Page 187 - 《振动工程学报》2026年第2期

第 2 期 陈 杰，等：磁浮列车超导电动悬浮系统的 阻尼线圈主动减振研究 503

移振动幅值越来越小 (见图 9)，阻尼线圈带来的超导 的 2.5%， 且 上 、 下 阻 尼 线 圈 的 垂 向 力 方 向 相 反 ， 因
线圈附加垂向力幅值也越来越小。比较图 10(a) 和 (b) 此，可以忽略阻尼线圈垂向磁力的减振作用，增设阻
可知，在振动快速衰减阶段，超导线圈的附加垂向力 尼线圈后，超导电动悬浮系统的电磁阻尼效应主要
方向总是与主悬浮力波动方向相反，起到了抑振作 源于悬浮导向线圈的附加感应电流。

用。在本节计算条件下，超导线圈的附加垂向力最
大值为 2.05 kN，系统稳定后 SC 1 ~SC 4 上附加垂向力 4 阻 尼 线 圈 减 振 控 制 优 化 研 究
均趋于 0。
4.1 减振效果比较
SC 1 SC 2 SC 3 SC 4
0 将初始垂向磁隙设置为 40 mm，运行速度设为
SC悬浮力 / kN −20 500 km/h，分别采用 2.2 节所述 3 种控制方案，比例系
−10

−30
−40 数均为 0.2。图 12 给出了 3 种控制方案下转向架质
心处垂向位移和点头角自由振动响应。对于控制方
0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5
时间 / s 案 1，转向架垂向位移响应能够快速稳定，但点头角
(a) 主悬浮力
(a) The dominant levitation forces 振荡越来越大，呈发散趋势，原因是方案 1 的加速
度检测信号不能反映转向架点头运动。对于控制方
3
SC附加垂向力 / kN −1 2 1 0 案 定，衰减趋势一致，两者的减振效果相当。但是，方
和
3，转向架垂向位移和点头角响应均能快速稳
2
较方案
案
采用了更少的控制器和传感器，使用
2
−2
3
−3
0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 成本更低；方案 3 为转向架提供了更多的电磁阻尼
时间 / s 单元，单个阻尼单元失效时仍有减振效果，故控制方
(b) 附加垂向力
(b) Additional vertical forces 案 2 和 3 应用于工程实际时各具优势。

图 10 转向架有阻尼线圈时超导线圈垂向力响应 方案1 方案2 方案3
Fig. 10 Vertical force response of the superconducting coils of 40
the bogie with the damper coils 垂向位移 / mm 45
35
图 11 给出了速度为 500 km/h 时右侧 8 个阻尼线 30
圈的垂向力响应曲线。可以发现，转向架前部阻尼 25 0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5
线圈的垂向力幅值小于后部，上部阻尼线圈的垂向 时间 / s
(a) 质心处垂向位移
力方向总是与下部相反。值得注意的是，由于阻尼 (a) Vertical displacement at the mass center
线圈的最大磁动势仅为 SC 磁动势的 0.5%，其垂向力 2
最大值仅为 50 N，约为超导线圈附加垂向力最大值 0

点头角 / mrad −2
60 DC1 DC2 DC3 DC4
DC垂向力 / N −20 0 −4 0 0.5 1.0 时间 / s 1.5 2.0 2.5
40
20
(b) 点头角
−40
−60 (b) Pitch angle
0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5
时间 / s 图 12 3 种控制方案下转向架自由振动响应比较
(a) 上部阻尼线圈 Fig. 12 Comparison of free vibration response of the bogie
(a) Upper damper coils
under three control schemes
60
DC垂向力 / N −20 0 4.2 比例系数对减振效果的影响分析
40
20

−40
−60 DC5 DC6 DC7 DC8 4.2.1 自由振动时减振效果比较
0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 采用控制方案 2，初始垂向磁隙为 40 mm，运行
时间 / s 速 度为 500 km/h， 比 例 系 数 k a 分 别 取 0.05、 0.2、 0.4
(b) 下部阻尼线圈
(b) Lower damper coils 和 0.6。图 13 给出了转向架质心处垂向位移、质心

图 11 阻尼线圈的垂向力响应 处垂向加速度、点头角响应及点头角加速度响应。
Fig. 11 Vertical force response of the damper coils 可以发现，k a 从 0.05 逐渐增大到 0.4 时，阻尼线圈的