劉峰濤，孫少南

0 引言

隨著時速160 km的北京新機場線開通運營，更高速度的剛性接觸網系統(tǒng)研究已提上日程。本文針對剛性懸掛錨段關節(jié)傳統(tǒng)布置方式存在的問題，從自重撓度、變形的均勻性、邊跨與中間跨靜態(tài)彈性的一致性角度出發(fā)，采用靜力學方法計算擬定關節(jié)的立面和平面布置方案，通過動態(tài)仿真進行比較和驗證，確定影響受流質量的關鍵因素。在大量仿真驗證的基礎上，提出120～250 km/h剛性接觸網系統(tǒng)的模型。由于膨脹元件的實際運行效果不佳[1]，本文僅針對斷口式錨段關節(jié)[2]進行研究，不考慮貫通式錨段關節(jié)（膨脹元件）和剛柔過渡。

1 剛性接觸網系統(tǒng)運行速度關鍵影響因素

動態(tài)仿真及現場檢測顯示，剛性接觸網中間跨 處的接觸力變化平穩(wěn)，錨段關節(jié)處的接觸力波動較大，錨段關節(jié)是制約剛性接觸網動力性能的關鍵部位，關節(jié)的布置構造是影響剛性接觸網平穩(wěn)運行及運行速度的關鍵因素[1]。

關節(jié)處弓網受流不佳主要是由于其布置不合理導致。剛性接觸網的剛度較大，自重撓度較小（跨距6，8，10 m的跨中撓度分別為1.2，3.4，7.8 mm），靜態(tài)彈性不均勻（跨中與懸吊點的彈性相差1～2個數量級，彈性差異系數達45%～98%）[1]，再加上關節(jié)處剛度和質量分布不連續(xù)，導致關節(jié)處易形成硬點，對受電弓產生沖擊，降低受流質量。因此，為改善弓網受流質量，提高剛性接觸網的運行速度，有必要對錨段關節(jié)的布置進行全面系統(tǒng)的研究。

2 錨段關節(jié)布置研究

2.1 關節(jié)立面布置

關節(jié)處接觸力變化如圖1所示。當第1懸吊點不抬高（安裝高度按設計導高設置，各懸吊點等高，為傳統(tǒng)布置方式）或抬高量較小時，受電弓一般受到2次沖擊后才能與錨段二實現完全接觸，與錨段一脫離，接觸力波動較大，關節(jié)處接觸力的變化如圖1（a）所示。當第1懸吊點抬高量在適當范圍內時，受電弓可在關節(jié)內平穩(wěn)過渡，接觸力波動較小，關節(jié)處接觸力的變化如圖1（b）所示。當第1懸吊點的抬高量過大時，受電弓在錨段二的第2懸吊點附近與錨段二接觸并受到沖擊，接觸力波動較大。第1懸吊點抬高量變化時關節(jié)內受電弓與匯流排的接觸情況見圖2。

圖1 關節(jié)處的接觸力變化

圖2 抬高量變化時受電弓與匯流排的接觸區(qū)域

圖3所示為北京新機場線剛性懸掛在第1懸吊點不同抬高量時接觸力的變化情況?？梢钥闯觯Ц吡繛?，9，10 mm時出現離線，抬高量為1，2 mm時接觸力波動很大，抬高量為3～8 mm時接觸力波動較小。因此，第1懸吊點的抬高量設定為5 mm，考慮±2 mm的施工誤差，抬高量允許范圍為3～7 mm。

圖3 第1懸吊點不同抬高量時接觸力的變化

2.2 關節(jié)平面布置

基于自重撓度變形的均勻性、相鄰錨段對應跨距內變形的一致性、邊跨與中間跨靜態(tài)彈性的一致性、增減錨段關節(jié)長度等方面考慮，通過靜力計算方法擬定了多種錨段關節(jié)平面布置型式，其中7種型式的相關參數見表1（表內示意圖中實線代表錨段一，虛線代表錨段二，數值單位為m）。

表1 7種錨段關節(jié)布置型式

在第1懸吊點無抬高的情況下，通過對上述7種布置型式進行動態(tài)仿真分析，發(fā)現關節(jié)處的接觸力波動均較大甚至出現離線，受流質量較差。當第1懸吊點適當抬高時，受流質量均有所提高。表2列出了第1懸吊點抬高量為5 mm時，第1，2，4號3種布置型式的弓網接觸力仿真結果。由表2數據可知，3種布置型式接觸力的平均值、標準偏差、最小值差別很小，接觸力最大值相差約8%，受流質量均較好。

對錨段關節(jié)平面布置的研究表明，跨距大小、靜態(tài)變形的一致性、靜態(tài)彈性的均勻性對關節(jié)處的受流質量影響相對較小，再次驗證了第1懸吊點抬高量為影響關節(jié)處受流質量的關鍵因素。

表2 第1懸吊點抬高量為5 mm時弓網接觸力 N

2.3 錨段關節(jié)最優(yōu)布置

通過對錨段關節(jié)立面布置和平面布置的研究，驗證了第1懸吊點抬高量為影響關節(jié)處受流質量的關鍵因素。第1懸吊點抬高量的最優(yōu)取值范圍與懸臂跨的長度、翹起抬高段的長度、第1～3跨的跨距布置、錨段長度、行車速度、受電弓靜態(tài)抬升力等參數有關，工程設計時應結合具體工程情況通過仿真計算確定。

另外，錨段關節(jié)的平面布置應便于正常的施工安裝調整。根據實際工程經驗，當第1跨的跨距較小時（如目前大部分工程采用2.0 m），若僅抬高第1懸吊點，施工調整困難。此時可將第1懸吊點和第2懸吊點按比例同時抬高，并適當增加錨段關節(jié)長度，這樣既能保證平穩(wěn)受流，又便于施工調整，如圖5所示。當第1跨的跨距較大時，僅將第1懸吊點抬高即可。

圖5 第1和第2懸吊點抬高時關節(jié)布置

3 基于隧道管片寬度的剛性接觸網跨距布置

目前，許多隧道的襯砌是由一定寬度的管片組合而成，管片內預留槽道。剛性懸掛的跨距布置須根據管片寬度（或預埋槽道的間距）進行調整。隧道管片的常用寬度為1.2 m和1.5 m（相應的槽道間距分別為1.2 m和1.5 m）。

管片寬度為1.2 m時，剛性懸掛的標準跨距可為7.2 m（6×1.2 m），8.4 m（7×1.2 m），9.6 m（8×1.2 m）、10.8 m（9×1.2 m），12.0 m（10×1.2 m）；懸臂長度為1.8 m和1.5 m時，關節(jié)長度分別為7.2 m和6.6 m。

管片寬度為1.5 m時，剛性懸掛的標準跨距可為7.5 m（5×1.5 m），9.0 m（6×1.5 m），10.5 m（7×1.5 m），12.0 m（8×1.5 m）；懸臂長度為1.8 m和1.5 m時，關節(jié)長度分別為8.1 m和7.5 m。

根據仿真計算，列車運行速度不超過160 km/h條件下，隧道管片寬度為1.2 m時，推薦采用的標準跨距為8.4 m和9.6 m，關節(jié)長度為7.2 m（或6.6 m）；隧道管片寬度為1.5 m時，推薦采用的標準跨距為9.0 m和10.5 m，關節(jié)長度為8.1 m（或7.5 m）?？缇嘟M合見表3。

表3 基于隧道管片寬度的剛性接觸網跨距布置 m

4 快速剛性接觸網系統(tǒng)

4.1 布置方案

采用電氣化鐵路常用型號的受電弓與不同跨距的剛性接觸網組合成弓網耦合系統(tǒng)，通過大量的仿真計算，確定了4個速度等級的快速剛性接觸網系統(tǒng)跨距布置方案，參見表4。表中括號內布置方案僅需第1懸吊點抬高，括號外布置方案宜將第1懸吊點和第2懸吊點同時抬高。

表4 快速剛性接觸網系統(tǒng)跨距布置

以下為各標準系統(tǒng)的主要參數說明。

（1）ORCR-100標準系統(tǒng)。該標準系統(tǒng)目標速度為100 km/h；標準跨距12 m；標準錨段長度503 m；關節(jié)長度9.0 m；終端懸臂長度1.5 m，翹起段長度1.0 m；匯流排端部翹起70 mm；第1懸吊點抬高量4～10 mm，第2懸吊點抬高量3～7.5 mm。

（2）ORCR-160標準系統(tǒng)。該標準系統(tǒng)目標速度為160 km/h；標準跨距10 m；標準錨段長度506 m；關節(jié)長度9.0 m；終端懸臂長度1.5 m，翹起段長度1.0 m；匯流排端部翹起70 mm；第1懸吊點抬高量4～10 mm，第2懸吊點抬高量3～7.5 mm。

（3）ORCR-200標準系統(tǒng)。該標準系統(tǒng)目標速度為200 km/h；標準跨距8 m；標準錨段長度505 m；關節(jié)長度9.0 m（6.5 m）；終端懸臂長度1.5 m，翹起段長度1.0 m；匯流排端部翹起70 mm；關節(jié)長度9.0 m時，第1懸吊點抬高量4～10 mm，第2懸吊點抬高量3～7.5 mm；關節(jié)長度6.5 m時，第1懸吊點抬高量3～12 mm。

（4）ORCR-250標準系統(tǒng)。該標準系統(tǒng)目標速度為250 km/h；標準跨距6～8 m；標準跨距為8，7.5，7，6 m時，標準錨段長度分別為505，499，495，499 m；關節(jié)長度9.0 m（6.5 m）；終端懸臂長度1.5 m，翹起段長度1.0 m；匯流排端部翹起70 mm；關節(jié)長度9.0 m時，第1懸吊點抬高量4～10 mm，第2懸吊點抬高量3～7.5 mm；關節(jié)長度6.5 m時，第1懸吊點抬高量3～12 mm。從經濟角度考慮，ORCR-250系統(tǒng)的標準跨距推薦采用8 m。

4.2 彈性組件與懸吊結構型式

需要特別說明的是，速度在200 km/h及以下時，不需要采用彈性線夾，且懸吊結構型式對受流質量影響不大；速度超過200 km/h后，弓網系統(tǒng)的振幅較大，受電弓受到的沖擊效應加劇，須對懸吊點的彈性進行優(yōu)化，宜采用彈性線夾。彈性線夾的剛度取值范圍為70～10 000 kN/m，可用線剛度模擬[3]；懸吊結構型式宜采用水平懸吊結構。部分仿真結果對比見表5。

表5 懸吊結構型式與線夾彈性對接觸力的影響

對于ORCR-250標準系統(tǒng)，并不是所有型號受電弓均滿足要求，須通過仿真分析選擇匹配的受電弓型號，并采用具有合適剛度的專用彈性組件（彈性線夾、彈性支座）或特殊型式的懸吊結構。

各標準系統(tǒng)中，懸臂長度、各跨的跨距、錨段長度、懸吊點抬高量可以根據現場實際安裝條件和產品類型（如匯流排與匯流排終端的長度及斷面尺寸、懸吊結構型式等）進行適當調整。當第1跨的跨距較小，第1懸吊點抬高量不易調整時，可通過加大第1跨的跨距或設置第2懸吊點的抬高量來實現調整。

經初步分析，在采用特定型號的受電弓及合適剛度的彈性線夾，標準跨距為6 m時，剛性接觸網系統(tǒng)的運行速度可以達到300 km/h，但經濟性相對較差，有待進一步深化研究。

隨著速度的提高，對匯流排安裝高度的要求也相應提高。應研究定位點處幾何誤差對弓網動力特性的影響，據此確定適當的相關施工安裝和驗收標準[4]。

5 結語

本文通過對錨段關節(jié)布置的研究，得出以下主要結論：

（1）錨段關節(jié)的布置尤其是立面布置對剛性接觸網至關重要，第1懸吊點抬高量是影響受流質量的最關鍵因素。

（2）剛性接觸網的跨距布置可基于隧道管片的寬度（或預埋槽道間距）確定。

（3）基于當前的技術水平，在考慮經濟性的前提下，剛性接觸網系統(tǒng)的運行速度可以達到250 km/h。

（4）本文關于剛性接觸網錨段關節(jié)的研究結論及快速剛性接觸網系統(tǒng)的研究，對開發(fā)速度120 km/h以上快速接觸軌（三軌、四軌）系統(tǒng)具有重要的借鑒意義。

錨段關節(jié)布置問題解決后，剛柔過渡處成為影響受流質量的關鍵部位，需要深化研究，與剛性接觸網系統(tǒng)配套的弓網受流評價標準和驗收標準也需要深入研究制定[5]。