高温弓网表面热流源计算评估方法

高温弓网表面热流源计算评估方法

随着电气化铁路接触线载流量和机车流量的增加，大面积的高压对弓网的高温热侵蚀问题越来越明显。为了获得良好的动态受流质量,受电弓与接触线之间的接触力应保持在一个合理的波动范围内。对弓网耦合系统而言,接触力的变化幅度越小,弓网动态性能越好。当弓网间接触力过大时,导致弓网间磨耗增大,严重时影响弓线寿命,并伴随机械摩擦和电气焦耳效应带来的热侵蚀。此外,弓网电弧热侵蚀也是一个电场、磁场、气流场及热场等多场相互耦合变化的复杂随机过程,当弓网之间接触力过小时,极易造成弓网离线,并伴随离线电弧的产生,灼伤弓网接触表面。受电弓和接触线之间的接触是一个机电接触。以往研究主要针对弓网接触热流的波动变化采用实验测试和有限元仿真方法进行稳态和暂态弓网热传导分析,很少从热流源方面进行深入的理论计算和研究。因此,本文通过对京津城际铁路客运专线建模分析,构建详细的弓网热流源分析的流程图,以京津城际客运铁路为例,对计及机械和电气特性的弓网表面热流进行深入计算和分析,以得出不同弓网参数和环境变化对接触线和受电弓表面热流的影响规律。1弓网表面热流的基本特性受电弓滑板载流滑动摩擦过程是包含电气、机械、化学和物理等多学科的复杂过程,其滑动受流情况下的弓线接触情况见图1。从机械特性来说,弓线接触属于滑动线接触,其滑板和接触线的接触表面粗糙不平,伴随有滑动摩擦热。从电气特性来说,弓网电接触通过滑动点的收缩电阻和膜电阻进行电流和热流传导,受流伴随有焦耳热。在高速滑动和强电流的综合作用下,弓网表面的热流来源于3部分:滑动摩擦产生的表面温升,接触电阻焦耳热产生的表面温升,弓网电弧产生的表面温升。具体的热流分析计算流程见图2。本文结合滑动受流时弓线接触的机械特性和电气特性,以京津城际铁路为对象,对弓线的表面热流进行深入分析。依据图2的分析流程,在弓网接触压力、风速、行车速度、电流等各种条件下对比分析和计算弓网表面热流。2弓网耦合系统有限元模型摩擦热是由于受电弓弓头和接触线的机械摩擦效应消耗的功率。滑动摩擦接触过程中,对于受电弓或接触线,在单位时间内单位接触面积所消耗的功,即其功率q1为式中:Q1为摩擦效应消耗的功率;μ为滑板和接触线的滑动摩擦系数;A为弓网名义接触面积,即接触面的矩形面积;F为弓网平均接触压力;v为受电弓的滑动速度,即机车运行速度。可见,在进行摩擦热的热流源分析中,关键为F的计算。针对弓网接触压力,目前国内外主要采用以下3种方法进行研究:数学微分方程,有限元分析和现场测试。为了考虑在不同车速、风速以及不同环境影响的摩擦热分析和对比计算,运用京津城际铁路的实际参数,基于有限元分析软件MSC-Marc建立弓网耦合系统有限元模型,求解弓网接触压力F。表1为京津城际铁路主要的弓网设计参数。京津城际铁路接触网为简单链型悬挂形式。在建模过程中,对接触网采用欧拉-伯努利梁模型进行模拟,建立10跨11支柱的接触网有限元模型。将接触网的正反定位器和支撑杆简化为梁单元,并通过铰链与腕臂链接,并考虑接触线拉出值为0.3m,其中接触网跨距为48m,总长度为480m。简化后的受电弓模型主要包括3部分:下框架和推杆,上框架,弓头及滑板。各部分通过非线性弹簧连接。受电弓采用SS400+型受电弓的具体参数,建立三元受电弓模型。最后,建立弓网耦合有限元模型,对列车速度分别为35、130和300km/h时的弓网接触压力进行仿真。仿真中,设受电弓静态抬升力为70N。考虑空气动力对受电弓的抬升作用,依据弓网互联互通的要求,其接触压力F为车速v的函数接触网和受电弓两个模型之间接触耦合为整体模型,接触线和受电弓滑板分别是弹性接触体和刚性接触体,边界条件选择为梁-梁接触,所建立的弓网耦合有限元模型见图3。为了评估风速对弓网表面摩擦热流的影响,风场采用文献的谐波合成法进行有限元计算。选用沿高度不变的Davenport谱准确模拟适合接触网结构的随机风场,对接触线和承力索同时施加脉动风,分别模拟沿跨距方向间距为24m的水平和竖向脉动风时程,利用非线性有限元方法求解得到不同脉动风速下弓网间的接触压力。在施加风载荷时,设接触网第一跨起点为第一点,沿跨距方向每隔24m为下一个点,不同车速和风速下机车运行6跨的弓网接触压力的时程曲线见图4。统计风速分别为0和10m/s时不同车速条件下的弓网接触压力,见表2。通过有限元仿真获得京津城际客运铁路弓网接触压力F,即可依据式(1)计算得到不同条件下由于受电弓滑板和接触线机械摩擦消耗的摩擦热流q1。3基于大量实验的受电弓-等效电路模型弓网接触是两个粗糙面的滑动线接触,有弹性接触、塑性接触和随机的磨损摩擦。在高速滑动受流条件下,其弓网接触电阻包括导电斑点附近发生的收缩电阻和接触线上的膜电阻。焦耳热是由于载流条件下滑板材料与接触导线之间接触电阻产生的表面热功率。弓网滑动受流过程中,弓网接触单位面积的焦耳功率q2为式中:Q2为单位时间内焦耳效应消耗的功;R为弓网接触电阻;I为电流大小;ρ为滑板和接触导线的电阻率;l为接触长度,即滑板宽度;Ar为弓网实际接触面积,源于基于统计学的G-W接触模型及大量弓网摩擦实验而得到的实际弓网接触面积模型。根据文献提出的基于大量实验的受电弓滑板与接触网导线接触电阻R的最新计算模型,建立接触电阻R的计算模型为式中:φ为电流影响函数;n为滑动弓网电接触的导电斑点个数,n一般随车速增加而减小,取值范围为15~20,本文中,对应35、130、300km/h的3种车速,n依次取值为20、17、15;ρ为电阻率;H为材料硬度;λ为热导率;α为比电阻温度系数;ζ为滑动速度影响下的经验系数;ξ为膜电阻在电流下的修正系数;σ为导电膜的隧道电阻率,计算参数的取值见表3。式(4)中接触电阻R用于分析弓网各单位接触面积在不同车速和接触压力等条件下的焦耳功率q2。为了获得式(4)的电流影响函数φ,需首先获得机车处于不同位置时受电弓所取电流I的值。本文在Simulink仿真平台下建立了京津城际铁路牵引供电-机车牵引系统的仿真模型。该铁路供电系统的复线AT牵引网供电电压为55kV,全线设牵引变电所2个,AT所7个,供电臂的左、右臂牵引网的参数基本一致。图5仿真了电流从牵引变电所ASS1的供电右臂流经间距为10km的开闭所ATS1、ATS2、ATS3以及动车CRH2-300的供电系统电路。本文对上下行铁路的接触网、上下行铁路负馈线、钢轨的自感和互感进行整合,运用五导体线路模型搭建复线AT牵引网的T型等效电路模型;采用京津线运行的三电平交-直-交牵引传动的CRH2-300型动车作为机车仿真模型。根据图5的仿真模型,处于不同位置的机车受电弓取流分布如图6所示。这与文献中理论计算的结果接近,符合实际情况。求得机车在距牵引变电所0、10、20、30km处其受电弓所取电流分别为365、382、409、473A。有了机车受电弓滑板电流I和表3中的其他参数,即可获得不同车速、风速等条件下的接触电阻R,进而根据式(3)得到不同条件下弓线电气接触所消耗的焦耳热流q2。4弓网电弧的热功率特性弓网电弧热是由于受电弓发生离线拉出电弧而产生的热流。若把电弧看作特殊的非线性二端电气元件,则焦耳热和电弧热本质上都属于电气焦耳效应消耗的功率。弓网电弧主要由阴极、阳极和弧柱3个区域组成,其能量过程和分布各有特点,则电弧产生在弓网接触单元消耗的表面热流功率q3为式中:QA为总功率;Qa为耗散功率;Qb为电弧弧柱热量;ψ为热流分布系数,对于阳极和阴极,分别取为0.0075和0.0255。鉴于本文基于京津城际铁路的实际弓网参数进行热流计算,因此电弧热流计算的参数设置同样来自该铁路牵引网和CRH2-300机车。根据式(5)计算每个弓网接触单元单位时间内消耗的电弧热流。由于实际弓网交流电弧的电压和电流波形受到机车负载等影响很大,因此计算电压、电流显然没有意义。电弧热功率q3主要是计算分析弓网电弧阴极和阳极的热功率。文献通过大量实验,提出弓网滑动受流产生电弧的3种基本弓网电弧形态见图7。图7(a)中,模态a的电弧弧根沿接触线持续滑动,一般在弓线接触良好及车速不太高的条件下发生这种模态;图7(b)中,模态b的弧根在接触线上连续跳跃,在电流过零点时产生瞬时过电压,整个弓网电弧较长,这种电弧一般发生在受电弓受流大、列车速度为常速的运行条件下;图7(c)中,模态c的电弧较长,电弧弧根沿接触线跳跃,这种电弧易在列车高速运行时发生,弓网电流通常较大,电弧电流在过零点时有明显的零漂移现象。为获得这3种模态以对比、分析弓网表面电弧热流,对图5的复线牵引供电系统模型进行等效的单线简化,见图8。采用Mayr大电流电弧模型,设电弧发生在距离变电所10km处的接触网。仿真参数:牵引网供电电压为27.5kV;牵引变压器阻抗参数等效为其值为0.2497Ω的电阻,等效电感为12.6mH;接触网T型等值电路的等效电阻为3.92Ω,等效电感为31.6mH,对地电容为0.05pF;车顶高压引线对地电容为200pF;受电弓两滑板对地电容为36.1pF;受电弓阻抗为0.5728Ω;负载取CRH2-300型动车模型参数。图8中,Mayr电弧模型实质是一个描述电弧电导变化的函数:式中:g为单位长度电弧的电导;Q0为单位长度电弧输入的功率;W和Qa为Mayr方程中所定义的电弧时间常数和耗散功率。设W=0.0003s,车速为35、130、300km/h时的电弧耗散功率Qa的取值分别为8、80、800kW,以此验证3种基本弓网电弧模态是否与文献的实验结果吻合。图9(a)~图9(c)的仿真结果完全验证了文献实验中发现中发现的3种电弧模态。模态a对应车速为35km/h时的电弧模态,模态b所对应的车速为130km/h时,模态c所对应的车速为300km/h。以图9(c)中模态c电压的前两个变化周期为例,在整数倍周期内滑板和接触线作为阴极和阳极交替变化,A1、A2点为滑板处电弧的重燃点,B1、B2点为接触线上电弧的重燃点,不考虑滑板和接触线重燃点处的幅值差别,则相同的弓网电弧模态对接触线和滑板在整数倍周期内单位接触面积的平均热流功率q3近似相等。5不同车速和行车速度下的热流功率在高速滑动和强电流综合作用下,弓网热流受到弓网接触压力波动、车速变化、受流变化和弓网不平顺等多因素影响。通过仿真机车距离牵引所10、20、30km处的弓网受流情况、弓网电弧模态和对受电弓滑过6跨接触网的有限元弓网接触压力数据的计算分析,对平均表面热流作出评估。仅考虑摩擦效应产生的表面热流q1时,不同条件下的滑板和接触线分析结果见图10。根据图10可看出:(1)无论受电弓滑板还是接触线,不同大小的风速主要影响弓线波动和弓网受流稳定性,而对摩擦热流q1的影响很小,而动态接触压力F和不同行车速度v对摩擦热流q1的影响很大。(2)在其他相同条件下,从图10的纵坐标热流幅度看,单位面积接触线的摩擦热流比单位面积滑板的摩擦热流大,随着行车速度v加大,这种影响更大。(3)滑板和接触线的摩擦热流随着车速增加而快速增加。在弓线高速受流情况下,摩擦热流和焦耳热流同时存在。京津城际铁路弓网焦耳热流对比见图11和表4。根据表4和图11的焦耳热流对比可看出:(1)焦耳热流q2和机械摩擦热流q1相似,风速对电气特性的焦耳热流q2的影响很小。(2)所有相同条件下,单位面积滑板的焦耳热流远大于单位面积接触线的焦耳热流。(3)机车取流相同条件下,随着车速增加,滑板焦耳热流变化不大,接触线焦耳热流特别在高速条件下有显著降低。(4)相同车速和风速条件下,随着受电弓滑板取流加大,滑板和接触线焦耳热流显著增加。考虑电弧热流q3时,由于弓网电弧在弓网离线情况下产生,因此弓网电弧是独立产生的热流。对应3种车速条件下的3种电弧模态,依据式(5),当滑板作为电弧阴极时在整数倍周期内单位接触单元单位时间内的平均热流功率q3的不同电弧模态热流分析见图12,接触线作为阴极时的规律和图12一致。可见,高速运行下模态c的单位接触面积的平均热流功率远大于低速运行下的模态a的热流功率。弓网电弧热流会受到气流、机车负载、线路不平顺、弓线阴阳两极转化等多因素影响,能量分布并不平均,但作为弓网电弧单位平均热流分析计算和评估有其必要性。6弓网表面热流源理论分析电气化铁路在高速受