIII）受电弓正常工作时，弓头E的竖坐标即受电弓工作高度在工作范围300-2800mm内，于是产生了两个约束条件:G(n7+1)=y(1)-300>0G(n7+2)=y(n)-2800<0（2.22）（=4\*ROMANIV）各个设计变量的上下限值。（长度单位：mm；角度单位：rad）由于各个设计变量为受电弓机构的几何参数，所以他们的组成四杆机构能够实现自由运动，并且设计出的机构应该能满足受电弓正常工作应该满足的基本工作要求，于是对各个设计变量取值范围进行约束：1000<x<1400250<x<6001500<x<16501550<x<17001600<x<20001600<x<1800（2-23）80<x<150600<x<9002.09<x<30<x<0.03120<x<0.72.4.4数学模型的尺度变换按照上述的方法和原则，确定了优化设计的设计变量、目标函数和约束条件后，为了加快优化的收敛速度、提高数值变化的灵敏性和运算的稳定性还需要对数学模型进行尺度变换。所谓的尺度变换，是指通过或缩小各个坐标的比例尺从而改变数学模型性态的一种技巧。（1）设计变量的尺度变换从上面选取的设计变量我们可以看到，所选取的三个变量的单位为角度：rad，而其他设计变量的单位为长度：mm，量纲的不同使它们的数量级差别变得很大，因此，重新选取设计变量，以保证选取的各个设计变量保持在同一数量级，即：x=(x,...,x,10x,10x,10x)（2.21）(2)约束条件的尺度变换同一问题中的各个约束条件约束函数值的数量级差别较大容易导致约束函数对数值变化反映的灵敏度有较大相差，从而使得约束函数值在优化时所起的限制作用也相去甚远。灵敏度低的约束几乎得不到考虑，相反，灵敏度高的约束在极小化过程中首先得到满足。为了避免这种情况的发生，对约束条件进行尺度变换，使它们保持在同一数量级上，具体做法如下：G(i)=max(x)/30-x/30-1<0G(n+1)=y(1)/300-1>0i=1,2,...,n（2.22）G(n+2)=y(n)/2600-1<02.4.5优化结果利用以上建立的受电弓的数学模型和优化目标函数及约束条件，利用MATLAB编程计算，其几何参数优化结果见表2-2：表2-2受电弓参数优化结果设计参数实际值优化设计结果x/mm1224.51271.0472x/mm323.5317.1819x/mm1561.51561.4132x/mm1596.11600.8498x/mm1891.11907.3935x/mm1858.71858.1726x/mm94.2118.6907x/mm712.3670.2878x/rad3.0605432.9463914x/rad0.022076670.0198053x/rad0.20785820.2904003图图2-9升弓高度与偏转角的关系经过优化后，虽然在500mm以下，平衡杆EF偏转角依然和90度相差较大，但在500mm以上,平衡杆的偏转角很小，在±0.5度变化，所以经过优化，满足设计要求。2.5运动轨迹的计算计算模型如图2-7在△BCD中，由余弦定理得，

θ1=∠CBD=arccosθ2=∠在△ABD中，由余弦定理得，

θ3=∠ADB=arccosx4BD2=x4所以，根据角度和关系，得γ=θ1+θ2+根据坐标之间距离和角度的关系，可得xE=x5yE=x5∙计算结果：BD=3011996-2146035.5ｘcos表2-3BD值α（°）α+16.6°BD2（mmBD（mm）016.6955401.73997.45521.61016662.561008.301026.61093109.271045.521531.61184159.761088.192036.61289121.601135.392541.61407194.751186.253046.61537481.811239.953551.61678991.121295.764056.61830645.071353.014561.61991289.561411.135066.62159702.531469.595571.62334601.961527.94θ1=∠CBD=arccosθ2=∠BCD=arccos

θ3=∠ADB=arccos表2-4θ1α（°）θ1θ2θ3013.0319.3816.035924.5814.131010.9629.4916.651512.6134.1818.802013.7138.5520.582514.3043.5522.13014.4548.5123.103514.1553.723.824013.4259.5324.414512.1765.8724.665010.3872.8424.7255表2-4受电弓轨迹α（°）γ（°）xE（yE（mm05.18298.7172.258.25292.8413.11012.60284.9694.01516.97279.7965.52020.78278.91224.22524.64282.81471.73028.66287.41751.13532.83291.31952.44037.34289.82185.64542.18281.22412.45047.3263.72627.85552.59240.52826.1图2-10受电弓轨迹图从表中数据和受电弓轨迹图可以看出，受电弓具有良好的运动轨迹，角度当α在10°-50°内（相当于工作高度内），在X轴的横向偏差最大为36mm，合理。第3章受电弓的结构设计和三维模型高速受电弓主要由底架组装、驱动装置、阻尼器、下臂杆组、拉杆组、上框架杆组、弓头组装的几部分组成，其外形如图3-1图3-1受电弓基本结构外形3.1底架组装结构特点及主要尺寸底架的最大外形尺寸为1240mm（长）ｘ580mm（宽）ｘ60mm（高），主要有两个侧梁，两个横梁，一个下臂底座，一个升弓气囊底座，一个拉杆底座，一个阻尼器底座和三个绝缘子座等相关部件焊接构成。其绝缘子做横向间距为1100mm，纵向间距为800mm，整个底座选用材料为1Cr13。底架侧梁和横梁都是箱型钢，外形尺寸分别为1240mmｘ60mmｘ60mm和580mmｘ60mmｘ60mm，壁厚3mm。图3-2受电弓底座结构3.2下臂杆组结构特点及主要尺寸下臂杆时受电弓的主要承载部件，与整个受电弓结构的上臂杆，底座。驱动装置，平衡杆相连，由下臂旋转杆筒，阻尼器座，下臂杆转筒支撑，上臂杆转筒和平衡杆座，扇形板等焊接而成。其主体部分是一个大端外径110mm，小端外径100mm长度为1600.85mm，壁厚为4mm的变截面杆件，其右端为长度为480mm，外径110mm，内径为90mm的等截面圆杆，所选材料为1Cr18Ni9Ti。图3-3受电弓下臂杆部件钢轨导索通过焊接和螺栓连接，阻尼器底座采用的材料和下臂杆相同，连接方式为焊接。3.3上臂结构特点及主要尺寸上臂杆的结构外形如图所示图3-4受电弓上臂杆框架上臂杆组主要由拉杆座、上臂杆框架、连接座、弓头支撑杆等部件焊接而成，结构对称布置，其主要支撑杆件为变截面空心杆件度为2094.01mm，由两部分组成，靠近拉杆座的长度为1300mm，直径60mm，另一部分长度为794.01mm，直径为40mm，其厚度为4mm，所选材料为ZL201.弓头支撑杆选用材料为ZL201铝合金，两连接处的距离1000mm，上框架最左端距离为305mm。3.4驱动装置主体结构特点及主要尺寸驱动装置的主体主要包含三部分，分别是空气弹簧、板组焊、支撑架组焊。如图所示，支撑架的最左端到定位孔件距离为991.11mm，支撑架横向距离为160mm，凹中间圆孔直径为120mm，考虑到空气阻力和噪声的控制，选用空气弹簧的型号为M/31802号气囊。图3-5气囊部件3.5组装结构及主要特点借鉴以前的阻尼器设计经验，我们知道阻尼器的组装主要包括阻尼器、阻尼器套筒、螺栓套筒、气缸头螺栓、活塞干透螺栓，其零件个数各一个，还有两个放松螺母组成，如图所示，根据实际结构的布置来选择阻尼器的安装位置，安长度范围为490mm~667mm，此尼器长度为575.61mm，直径为55mm。图3-6阻尼器第4章受电弓力学分析4.1力学分析通过上述几何参数的优化设计分析获得受电弓机构个杆件几何参数，为了继续下一步进行结构设计和强度分析，需初步计算各杆件载荷信息，因此对受电弓进行受力分析，各杆件受力分析图如图3.4~3.9，在计算过程中先不考虑惯性力和中立的影响，为了简化计算，将平衡杆和弓头作为一个整体处理，将气动抬升力考虑到接触力Fc中，下臂杆铰链A全约束，即做等效处理（将升弓弹簧和阻尼器等作用于下臂杆的力等效到铰链A）用支座反力或力矩代替。这样，各杆的在受电弓几何机构中，平衡杆和拉杆均为二力杆，作用力的方向与杆的中心线方向重合，其他各铰接处的约束力分别向X、Y轴两个方向进行正交分解。首先以平衡臂作为研究对象，如图4-1图4-1平衡臂受力分析对铰E，由力矩平衡得，∑ME即Flsin+Flcos-Flsin(+)=0（4-1）∴F=∑FEx根据合力平衡，各个分力在X、Y轴的投影合力为零，得 ∑F即F+F+Fcos=0F-F-Fsin=0（4-2）∴F=-F-FcosF=F+Fsin（4-3）其中，F代表接触压力；F代表横梁、碳滑板、弹簧盒等部件等收到的空气阻力；F、F分别代表上臂杆与平衡臂间铰力x、y轴方向的分力；F代表平衡杆的作用力。以上臂杆作为研究对象，如图4-2，图表4-2上臂杆受力分析对铰D，有力矩平衡得，∑M即FlsinBCD-Flcos-Flsin=0（4-4）∴F=（4-5）∑FDx根据合力平衡，各个分力在X、Y轴的投影合力为零，得 ∑F即F+F+Fcos(BCD--)=0F+F+Fsin(BCD--)=0（4-6）F=-F-Fcos(BCD--)F=-F-Fsin(BCD--)（4-7）其中，F、F分别代表上臂杆与下臂杆之间铰接处的作用力的在x、y轴方向的分力；F代表拉杆的作用力。以下臂杆作为研究对象，如图4-3图4-3下臂杆受力分析对铰A，由力矩平衡∑M即M+Flcos-Flsin+Flsin(+-DAG)=0∴M=-Flcos+Flsin-Flsin(+-DAG)（4-8）∑FAx根据合力平衡，各个分力在X、Y轴的投影合力为零，得 ∑F即F+F-Fcos=0F+F+Fsin=0（4-9）∴F=-F+FcosF=-F-Fsin（4-10）图表4-4受力分析图4.2计算结果进行守电动整体强度分析，在列车运行过程中，受电弓除受静压外，还有空气阻力，弓网相互作用力。弓网接触里表达式：Fc=式中：Fc0FaMta表示弓网动态接触力；Mt当设计时速V≥200km/h时，考虑空气阻力，综合各种情况，去最大瞬态接触力进行强度计算，Fc=600N，取空气阻力大小FAir在这里，我们取受电弓在两种工作频率较高的工作高度进行强度受力计算，并进行强度校核。受电弓各框架结构各部分材料部件名称材料弹性模量E/GPa[σ]/MPa下臂杆不锈钢2001068拉杆不锈钢2001068上臂杆铝合金70平衡杆石墨纤维GT50平衡臂铝合金70工况（1）Fc=600N，FAir=900N，对此工况，受电弓开口运行，接触网采用京沪高速接触网，次接触网为国内开发的强度最高的高导接触线，此时取弓头平衡杆在理想情况下与水平线夹角μ=90°，弓头中心导平衡杆高度为xGyGxEyEλ=arctg（yF=arctg1751.1-F==900×102.5×sin90°+600×102.5×=875.85NF=-F-Fcos=-900-875.85ｘcos27.46°=-1677.17NF=F+Fsin=600+875.85ｘsin27.46°=1003.88NF==1003.88×1907.34×cosF=-F-Fcos(BCD--)=1677.17-942.34×cos（48.51-11.2-27.46）=748.72NF=-F-Fsin(BCD--)=-1003.88-932.34ｘsin(48.51-11.2-27.46)=-1164.37NF=-F+Fcos=-748.72+875.85ｘcos27.46°=28.45NF=-F-Fsin=1164.37-875.85ｘsin27.46°=760.49NM=-Flcos+Flsin-Flsin(+-DAG)=1164.37ｘ1600.85ｘcos30°+748.72ｘ1600.85ｘsin30°-875.85ｘ1561.4ｘsin（30°+27.46°-1.13°）=1075411.902N∙mm表4-1α=30°工况（1）下各铰力统计结果FFFExFEyFB875.85N-1677.17N1003.88N952.34N748.72N-1164.37NFAxFAy28.45N760.49N1075411.902N∙mm工况（2）Fc=600N，FAirxGyGxEyEλ=arctg（yF=arctg1751.1-F==-900×102.5×sin=-875.85NF=-F-Fcos=900+875.85ｘcos27.46°=1677.17NF=F+Fsin=600-875.85ｘsin27.46°=196.12NF==196.12×1907.34×cosF=-F-Fcos(BCD--)=-1677.17-7605.71×cos（48.51-11.2-27.46)=-9170.76NF=-F-Fsin(BCD--)=-196.12-7605.71ｘsin(48.51-11.2-28.66)=-1839.36NF=-F+Fcos=9170.76-875.85ｘcos27.46°=8395NF=-F-Fsin=1839.36+875.85ｘsin27.46°=2242.85NM=-Flcos+Flsin-Flsin(+-DAG)=1839.36ｘ1600.85ｘcos30°-9170.76ｘ1600.85ｘsin30°+875.85ｘ1561.4ｘsin（30°+27.46°-1.13°）=-3653426.327N∙mm表4-2α=30°工况（2）下各铰力统计结果FFFExFEyFB-875.85N1677.17N196.12N7605.71N-9170.76N-1839.36NFAxFAy8395N2242.85N-3653426.327N∙mm=2\*GB3②α=50°，即受电弓下臂杆转动到角度为30度时的工作状态，此时：工况（1）Fc=600N，FAir=900N，对此工况，受电弓开口运行，接触网采用京沪高速接触网，次接触网为国内开发的强度最高的高导接触线，此时取弓头平衡杆在理想情况下与水平线夹角μ=90°，弓头中心导平衡杆高度为xGyG=1561.4×xEyEλ=arctg（yF=arctg2627.8-F==900×102.5×sin90°+600×102.5×=1118.78NF=-F-Fcos=-900-1118.98ｘcos46.01°=-1677.17NF=F+Fsin=600+1118.98ｘsin46.01°=1404.78NF==1404.78×1907.3