關金發(fā),田志軍,吳積欽

(1.中鐵第一勘察設計院集團有限公司電氣化設計處, 西安 710043； 2.西南交通大學電氣工程學院,成都 610031)

高速列車依靠受電弓與接觸網(wǎng)滑動接觸不間斷的傳輸電能實現(xiàn)動力牽引與再生制動。弓網(wǎng)動態(tài)運行可靠性是限制列車高速運行的一個重要因素。而弓網(wǎng)系統(tǒng)方案設計決定了弓網(wǎng)系統(tǒng)的固有可靠性，是接觸網(wǎng)設計階段的必要環(huán)節(jié)、接觸網(wǎng)全壽命周期管理的重要依據(jù)。TB 10621—2014《高速鐵路設計規(guī)范》[1]、GB/T 32578—2016《軌道交通地面裝置 電力牽引架空接觸網(wǎng)》[2]和TB 10009—2016《鐵路電力牽引供電設計規(guī)范》[3]中明確提出需利用弓網(wǎng)仿真方法對接觸網(wǎng)進行系統(tǒng)設計。而在具體的弓網(wǎng)系統(tǒng)設計中受電弓和接觸網(wǎng)的技術參數(shù)較多，且需同時滿足受電弓、接觸網(wǎng)和弓網(wǎng)接口的設計依據(jù)，多參數(shù)組合的多個弓網(wǎng)系統(tǒng)方案需滿足多項設計依據(jù)，為提高設計效率和弓網(wǎng)系統(tǒng)固有可靠性，需研究一套合理的弓網(wǎng)系統(tǒng)設計方法或設計流程。

高鳴[4]、朱飛雄[5-6]介紹了國內(nèi)外高速鐵路接觸網(wǎng)的設計參數(shù)，但并未給出選取依據(jù)。李文豪、關金發(fā)等利用了弓網(wǎng)動力學仿真技術，比較不同弓網(wǎng)技術參數(shù)和外部環(huán)境的弓網(wǎng)動態(tài)性能指標，得到系統(tǒng)匹配性最優(yōu)的弓網(wǎng)技術參數(shù)[7-13]，但仿真前的弓網(wǎng)技術參數(shù)輸入未給出選取依據(jù)；蔣先國[14]、吳積欽[15]論述了弓網(wǎng)系統(tǒng)設計的主要計算方法，并利用弓網(wǎng)動力學仿真得到最終接觸網(wǎng)系統(tǒng)方案，但未形成完整的弓網(wǎng)系統(tǒng)設計方法，且未考慮受電弓、外部環(huán)境對弓網(wǎng)系統(tǒng)的影響。

基于以上研究，首先根據(jù)相關標準，分析弓網(wǎng)動態(tài)性能的評價依據(jù)，通過理論計算，研究受電弓、接觸網(wǎng)內(nèi)部各技術參數(shù)的設計依據(jù)，按照一定的設計流程和步驟，篩選滿足設計目標與設計依據(jù)的接觸網(wǎng)初步設計方案；然后利用弓網(wǎng)動力學仿真技術，研究受電弓、接觸網(wǎng)和外部環(huán)境的三者動態(tài)耦合關系，得到初步設計方案弓網(wǎng)動態(tài)性能指標；參照性能指標評價依據(jù)，比選得到最終技術性和經(jīng)濟性最佳的弓網(wǎng)系統(tǒng)設計方案，為新建鐵路線路與中國高鐵走出去的弓網(wǎng)系統(tǒng)方案提供一種科學合理的設計方法。

1 弓網(wǎng)系統(tǒng)方案設計方法

1.1 弓網(wǎng)系統(tǒng)方案設計流程

弓網(wǎng)系統(tǒng)方案設計方法由設計目標、設計依據(jù)、設計流程、設計步驟、計算方法組成。弓網(wǎng)系統(tǒng)方案設計的流程如圖1所示。

圖1 弓網(wǎng)系統(tǒng)方案設計流程

弓網(wǎng)系統(tǒng)設計目標是受電弓運行在最高設計速度及以下與接觸網(wǎng)維持良好的動態(tài)相互作用。最終被設計出來的弓網(wǎng)系統(tǒng)方案首先是滿足弓網(wǎng)系統(tǒng)動態(tài)性能指標的評價依據(jù)，其次要求接觸力標準差盡量小，以實現(xiàn)良好的弓網(wǎng)接觸質(zhì)量。

1.2 弓網(wǎng)動態(tài)性能評價依據(jù)

弓網(wǎng)系統(tǒng)動態(tài)性能指標包括接觸力的統(tǒng)計量、定位點抬升統(tǒng)計量、燃弧統(tǒng)計量和離線率。根據(jù)TB 10621—2014《高速鐵路設計規(guī)范》和IEC 62486—2017《Technical criteria for the interaction between pantograph and overhead line (to achieve free access)》[16]，弓網(wǎng)系統(tǒng)動態(tài)性能指標的評價依據(jù)如表1所示。

表1 弓網(wǎng)動態(tài)性能評價依據(jù)

燃弧率可隱含在最小允許動態(tài)接觸力表1中條件6中，因為一般弓網(wǎng)燃弧的前提是弓網(wǎng)接觸力為0，即用離線率τ替代燃弧率。

接著根據(jù)設計速度等級，確定高速列車上與速度等級匹配的使用的受電弓類型、數(shù)量及技術參數(shù)。

在接觸網(wǎng)技術參數(shù)選擇前應確定接觸線、承力索線型的最小截面，考慮接觸線磨損至80%標稱截面下懸掛線索應能滿足牽引供電系統(tǒng)額定載流量和短路載流量的要求。

接觸網(wǎng)的動態(tài)特性取決于設定受電弓條件下的接觸網(wǎng)懸掛參數(shù)、支持裝置的系統(tǒng)設計[1]。在受電弓技術參數(shù)確定后，接觸網(wǎng)需設計與之匹配的技術方案。

1.3 接觸網(wǎng)技術參數(shù)設計依據(jù)

接觸網(wǎng)技術參數(shù)的設計步驟及設計依據(jù)如表2所示。以下針對幾個關鍵步驟進行重點分析。

表2 接觸網(wǎng)技術參數(shù)設計步驟及依據(jù)

(1) 接觸線線型與張力

首先根據(jù)載流量選定接觸線的截面，參考TB 10621—2014《高速鐵路設計規(guī)范》中規(guī)定接觸網(wǎng)最高設計速度不應超過接觸線波動傳播速度的70%，由式(1)可計算出接觸線最小工作張力。標準UIC 799—2002Characteristicsofa.c.overheadcontactsystemsforhigh-speedlinesworkedatspeedsofover200 km/h[17]中規(guī)定速度大于300 km/h，多普勒系數(shù)需大于0.17，反射系數(shù)小于0.4，放大系數(shù)小于2.3。通過式(2)驗算多普勒系數(shù)α是否滿足標準要求。

(1)

式中vmax——最高設計速度，m·s-1；

Cp——接觸線波動傳播速度，m·s-1；

∑z——接觸線工作張力之和，N；

∑m——接觸線單位長度質(zhì)量之和，kg·m-1。

(2)

接觸線最小工作張力與拉斷力的關系

Tw=TBmin×0.479 2

(3)

式中Tw——接觸線最小工作張力/N；

TBmin——接觸線最小工作張力的拉斷力/N。

由TB/T 2805—2017《電氣化鐵道用銅及銅合金接觸線》[18]選擇接觸線截面和拉斷力相對應的接觸線材料。

(2)承力索線型與張力

確定了接觸線待選的材料和張力后，通過反射系數(shù)r可以計算出承力索的最大工作張力。

(4)

式中Tc——承力索張力，N；

mc——承力索單位長度自重，kg·m-1；

Tj——接觸線張力，N；

mj——接觸線單位長度自重，kg·m-1；

χ——放大系數(shù)。

承力索最大工作張力與拉斷力的關系

Fw=FBmin×0.455 2

(5)

式中Fw——承力索最大工作張力，N；

FBmin——承力索最大工作張力的拉斷力，N。

由TB/T 3111—2017《電氣化鐵道用銅及銅合金絞線》[19]選擇承力索截面和拉斷力相對應的承力索材料。

(3)跨距及彈性吊索

接觸網(wǎng)最大跨距可通過風偏計算得到，直線區(qū)段，等拉出值的接觸懸掛風偏與跨距關系見式(6)，也可采用接觸網(wǎng)仿真等其他計算方法計算不同工況的風偏值。

(6)

式中emax——接觸懸掛最大風偏，m；

Pc——承力索單位長度風負載，N；

Pj——接觸線單位長度風負載，N；

Ptd_span——彈性吊索單位長度風負載，N；

Pd_span——吊弦單位長度風負載，N；

l——跨距，m；

Tj——接觸線張力，N；

Tc——承力索張力，N；

a——拉出值，m。

接觸線最大風偏應滿足弓頭允許的工作范圍。利用式(6)計算得到最大風偏跨距。根據(jù)TB 10621—2014《高速鐵路設計規(guī)范》和GB/T 32578—2016《軌道交通地面裝置 電力牽引架空接觸網(wǎng)》，彈性不均勻系數(shù)需滿足表3中給出的范圍。根據(jù)彈性不均勻系數(shù)的設計依據(jù)，可以確定簡鏈跨距和彈鏈跨距，以及彈性吊索線型、長度與張力，即完成表2中第4，5步。彈性不均勻系數(shù)的計算尚未見解析算法，現(xiàn)階段需利用有限元法，建立相關的接觸網(wǎng)仿真模型，進行一跨內(nèi)彈性值的計算。

表3 接觸網(wǎng)彈性不均勻系數(shù)設計依據(jù)

(4)拉出值與定位結構

拉出值受到定位器的受力限制，是一個中間調(diào)整參數(shù)，等“之”字值直線區(qū)段拉出值計算見式(7)。若定位結構是限位定位，對定位器角度有一定要求，根據(jù)定位器角度的正弦值與定位器長度的乘積等于限位定位器的極限抬升量，極限抬升量與1.5相除的值應大于最高速度下受電弓通過定位點的最大抬升量。

(7)

式中Gw——定位線夾自重，N；

Gdw——定位器自重，N；

d1——定位點距第1吊弦的距離，m；

θ——定位器角度，(°)。

1.4 弓網(wǎng)動力學仿真及方案確定

利用計算機仿真技術，建立初步方案的弓網(wǎng)動力學仿真模型，進行仿真計算，獲取不同初步設計方案的弓網(wǎng)動態(tài)性能指標，與動態(tài)性能指標的評價依據(jù)相比較，得到弓網(wǎng)動態(tài)性能最佳的初步設計方案。經(jīng)外部載荷的校驗計算，動態(tài)性能指標仍能滿足標準要求，則輸出為技術性最佳的弓網(wǎng)系統(tǒng)方案。若所有初步方案均不能滿足標準要求，則重新調(diào)整接觸網(wǎng)技術參數(shù)選取。

在保證弓網(wǎng)系統(tǒng)方案滿足標準要求的前提下，考慮放大跨距值、拉出值、錨段長度等數(shù)值，綜合經(jīng)濟性與技術性確定最終的弓網(wǎng)系統(tǒng)方案。

2 弓網(wǎng)系統(tǒng)方案設計方法應用

應用第1節(jié)的弓網(wǎng)系統(tǒng)方案設計方法，設計滿足雙弓運行速度為380 km/h的弓網(wǎng)系統(tǒng)方案。

首先提出弓網(wǎng)系統(tǒng)的初步設計方案。假設適應380 km/h的受電弓選用SSS400+與CX-GI型，弓間距取最小值200 m。經(jīng)牽引供電計算得到的承力索與接觸線的截面積分別不小于95 mm2和120 mm2。按照弓網(wǎng)系統(tǒng)設計流程及接觸網(wǎng)技術參數(shù)設計依據(jù)，得到4個接觸網(wǎng)技術參數(shù)的初步設計方案，如表4所示。

表4 接觸網(wǎng)技術參數(shù)初步設計方案

重點比選中間區(qū)段的弓網(wǎng)系統(tǒng)方案，錨段關節(jié)和外部載荷在本應用中暫不討論。

根據(jù)弓網(wǎng)系統(tǒng)方案設計方法，進行弓網(wǎng)動力學仿真模型建立并求解，獲取不同弓網(wǎng)初步方案的動態(tài)性能指標。

為保證弓網(wǎng)動力學仿真結果的準確性，弓網(wǎng)動力學仿真系統(tǒng)應根據(jù)EN 50318—2002validationofsimulationofthedynamicinteractionbetweenpantographandoverheadcontactline[20]的確認流程，進行有效的驗證。基于已確認的弓網(wǎng)動力學仿真系統(tǒng)[21]，進行弓網(wǎng)初步方案的動態(tài)仿真。

首先建立SSS400+型和CX-GI型受電弓的仿真模型。SSS400+型、CX-GI型受電弓仿真模型及參數(shù)如表5、表6所示。受電弓的總氣動力按照0.000 97v2選取，v為受電弓運行速度。

表5 SSS400+型受電弓仿真模型及參數(shù)

表6 CX-GI型受電弓仿真模型及參數(shù)

根據(jù)表4參數(shù)，建立4種接觸網(wǎng)初步方案的接觸網(wǎng)仿真模型，簡鏈錨段長度暫取1 360 m，簡鏈弓網(wǎng)動態(tài)性能指標統(tǒng)計520～840 m，彈鏈錨段長度暫取1 400 m，彈鏈弓網(wǎng)動態(tài)性能指標統(tǒng)計500～900 m。其中方案1和方案2的接觸網(wǎng)仿真模型如圖2、圖3所示。

圖2 初步方案1接觸網(wǎng)仿真模型

圖3 初步方案2接觸網(wǎng)仿真模型

2種受電弓仿真模型雙弓分別通過4種接觸網(wǎng)仿真模型，一共8種仿真工況，通過弓網(wǎng)動力學仿真，得到各種工況的弓網(wǎng)動態(tài)性能指標。一般雙弓運行后弓的接觸力波動較大，以下比較后弓接觸力波形。其中SSS400+型受電弓后弓通過方案1和方案3的彈性鏈型懸掛接觸網(wǎng)獲得的接觸力曲線如圖4所示，方案3的后弓接觸力波動較方案1的大。SSS400+型受電弓后弓通過方案2和方案3的簡單鏈型懸掛接觸網(wǎng)獲得的接觸力曲線如圖5所示，方案4的后弓接觸力波動較方案1的大。對比圖4和圖5，彈性鏈型懸掛接觸網(wǎng)的接觸力波動相對簡單鏈型懸掛接觸網(wǎng)較小。

對比兩種受電弓通過方案3同種接觸網(wǎng)的接觸力曲線，如圖6所示。SSS400+型后弓的接觸力波動相對CX-GI型后弓較小。

圖4 SSS400+后弓通過方案1和方案3的接觸力曲線

圖5 SSS400+后弓通過方案2和方案4的接觸力曲線

圖6 SSS400+和CX-GI后弓通過方案3的接觸力曲線

統(tǒng)計8種弓網(wǎng)動態(tài)性能指標如表7、表8所示，同種類型受電弓通過彈性鏈形懸掛接觸網(wǎng)的接觸力標準差比簡單鏈型懸掛接觸網(wǎng)較??；不同類型受電弓通過同種彈性鏈型懸掛接觸網(wǎng)，CX-GI型受電弓的接觸力標準差比SSS400+型受電弓較大。8組弓網(wǎng)系統(tǒng)方案中，有SSS400+型、CX-GI型受電弓通過方案1接觸網(wǎng)與SSS400+型受電弓通過方案3接觸網(wǎng)的接觸力統(tǒng)計指標滿足表1所提出的弓網(wǎng)動態(tài)性能指標范圍。綜合以上分析，僅有接觸網(wǎng)方案1的技術參數(shù)能同時滿足兩種受電弓雙弓運行速度380 km/h的弓網(wǎng)動態(tài)性能要求。

表7 SSS400+型受電弓弓網(wǎng)仿真結果

表8 CX-GI型受電弓弓網(wǎng)仿真結果

由方案1的定位點最大抬升量131 mm計算，定位點設計最大抬升量為197 mm，取整為200 mm。定位結構設計需同時滿足200 mm的定位點允許最大抬升、拉出值200 mm和定位器長度1.15 m的要求。

3 結論

(1) 根據(jù)弓網(wǎng)系統(tǒng)相關標準，利用接觸網(wǎng)振動理論和弓網(wǎng)動力學仿真技術，提出弓網(wǎng)系統(tǒng)方案的設計目標、設計依據(jù)、設計流程、設計步驟，形成弓網(wǎng)系統(tǒng)方案的通用性設計方法，預測弓網(wǎng)系統(tǒng)的動態(tài)性能，提高弓網(wǎng)系統(tǒng)的固有可靠性。

(2) 應用弓網(wǎng)系統(tǒng)方案設計方法，設計滿足兩種受電弓雙弓運行速度為380 km/h的弓網(wǎng)系統(tǒng)建議方案。具體方案為：SSS400+和CX-GI型受電弓，弓間距為200 m；接觸網(wǎng)標稱跨距為50 m；接觸線使用CTCZ120 mm2，張力為27 kN；承力索使用JTM95 mm2，張力為15 kN；彈性吊索使用JTMH35 mm2，長度18 m，張力3.5 kN；吊弦使用JTMH10 mm2，數(shù)量為5根；結構高度為1.6 m；定位點設計最大抬升量為200 mm；拉出值為200 mm。