基于DSA380型受电弓的高速铁路弓网接触力问题浅析

基于DSA380型受电弓的高速铁路弓网接触力问题浅析

杨京军

中国铁路上海局集团有限公司  200040

摘要：本文主要阐述了DSA380型受电弓在设计速度为350km/h的山区高铁动态检测情况，分析弓网接触力问题，排查论证接触力异常的原因，并将该弓型主动控制和导流翼板控制进行调整校正以解决接触力问题并提出管控接触力的相关建议。

关键词：高速铁路 弓网接触力 导流翼板

高速铁路受电弓是通过弓头碳滑板与接触网接触完成高压受流，弓网间的可靠接触是保证动车组受流的基本条件。控制接触力是弓网受流质量和弓网动态评价的关键要素，它影响弓网燃弧、接触网动态高度、接触线动态平顺性指标，接触力匹配不佳可能引起脱弓或侵限打弓等问题。

目前，我国运营动车组和高速综合检测列车配备的受电弓有CED420型、DSA380型、TSG19A型、CX-PG型等诸多型号。笔者通过分析DSA380型受电弓在设计速度为350km/h的山区A高铁的动态检测情况剖析弓网接触力问题并提出建议。

一、接触网和受电弓简介

图1 受电弓和阀板结构      图2 原速度与阀板气压调整关系

DSA380型受电弓抬升力控制为“主动＋被动”的复合型控制策略，受电弓总的抬升力F0是气囊静态抬升力 F1、阀板控制力Fk和受电弓头的气动抬升力F3(v)组成的合力。受电弓阀板控制盒会根据车速输出比例阀控制信号，也会收到反馈信号，从而调整动态抬升力Fk。运行速度在200km/h以下时阀板输出静态压力；200km/h以上时，阀板输出气压依据速度动态调节主动控制气压从而输出Fk。

A高铁设计速度350km/h，接触网为全补偿弹性链型悬挂，承导线索组合JTMH120+CTMH150，张力组合为21kN+30kN。平面布置、结构形式等均为350km/h高铁常用参数。通过横向对比毗邻的另一条B高铁接触网设计标准、安装型式和张力匹配基本一致，同时，气温、气压和隧道长等环境也相仿。

弓网接触力检测判定在速度300-350km/h接触力Fmax ≥350N为一级超限，300N≤Fmax＜350N为二级超限，表示接触力过大。

二、检测发现问题概况

综合检测列车CRH380AJ-0203（以下简称0203检测车）在山区A高铁逐级提速测试。弓网平均接触力随速度增加上升趋势迅猛，340km/h及以上速度级检测发现接触力、接触线高度大量一级超限。4车、5车弓开口运行弓网性能优于闭口运行，隧道内接触力大于隧道外。350km/h速度级，4车弓闭口最大接触力550N，全线最大接触力一级超限59处；5车弓闭口最大接触力525N，一级超限44处。主要集中在隧道内锚段关节、隧道口等特殊位置。二级超限600余处全线分布。CDI评分满分。

图3 0203检测车4车、5车弓开闭口弓网接触力数据对比

最大超限位置集中于隧道区段。弓网接触力在隧道口出现突变增加，突变最为明显的隧道为2km以上隧道。如兴岭隧道受电弓闭口方向运行波形图5。进入隧道后弓网接触力明显增大，动态接触线高度随之抬升。350km/h速度级隧道内平均接触力相较隧道外增加约54N，最大接触力相较隧道外增加约51N。

图4 A高铁350km/h速度级接触力分布曲线        图5 兴岭隧道动态检测波形图

发生上述问题后，分析并假设可能存在的原因：一是接触网张力、弹性和弹性不均匀度有问题；二是本线气压、隧道结构等环境存在特殊性，隧道内外存在差异；三是受电弓基础升力大，主动控制、被动控制匹配不良，弓体结构发生了变形导致升力过大；四是检测装置不准确；五是综合因素。以下通过对比分析、结果验证、排除变量等方式排查论证，得出原因和改进方法。

三、问题分析与排查论证

1.更换同车型的不同检测车验证。更换0201检测车和0203检测车对比分析。0201检测车在A高铁4车、5车弓闭口方向接触力也出现过快攀升趋势，开、闭口接触力特性差异较大，接触力超限多数据变化的趋势图6所示。

图6 0201检测车弓接触力对比与0201、0203车开、闭口接触力对比

对比0203检测车在B高铁以往检测数据发现4车、5车弓开口接触力略大于闭口，上升趋势较为收敛，且开闭口两种工况接触力差异不大，属于正常状态。因此，更换检测车验证未能排除受电弓和接触网无问题。

2.排查接触网和检测系统。检查A高铁定位点及跨中弹性，对比B高铁弹性相同。接触线弹性理论计算值为0.2689mm/N；弹性不均匀度(emax-emin)/(emax+emin)·计算，与接触线弹性计算结果吻合，满足设计要求。复核接触网静态参数、坠砣重量、弹性吊索张力满足规范，且接触网CQI和CDI评分为满分。分析动态检测接触线抬升量与接触力与实测弹性值折算的接触线抬升量数据趋势线一致，数据分布范围相当。核查A铁路上行线K49+416处接触力433N超限处安装和参数均未见异常。

上述验证接触网设计、施工无异常，接触网不是影响检测结果的主要因素。通过综合检测车检测数据与现场抽查数据一致性对比，检测系统实际反映了弓网接触网力状态，验证检测系统本身也无异常。

图7 0203检测车在两高铁接触力对比    图8 0203检测车B高铁检测对比数据

3.同一受电弓在A、B高铁对比分析。0203车接触力往次在B高铁4车弓开口大于闭口，本次在A高铁4车弓开口小于闭口；A高铁大于B高铁。A高铁、B高铁4车弓开、闭口方向弓网接触力特性差异明显，如图7所示。

280km/h下对比本次0203检测车在B高铁开口方向检测数据与往次在B高铁开口方向检测数据，本次检测平均接触力大于往次，且在检测缺陷大值上本次检测多于往次。综上，初步判断0203受电弓在这两次检测间发生了变化。检查0203动车组受电弓及相关部件松脱异常，查询半年以内SJ压力检测系统未见异常，受电弓拉力检查上拉力为70N，静态抬升力 F1正常。

判断0203检测车受电弓存在主动控制和被动控制匹配不佳，往次到本次前后间受电弓可能发生了某些变化。进一步检查发现0203动车组04车弓弓头翼片角度分别为4.7°、5.2°，不符合10°±3°度标准要求。

四、解决问题的方法研究

导流翼板通过气动力作用调节弓网动态接触力从而提高受流质量。列车高速运行时，受电弓臂杆、碳滑板和导流翼板等受到的气动力合力可分为垂向分力和水平分力。垂向分力即抬升力对弓网动态接触力产生较大的直接作用。[1]

图9 弧形导流翼板气动力关于安装倾角的特性曲线[2]

设定目标抬升力曲线为F3(v)，则导流翼板需要补偿的抬升力大小为F4=F3(v)-F0-Fk。气动力F4= ·C·S·v2，为1.226kg/m3，翼片面积S≈0.1m2。通过空气动力学仿真得到升力系数C和角度的关系C= ，在调节导流翼板时，可根据实际开、闭口参考曲线确定导流翼板安装角度。[3]这也验证了隧道内和隧道外受气动效应空气密度变化了，使得受电弓在隧道内外产生了不同的升力。查阅英标《轨道交通受流系统受电弓与接触网相互作用准则》（BSEN50367-2020+A1-2022）被动控制受电弓接触力仿真曲线弓网接触力隧道内F内=0.00097v2+70，而隧道外F外=0.00097（1.26v）2+70，隧道内外存在差异常数K倍。这也就解释了隧道内外接触力差异的原因，但国内在接触力检测分析中暂未将隧道内外分开评定。

1.人工调整导流翼片角度至9.6°、9.1°后对4车弓的弓网受流性能进行验证，以300km/h运行时较调整前的接触力竟有增大趋势；闭口方向增大趋势更明显；隧道内外接触力差异进一步增大——也就是越调越差。简单调整导流翼板角度至规范值未能解决问题。因此，通过分析弧形导流翼板气动力与安装倾角的特性曲线，采用导流翼板角度不匹配会适得其反，且导流翼板与主动控制配合不好会使抬升合力F0紊乱。

2.调整控制策略。

受电弓头的整体抬升力F0是气囊静态抬升力F1、阀板控制Fk和受电弓头气动抬升力F(v)=(kv)2之和，这里为了方便研究，忽略受电弓其他结构的气动力，只保留翼板气动力F4，即F0= F1+Fk+F4（F为矢量）。通过改变导流翼板弧形半径、尺寸及安装角度可以精确调节F4，而将翼板变成直板可以提供近似的抬升力和下压力[2]，且更容易控制。同时，固定F1和F4值，通过控制阀板程序调整Fk来匹配F4 ，并拟合受电弓头的气动抬升力F(v)也可得到目标抬升力F3(v)。基于以上分析，得出更换导流翼板并调整受电弓主动控制策略方案。

图10 导流翼板有弧形改为平面图            表1 平导流翼板气动特性

（1）导流翼板更换。结合试验数据及两种导流翼板的仿真计算值，平面导流翼板代替弧面导流翼板以平衡开闭口运行的弓网接触力偏差。以350km/h和385km/h的运行速度对导流翼板气动特性进行仿真具体数据如表1。

图12  4车开、闭口优化后平均接触力拟合曲线及标准范围

（2）主动控制策略调整。根据目标值对主动控制策略修改使得受电弓开闭口弓网接触力符合需求。上线试验时依据实时测量的动态平均接触力对主动控制策略进行修正，使其能更好地符合目标值要求。平均接触力随速度变化的拟合曲线如图12、13所示，图中红色实线Fmean为实测数据平均接触力曲线，黄色实线Fm.max为规定的平均接触力上限，紫色虚线Fm.min为平均接触力下限。

受电弓动态性能优化前，闭口方向平均接触力拟合曲线偏离标准上限，350km/h速度级接触力均值超过标准上限约141N。开口方向平均接触力小于闭口方向，但仍超过标准上限。

图11 0201车4车弓主动控制阀板优化策略示意图

受电弓优化调整后，350km/h及以下速度级各工况接触力均值差值为0-20N，平均差异约为5%，最大差异约为12%。385km/h速度级各工况均值差值为1-30N，平均差异约为8%，最大差异约为15%。

优化调整后的受电弓性能显著提升，平均接触力满足标准要求，数据一致性满足检测需求，满足《电动车组整车试验规范》（Q/CR 954-2023

）要求。优化调整后的受电弓对A高铁检测结果无一级超限，问题得以解决。

图13 受电弓性能优化后各工况下主要速度级接触力均值对比

五、相关建议

通过本次弓网接触力问题分析论证和解决的过程可见，弓网问题要从接触网、受电弓、机车、环境等多方面系统性分析。提高弓网匹配性能提出以下建议。一是接触网方面。接触网张力设计应采用标准张力，锚段关节屋脊点应优化至20-25mm。接触悬挂不宜取消弹性吊索。考虑到CDI评分，正线区段不宜采用短锚段和硬锚设计，不宜分相等设备处所和较短锚段连续布置，避免一个评价单元前后产生多处导高过渡段。二是接触网动态评价体系宜区分隧道内和隧道外。经受电弓开闭口检测重复超限研判为缺陷。三是应逐步统一动车组受电弓型号，采用结构安全可靠、稳定性强的弓型。受电弓状态和各部参数周期性校核。检测用受电弓应有计量属性，有保证量值统一、准确的措施及检测数据公正可靠的管理制度。检测车巡检前车顶结构和受电弓应经过风洞试验或运行试验校准。如采用不同特性受电弓检测，应按照仿真和检测经验设校正常数，将不同弓型检测偏差修正到统一的标准上。

[1]张冰，刘会平，韩通新 《气动力作用对弓网受流影响的研究分析》 铁道机车车辆

[2]何舢，王俊勇 《高速受电弓导流翼板选型研究及倾角调节分析》 西南交通大学

[3]钟源，韩锋 等《通过改变翼片角度调控弓网接触力的受电弓主动控制装置》 西南交通大学