接触网动态检测中受电弓影响因素研究

汪海瑛，杨志鹏，王伟凡，王婧

（中国铁道科学研究院集团有限公司 基础设施检测研究所，北京 100081）

0 引言

列车依靠顶部受电弓与接触网线之间的滑动接触，保证在行进过程中获得持续不间断的电能。在滑动接触过程中，受电弓和接触网线之间既要保证合适的接触力，以确保不会对碳滑板与接触线等直接进行机械接触的构件产生过大磨耗，同时还要保证弓和网之间不会发生脱离［1］。弓网之间动态作用的好坏，可以通过周期性的动态检测来确认。随着铁路进入高质量发展时代，对供电安全服务品质的要求日益提高，同时供电修程修制改革的深入推进，也对接触网的动态检测提出了更高要求［2-3］。

我国幅员辽阔，自然地理环境多样，长期以来区域经济发展进程也不一致，决定了高铁路网的特点。从早期的“四纵四横”到如今的“八纵八横”，除了形成1、2、3 h高铁出行圈外，也形成了跨越气候带的长大繁忙通道。为适应不同地理气候特征，实现长期高可靠性运营环境，在不同地区采用了不同的接触网设计来解决相关问题。例如，在西北大风区段，会采取偏重防风性能的接触网；在沿海环境，考虑大风和高盐的自然环境侵蚀，在零部件材料选择方面会有特殊考虑；而考虑不同区域经济发展趋势，会优化选用速度等级，形成了同一条线路上多种接触网结构的特点。同样，运行在繁忙主干线上的动车组也有众多车型，对应配备不同形制的受电弓，因此形成了繁复的弓网匹配关系。

接触网动态检测结果可以反映弓网匹配的优劣，若要对不同弓网组合进行比较，对检测结果进行更科学的评判，则需对引起检测差异性的因素进行深入研究。由于实际运营场景较为庞杂，很难通过实验手段复现，因此现有弓网研究多通过仿真或半实物仿真技术进行机理性探索。目前我国高速受电弓型号主要有DSA250、DSA380、TSG19和CX系列，文献［4］采用实验手段对DSA380型受电弓弓头模态振型进行研究，掌握该参数可以有效规避弓网共振，提升弓网设计水平；文献［5］利用半实物半虚拟混合模拟方法，以DSA380型受电弓为对象，控制变量为简单链型悬挂结构下的不同接触网参数，研究其对弓网接触力的影响。

动态检测数据体现弓网运行过程中各种因素的共同作用，数据间的差异性反映不同受电弓/接触网配置间的区别，在此，基于实测数据就不同类型受电弓对接触网动态检测的影响进行研究。

1 受电弓结构特性与受力分析

在我国高速铁路技术发展进程中，常见车型与受电弓参数见表1［6］。由表1可知，300～350 km/h速度等级的高速受电弓有DSA380、TSG19和CX系列；200～250 km/h速度等级受电弓主要是DSA250。3种高速受电弓主要技术参数比较见表2［7］。

表1 常见车型与受电弓参数

表2 3种高速受电弓主要技术参数比较

除传递电能外，受电弓应具有的最基本性能是跟随性，该特性主要通过受电弓的框架结构实现。表2所列3种受电弓均为单臂受电弓，这种设计可以减轻受电弓质量且结构简单，但不同受电弓开口方向上的空气动力学性能会受到影响。CX系列受电弓是单滑板，DSA380与TSG19都是双滑板，单滑板意味着更轻的弓头质量，在受电弓运行过程中因振动而产生的惯性作用力也会减小。此外，CX系列受电弓有主动控制系统，能够随着列车运行速度和接触网参数的变化来调整受电弓的静态接触力，从而实现对弓网之间平稳接触压力的控制。

在弓网动态运行过程中，受电弓与接触线间的接触力P可由式（1）表示［8］：

式中：P0为受电弓的静态接触力，N；Pm为受电弓框架铰接处的摩擦阻力，是阻止受电弓运动的力，因此方向总是与受电弓运动方向相反；Pa为动态接触力分力，由受电弓框架和弓头2部分在跟随接触线高度与弹性变化过程中产生，与跨距、运行速度以及弓头视在质量都有关系；Pk为空气动力，理想情况下，其目标值应与运行速度的平方有线性关系。在列车行进过程中，弓头总是沿着一定高度做往复的上下运动，弓网接触力也在此过程中时刻发生变化。不同的受电弓设计方案，呈现出不同的结构特性，如CX系列受电弓具有主动控制功能，受电弓静态力可自动调节，因而P0在动态运行过程中就成为1个变量，这种差异将会显著影响动态检测的结果。

2 接触网类型与特点

依据TB 10009—2016《铁路电力牵引供电设计规范》和TB 10621—2014《高速铁路设计规范》中的规定：

（1）接触线悬挂点高度不宜小于5 300 mm，最低点不宜小于5 150 mm，最高点不宜大于6 500 mm；我国300～350 km/h速度等级高铁接触线高度设计比较统一，均为5 300 mm；200～250 km/h速度等级高铁接触线高度设计值差异较大，尤其是200 km/h等级线路，设计值偏高，有大量6 000 mm和6 400 mm情况存在。

（2）接触线在直线区段应按“之”字布置，拉出值宜采用200～300 mm；我国高铁接触网拉出值的布置在各速度等级都没有太大差异，主要采取±200、±250、±300 mm几个典型值。

（3）对于跨距，设计速度为250～350 km/h线路，当采用简单链型悬挂时，推荐标准设计跨距为50 m，最大跨距为55 m；当采用弹性链型悬挂时，设计速度为250 km/h线路，推荐标准设计跨距为60 m，最大跨距为65 m；对于设计速度为300～350 km/h线路，推荐标准跨距为55 m，最大跨距为60 m。实际情况中，对于300～350 km/h线路，主要采用50 m跨距，而速度等级更低的200～250 km/h线路也很少采用60～65 m的大跨距。

（4）设计时应对每种接触网-受电弓之间相互作用进行仿真评估，针对弓网接触力，要求接触力的最大标准偏差不得超过0.3Fm。Fm代表平均接触力，是一个与速度相关的变量。

（5）波动传播速度与最高设计速度之比不应小于1.4。

接触线的波动传播速度c是对接触性能影响较大的重要指标，计算公式如式（2）：

式中：T为张力；ρ为线密度。

目前我国300 km/h速度等级及以上线路，绝大多数都采用截面积为150mm2的铜合金接触线；200～250 km/h速度等级线路中预留更高速度等级情况的，也采用150mm2的铜合金接触线，还有部分采用120mm2的铜合金接触线。各种接触线及张力配置下的波动传播速度见表3。

表3 各种接触线及张力配置下的波动传播速度

链型悬挂的固有频率f反映以承力索和接触线为整体的接触悬挂在受到扰动后，表现出来的振动形式特征，计算公式如式（3）：

图1 某200 km/h速度等级线路跨距统计

表4 接触悬挂固有频率［9］

3 受电弓影响因素分析

3.1 受电弓开口方向

受电弓在不同的开口方向运行时，框架的上、下臂杆会受到不同的风力作用。文献［10］利用仿真方法对高速受电弓的开闭口运行特性进行分析，发现受电弓开口运行时整弓气动阻力比闭口运行时大。在此，基于检测数据对开闭口特性进行分析。3条300～350 km/h速度等级全补偿弹性链型悬挂线路在270～350 km/h速度时，基于某型受电弓测得的弓网接触力标准偏差统计分布见图2，其标准偏差统计单元为跨。

图2 不同开口方向的弓网接触力标准偏差统计

由图2可知，不论是开口还是闭口方向运行的弓网接触力标准偏差，其统计分布基本符合标准正态分布，二者略呈右偏态，开口方向偏度为0.69，闭口方向偏度为0.91；二者的峰度也较为接近，开口方向峰度2.30，闭口方向峰度2.56。由于二者均呈右偏态，因此算术平均值都大于中位数，其中开口方向均值为21.91，中值为21.38；闭口方向均值为19.06，中值为18.34。不同开口方向的弓网接触力统计数据见表5，其中统计单元为跨，表5中列出的区间为每个统计项目的四分位距。总体而言，开口方向弓网接触力标准偏差相较闭口方向要大，即开口方向的力的波动变化要更剧烈一些。

表5 不同开闭口弓网接触力数据

3.2 受电弓型号

我国高铁使用的受电弓主要为DSA380和TSG19等几种，弓头的不同滑板列数、是否采用气流调节翼片，以及是否采用主动控制系统都对受电弓的动态性能产生不同影响。在300～350 km/h速度等级全补偿弹性链型悬挂结构下，2种不同型号受电弓在同一开口方向的检测结果见图3。由图3可知，2种型号受电弓在300 km/h速度等级情况下，测得的弓网接触力标准偏差统计分布基本符合标准正态分布。二者均呈右偏态，其中受电弓A偏度为0.57，受电弓B偏度为0.50；二者的峰度差异相对较大，受电弓A的峰度为3.64，受电弓B的峰度为1.20。由于二者呈右偏态，因此算术平均值都大于中位数，但由于此例中偏度较小，因而二者差别不是很明显。其中，受电弓A均值为24.53，中值为23.96；受电弓B均值为22.06，中值为21.37。不同受电弓型号下的弓网接触力统计数据见表6，其统计单元为跨。总体而言，受电弓A在300 km/h速度等级弓网接触力标准偏差与受电弓B相比略大，即不同受电弓之间弓网接触力存在差异。与前面不同开口方向的结果相比，不同型号受电弓之间接触力极差变大，在该测试条件下，不同受电弓间的差异要大于同一受电弓不同使用方向的差别。

图3 不同型号受电弓弓网接触力标准偏差统计

表6 不同受电弓型号弓网接触力数据

3.3 受电弓工作高度

受电弓需要具有良好的跟随性，才能保证列车高速运行过程中与接触线的稳定接触。受电弓不同结构位置的支持与摩擦阻力作用，可以保证其能适应不同的接触线高度。在此，对不同工作高度下的检测结果进行比较。对于接触线高度分别为6 000 mm和6 450 mm两种情况下的简单链型悬挂（速度为180～220 km/h），开口方向均一致的弓网接触力检测统计结果见图4。减去动车组车体高度和受电弓支撑绝缘子高度后，对应的升弓高度分别为1 600 mm与2 050 mm。

由图4可知，同种型号受电弓在2种工作高度下、运行速度在200 km/h时的弓网接触力标准偏差统计分布，基本符合标准正态分布。根据数据结果显示，二者均呈右偏态，其中升弓高度1 600 mm情况下偏度为0.91，升弓高度2 050 mm情况下偏度为0.84；二者的峰度差异相对较大，前者峰度为2.78，后者峰度为1.80。由于二者呈右偏态，因此算术平均值都大于中位数。升弓高度1 600 mm情况下，均值为20.26，中值为19.32；升弓高度2 050 mm情况下，均值为23.21，中值为22.48。受电弓在不同工作高度情况下的弓网接触力统计数据见表7。由表7数据可知，在简单链型悬挂情况下，受电弓在较低的工作高度比工作高度较高的情况下，弓网接触力的稳定性要好，波动较为平缓。不同类型的受电弓工作范围略有不同，但上部工作位置高度基本为2 400～2 500 mm，依照GB/T 21561.1—2018《轨道交通：机车车辆受电弓特性和试验：第1部分：干线机车车辆受电弓》中的要求，在2 050 mm的工作高度下基本超过受电弓最大工作高度的80%，而在此区间内，通常静态接触力的允差也开始变大；此外，不同批次受电弓还拥有不同的静态接触力曲线，因而会对动态运行时的性能产生不同程度影响。

图4 不同工作高度弓网接触力标准偏差统计

表7 不同工作高度弓网接触力数据

4 结束语

我国高铁已进入高质量发展阶段，在提质增效的背景下，对铁路供电品质与养护维修效率等都提出了更高要求。对牵引供电设备进行定期检测以确保良好的服役状态，是实现这一目标的关键一环。通过对我国动车组受电弓的类型与特性进行分析，以接触悬挂固有频率和波动传播系数等特征研究接触网结构特点，并基于检测数据得到受电弓对动态检测的影响分析。通过对影响检测结果因素的分析，有助于提升检测品质，同时便于进一步形成更为细致的分级评价标准和相应的精准维修策略，以实现更高品质、更高可靠性的铁路供电系统。