厦深铁路提速试验弓网受流燃弧原因分析与整改

杨卢强，韩通新

（中国铁道科学研究院集团有限公司 机车车辆研究所，北京 100081）

1 厦深铁路提速试验弓网燃弧情况

厦深铁路正线全长502.4 km，在中国铁路广州局集团有限公司（简称广州局集团公司）管段正线全长353.5 km，设计速度250 km/h。正线接触线采用150 mm2铜合金线，额定工作张力25 kN；承力索采用120 mm2铜合金绞线，额定工作张力20 kN。正线接触网导线悬挂点高度为6 400 mm，隧道内为6 380 mm，结构高度为1 600 mm。

厦深铁路广州局集团公司管段于2013年9—12月开展了联调联试、动态检测及运行试验，开通至提速前动车组按200 km/h速度运营。在2021年3月进行了提速250 km/h试验，提速试验中使用CRH2A、CRH1A、CR300AF等多种车型。在提速试验中，发现全线上下行均发生大量燃弧超限状况。

在厦深铁路提速试验中，弓网受流燃弧数据大量超限，总体燃弧率最高达到12%，为标准值的2倍多。为方便数据分析，分别计算了上下行的公里燃弧率（见图1），其数据来源CRH2A-2010车开口数据。

图1 厦深铁路提速试验燃弧率分布

由图1数据可见，厦深铁路上下行的燃弧超限状态，整体上呈现靠近深圳侧的大里程情况较差，靠近厦门侧的小里程情况较好。其中，较差区段燃弧率在20%以上，大幅超过燃弧率标准数值（5%）［1-2］。

同时，试验发现开闭口接触力相差较大（见表1），其燃弧率分布占比见图2。

表1 CRH2A-2010综合检测车接触力数据

图2 CRH2A-2010车开闭口燃弧率

由图2可见，开口时燃弧率远远好于闭口状态，开闭口主要差异是开口接触力较闭口时大30 N左右，而闭口接触力相关数据符合相关标准［2］。

该线路同时使用CRH2J-0205综合检测车，试验中CRH2J-0205车燃弧率较CRH2A-2010车好很多，对比发现CRH2J-0205车开闭口接触力都更大，具体数据见表2。

表2 CRH2J-0205综合检测车接触力数据

CRH2J-0205与CRH2A-2010车均为2型车，使用DSA250受电弓，在静态力相同情况下，动态接触力相差较大的原因是其动态下的气动力。为分析相同受电弓气动力差别较大的问题，调研了CRH2A平台动车组车顶高压设备，主要包括高压隔离开关、T型电缆接头（内绝缘）、直线型电缆接头（内绝缘）、电缆终端（外绝缘）、支撑绝缘子、保护接地开关。对检测车CRH2A-2010、CRH2J-0205及运营车CRH2A-4063的车顶高压设备布局进行对比分析，发现CRH2J-0205、CRH2A-4063受电弓周围高压设备较多，CRH2A-2010受电弓周围高压设备较少，初步认为受电弓周围高压设备的分布可能会影响其气动力。

2 原因分析

对厦深铁路燃弧问题进行分析，主要是由于弓网适配性差，受流性能不满足标准造成。而厦深铁路在中国铁路南昌局集团有限公司管段，其燃弧数据要好很多。这2段线路的完工时间接近，可以排除因运营时间长导致的接触网老化问题，且其静态验收均满足相关标准［3-4］。

在分析了2段线路所有差异条件后，就相关数据进行对比，得出其不平顺的原因可能是高度结构不一致以及内部张力不平衡。接触网高度为6 400 mm，使测试及运营车辆上的DSA250受电弓工作高度过高，部分车顶高度较低车型（如CR300AF）基本接近工作高度极限。而工作高度过高使得受电弓自身接触力的调节能力下降，气动力的影响增大，使受电弓开闭口接触力相差较大。当接触力下降到一定程度时，燃弧便会大量产生［5］。

针对上述分析结果，分别从车辆和线路入手，研究燃弧问题整改措施。

3 整改措施

3.1 线路措施

广州局集团公司针对提速试验中燃弧率过大问题，采取提升接触网张力措施，选取部分区段将两侧张力提高至张力上限，对比燃弧数据无明显效果。同时对部分锚段采取精调措施，燃弧率下降50%以上，效果明显。

但是，线路精调要求天窗时间长，施工人员多，且成本较高。虽然能从源头上改变燃弧情况，但从实际情况出发，很难对全线接触网进行精调，且供电维修也强调 “重检慎修”，避免大规模修理［6］。

3.2 车辆措施

对比CRH2A-2010车与CRH2J-0205车的数据，可见提高接触力能明显改善燃弧状态。而受电弓静态力需要在标准范围内，提高受电弓接触力只能从气动力入手。以广州局集团公司为主导，中国铁道科学研究院集团有限公司联合中车四方车辆有限公司，针对厦深铁路主要运营车辆CRH300AF进行了受流试验，分别测试了原型CRH300AF车及针对气动力进行导风板改造的CRH300AF受流数据。试验情况如下：

2021年4月11日和13日，对CRH300AF-2022动车组在厦深铁路上下行线开展测试，并进行数据对比分析。其中11日为CR300AF动车组原始工况，13日为改善受流状态，将原先DSA250受电弓导风板更换为DSA380受电弓导风板，新导风板倾斜角度由20°改为10°，原直面型改为弧面型。仿真计算中，开口接触力从-15.5 N变为+3.0 N。2次弓网受流性能试验结果见表3。

表3 CR300AF弓网受流性能试验结果

由表3数据可见，CR300AF原始工况单列运行时，开口平均力偏小，部分区段燃弧较多；闭口平均力偏大，燃弧数据合格，过隧道时最大接触力偏大。更换DSA380导风板后，列车开口平均接触力增大30 N左右，燃弧各参数明显降低；闭口接触力变化不明显。

通过调整导风板等调节气动力方式，增加高网状态下接触力，虽然无法改善接触网不平顺的实际问题，但能较好地改善受流燃弧状态，而且车辆改装成本较低、时间短，更容易实现。

4 分析总结

本次联调联试中弓网受流的燃弧超限情况，实质上是弓网不匹配造成的弓网耦合性能下降问题，关键参数接触力与燃弧之间有深刻联系。

4.1 接触力参数

接触力参数代表了弓网匹配的基础要求，在行车中弓网接触力需要保持在一定值以上才能保证受流的完整性。在联调联试、型式试验等过程中，发生过弓网接触力过低导致车辆报失压故障，进而导致自动降弓事故。而决定受电弓动态力的因素主要有2个：一是受电弓的静态力，其主要受受电弓气囊压力控制，目前动车所一级修中静态力基本调整为70～90 N，因此其对动态力的影响较少；二是受电弓的气动特性，目前部分受电弓工作在385 km/h高速状态下，平均接触力最高能达到250 N左右，相比80 N的静态力，其气动力占比达到了接触力的70%。可见在高速情况下，受电弓的气动力是动态接触力的主要影响因素。此外，部分主动控制受电弓能依据车辆运行速度，调整受电弓气囊压力从而改善动态接触力，也是影响受电弓动态力的因素。总结多年试验结果，发现弓网气动力的大小主要由以下因素决定：接触网高度、受电弓开/闭口方向、导流板凤翼等部件车顶基本结构，以及车顶高压设备［7］。

多年运行试验发现，只要将弓网动态接触力保持在某一门槛压力以上稳定的范围内，就可以具备良好的耦合性能；而不同的弓网匹配下，其门槛压力差异较大。

4.2 燃弧参数

燃弧各项指标最常用于反映及判断弓网耦合是否良好。弓网燃弧产生的2个原因为：一是受电弓运行时，弓网离线产生的燃弧；二是过分相或者升降弓时产生的燃弧。其中，主要关注运行过程中离线产生的燃弧。由于受电弓滑板与接触网属于滑动摩擦，且属于点接触而不是面接触。当耦合情况较差时，常常发生点接触的断离，产生电流燃弧，故称其为离线火花，此处常有误区，当发生离线火花时，一般被认为是滑板与接触线完全分离，从而产生的拉弧。实际上，检测到的弓网接触力数据并不为0，从高清视频上观测，燃弧发生时弓网仍保持着接触关系［8］。

4.3 相互影响

由往年联调联试数据的初步分析可知，弓网燃弧率与接触力有直接关系。当接触力平均值小于一定程度后，无论线路条件如何，燃弧率都将明显上升。之前在接触力方面分析了影响动态接触力的主要原因，由于接触力与燃弧率的内在联系，上述部分因素也是影响燃弧率的主要方面。在分析弓网耦合中燃弧参数时，也需要与接触力进行联合分析。厦深铁路的燃弧超标问题很具有代表性，因其6 400 mm的接触网高度，导致几种主流车型受电弓工作于极限高度状态，从而引起无法控制受电弓接触力，使其完全受气动力影响的问题，导致接触力偏低时燃弧率大量超限，有些甚至达到标准值的8倍。而当接触力达标时，受弓网耦合状态影响也会出现燃弧率、燃弧次数等数值偏大问题。另外，施工质量也是部分影响因素，施工方面造成的接触线不平顺等，会引起以跨或锚段为单元的局部燃弧增大。

5 结束语

深入研究如何改善弓网匹配的适应性，通过调整接触网或者受电弓相应参数，提高弓网耦合性能，从而改进弓网受流参数、降低接触网事故、减少网与滑板的损耗等，仍具有较大提升空间。针对厦深铁路提速试验中的燃弧问题，通过调整气动力来提高高接触网状态下的弓网耦合情况，虽然减少了燃弧率，但没有解决接触网不平顺的问题。如何从源头上改善接触网不平顺情况，值得进一步研究。同时，随着车载检测技术的提升，在服役动车上加装检测设备进行数据跟踪，通过实时监测也能提高后续运营的安全性［9］。