高速鐵路接觸網(wǎng)吊弦斷裂電氣因素研究

（石家莊鐵道大學 機械工程學院，河北 石家莊 050043）

接觸網(wǎng)是高速鐵路供電系統(tǒng)的重要組成部分，列車運行時弓-網(wǎng)系統(tǒng)具有滑動電接觸的特性。為實現(xiàn)列車高速運行，必須使受電弓在沿接觸線高速滑行的過程中達到穩(wěn)定的受流狀態(tài)，二者之間相互作用的行為特性受到機車運行速度、弓網(wǎng)電流、弓網(wǎng)接觸力等多個參數(shù)的影響[1-3]。吊弦是接觸網(wǎng)中連接接觸線與承力索的部件，除起到緩解弓網(wǎng)間運動沖擊作用外，還承擔著受電弓取流過程中接觸網(wǎng)電流再分配的任務。一旦吊弦斷裂，將直接導致接觸線局部幾何參數(shù)發(fā)生變化，破壞受電弓取流質量，從而影響列車的安全運行。文獻[4]指出，武廣、京廣、京滬等高鐵接觸網(wǎng)在運行中均有吊弦斷裂現(xiàn)象發(fā)生。因此，研究吊弦斷裂的原因，對改進吊弦的性能、提高吊弦的可靠性、保障高速鐵路的正常運營具有重要意義。

國內(nèi)外學者對吊弦斷裂的原因進行多方面的分析研究。Metrikine等[5]采用有限元法建立了弓-網(wǎng)系統(tǒng)數(shù)學模型，以移動點載荷形式作為受電弓抬升量輸入，對接觸網(wǎng)波動特性進行仿真計算，研究發(fā)現(xiàn)列車運行速度越高，接觸網(wǎng)波動越劇烈，吊弦的拉伸壓縮越頻繁；Cho[6]建立了高速列車吊弦疲勞預測模型，研究發(fā)現(xiàn)接觸線預弛度越大，列車運行速度越快，吊弦壽命越短；陳立明[7]利用有限元法，對列車運行時吊弦所受動態(tài)力變化特性進行研究，發(fā)現(xiàn)吊弦所受動態(tài)力波動較大，約為靜態(tài)力的6倍；戚廣楓等[8]利用雨流計數(shù)法對吊弦的應力時程進行統(tǒng)計分析，結果表明同一車速下跨中位置吊弦更易發(fā)生疲勞斷裂；王偉[9]對吊弦的疲勞特性展開研究，得到列車運行速度越高，接觸線張力越小，吊弦力越大，吊弦疲勞壽命越短的結論。目前，對吊弦斷裂原因的研究主要集中在吊弦斷裂的力學因素方面。隨著高速列車牽引功率的大幅提升，導致接觸網(wǎng)電流負載成倍增加，電氣因素對接觸網(wǎng)零部件壽命的影響已經(jīng)不可忽視，但相關研究尚未見文獻報道。

本文通過建立接觸網(wǎng)電流分布模型，結合吊弦SEM 斷口形貌分析和金相組織對比觀察試驗等手段，系統(tǒng)研究吊弦斷裂發(fā)生過程中電氣因素的作用機理，并提出解決問題的建議。

1 基于Carson理論的接觸網(wǎng)電流分布模型

Carson理論是基于電磁波原理，將線-地回路中的大地使用虛構導線代替，以求得線路整體等效阻抗的計算理論。Carson 等效截面模型如圖1所示。圖中：1為導線截面，與大地平行且無限長；2為大地，表面平坦，尺寸大且電導率分布均勻；3為大地的等效虛構導線截面；H為導線與大地的距離；dg為導線與大地等效虛構導線的軸線間距離，一般取930 m。

圖1 Carson等效截面模型

在鐵路牽引供電系統(tǒng)中，受電弓從接觸網(wǎng)上取下電流輸送給電力機車[10]，列車車體和鋼軌作為良性導體將電流導入大地，進而將電流送回變電所構成回路。根據(jù)Carson理論，單位大地等效電阻rd為

式中：f為電流的頻率。

接觸線-大地回路的單位自阻抗Zj為

式中：rj為接觸線的單位有效電阻；Rj為接觸線的等效半徑；j為虛數(shù)單位。

承力索-大地回路單位自阻抗Zc可同理得到。

接觸線-大地回路與承力索-大地回路的單位互阻抗Zcj為

式中：djc為接觸線與承力索間的平均距離。

以國內(nèi)某客運專線接觸網(wǎng)為對象開展研究，其供電方式采用AT 方式、單相工頻25 kV 交流制式，懸掛類型為全補償簡單鏈型懸掛，其結構如圖2所示。圖2中，承力索、接觸線和吊弦的導線型號分別為JTMH-120，CTMH-120 和JTMH-10，跨內(nèi)有5根吊弦，等間距排布，跨距為60 m，結構高度為1.2 m，承力索弛度為0.6 m。

圖2 全補償簡單鏈型懸掛接觸網(wǎng)結構

全補償簡單鏈型懸掛接觸網(wǎng)橫向斷面如圖3所示。

圖3 全補償簡單鏈型懸掛接觸網(wǎng)橫向斷面

由于重力的作用，承力索呈拋物線形狀，承力索與跨端2個定位支撐點連接線之間距離的平均值等于其弛度dc的2/3，故接觸線與承力索平均距離djc為

式中：h為結構高度；dc為承力索弛度。

根據(jù)全補償簡單鏈型懸掛接觸網(wǎng)結構特性可知，接觸網(wǎng)電流分布模型是由接觸線-大地回路、承力索-大地回路及吊弦共同構成的平行耦合電路，如圖4所示。圖中：Zd為吊弦自阻抗。

圖4 接觸網(wǎng)電流分布模型

2 接觸網(wǎng)電流分布仿真

2.1 仿真參數(shù)

根據(jù)文獻[11-12]得到承力索、接觸線和吊弦的相關物理參數(shù)見表1。

表1 接觸線、承力索和吊弦的物理參數(shù)

根據(jù)表1中的參數(shù)及式（1）—式（4），得到接觸網(wǎng)各導線阻抗見表2。

基于表2的接觸網(wǎng)各導線阻抗及結構參數(shù)，利用Simulink軟件中SimPowerSystems 模塊建立連續(xù)3跨接觸網(wǎng)電路仿真模型，建模時做如下簡化。

表2 接觸網(wǎng)各導線阻抗

（1）忽略吊弦與承力索、接觸線間的互阻抗及各吊弦間互阻抗，吊弦阻抗按電阻計算，計算阻抗時忽略接觸線夾、承力索線夾自身電阻；

（2）忽略其他導體對接觸網(wǎng)的電磁影響；

（3）忽略電流通過導線后的焦耳熱效應及環(huán)境帶來的線路溫升對接觸網(wǎng)整體阻抗的影響。

2.2 不同受流點位置時接觸網(wǎng)電流分布

假設列車從1號吊弦駛入，牽引變電所在列車前進方向較遠處，利用一端接地方式模擬牽引變電所，以受電弓取流位置作為瞬時移動的受流點，對受流點在接觸網(wǎng)跨中和端點位置2種情況進行仿真。

1）受流點位于跨中位置

圖5 受流點在跨中時接觸網(wǎng)電流分布

受流點位于跨中位置時，仿真得到接觸網(wǎng)各導線電流分布如圖5所示。圖中：1號和2號吊弦為第1跨的后2根吊弦，3號—7號吊弦為第2跨的5根吊弦，8號和9號吊弦為第3跨的前2根吊弦；紅點為受流點。

由圖5可以看出：當受流點位于跨中時，其正上方的5號吊弦分流比例最大，為35.66%，然后迅速向2側衰減，至1號、9號吊弦處衰減至0.1%以下；承力索和接觸線的電流分布以受流點為界，在列車前進方向一側參與分流程度大，其中承力索分流由42.49%向遠離受流點方向逐漸上升至49.33%后趨于穩(wěn)定，接觸線分流由57.51%向遠離受流點方向逐漸下降至50.67%后趨于穩(wěn)定；在列車前進反方向上二者參與分流程度小，均由6.84%向遠離受流點方向迅速衰減至0%。

2）受流點位于跨端位置

受流點位于跨端位置時仿真得到接觸網(wǎng)各導線電流分布如圖6所示。圖中：1號—5號吊弦為第1跨的5根吊弦，6號—8號吊弦為第2跨的前3根吊弦。

圖6 受流點在跨端時接觸網(wǎng)電流分布

由圖6可以看出：當受流點位于跨端時，受流點正上方處1號吊弦的分流比例最大，為41.39%，然后迅速衰減，在列車前進方向的5號吊弦位置處衰減至0.01%以下；承力索靠近受流點的區(qū)間分流為41.39%，向列車前進方向增長至49.33%后趨于穩(wěn)定；接觸線靠近受流點的區(qū)間分流為58.61%，向列車前進方向減小到50.67%后趨于穩(wěn)定。

以上2種情況下的仿真結果與文獻[13]的研究結論基本一致，誤差是由導線選材及設計參數(shù)不同所導致。對比2種情況下的仿真結果可以看出：受流點位置不同將會引起接觸網(wǎng)局部的電流分布變化，即以受流點為中點，前后各50 m范圍變化；在列車前進方向上，承力索與接觸線電流分配比例較為穩(wěn)定，而吊弦僅當受流點位于其正下方瞬間時才參與較大比例分流，具有脈沖屬性；當受流點位于跨端時，吊弦參與電流分配的比例較高，約為受流點位于跨中時的1.16倍。

2.3 不同饋線電流時接觸網(wǎng)電流分布

某供電段提供的4條饋線10 h 電流監(jiān)測數(shù)據(jù)如圖7所示。

圖7 饋線電流監(jiān)測數(shù)據(jù)

由圖7可以看出：現(xiàn)場4條饋線電流波動較大，但多數(shù)時間保持在450 A以下；瞬時大電流以點脈沖電流形式出現(xiàn)，峰值約為1 237 A。

接觸網(wǎng)載流量是指接觸網(wǎng)各導線電流均不超過其載流能力時所能承受的持續(xù)最大工作電流[14]。依據(jù)文獻[11-12]，得到接觸網(wǎng)載流量許用參數(shù)，見表3。

表3 接觸網(wǎng)載流量許用參數(shù)

根據(jù)木桶短板效應判斷，接觸網(wǎng)最易超過其載流能力的位置為各類型導線參與的最大分流比例處。依據(jù)2.2 小節(jié)分析結果，以450 和1 237 A 作為受流點電流，對受流點位于跨中和跨端位置2種情況下各導線最大分流比例處電流進行統(tǒng)計，結果見表4。

表4 各導線最大分流比例處電流 A

由表3 和表4可以看出：受流點電流為450 A時，承力索和接觸線電流均滿足95 和150℃持續(xù)載流量許用參數(shù)要求，為1 237 A時承力索和接觸線均出現(xiàn)短時過載現(xiàn)象，其中承力索最大瞬時電流達到95℃持續(xù)載流量的1.4倍，接觸線最大瞬時電流達到95℃持續(xù)載流量的1.67倍和150℃持續(xù)載流的1.2倍，但均符合這2類導線短路持續(xù)時間下的載流能力要求[15]；對于吊弦而言，2種受流點電流時的電流最小值僅為160.47 A，但也約為95℃持續(xù)載流量的2.0倍、150℃持續(xù)載流量的1.4倍，通過吊弦電流最大值為512.00 A，約為95℃持續(xù)載流量的6.4倍、150℃持續(xù)載流量的4.5倍。

結果表明，吊弦位于高速滑動的受電弓正上方的瞬間處于過載狀態(tài)，同時伴有短時超高過載情況的發(fā)生。為研究電氣因素與吊弦斷裂之間的關系，需要進行斷口形貌分析及金相組織對比觀察試驗。

3 試驗研究

3.1 吊弦斷口形貌觀測

3.1.1 宏觀形貌

斷裂吊弦的宏觀形貌如圖8所示。從圖8可以看出：吊弦表面在服役過程中受到氧化腐蝕作用呈現(xiàn)灰黑色，斷裂面附近呈現(xiàn)深褐色；斷口處肉眼觀看表面平坦，無明顯頸縮現(xiàn)象但斷口附近存在明顯彎折和開股情況，氧化腐蝕層脫落痕跡明顯。

圖8 宏觀形貌

3.1.2 斷口微觀形貌

在現(xiàn)場斷裂吊弦上距離斷口10 mm處進行裁剪取樣，以保證斷口形貌完整、不被破壞，使用日立HITACHI SU8010型冷場發(fā)射掃描電子顯微鏡，進行SEM 斷口形貌觀察和能譜成分分析，加速電壓為15.0 kV。斷口表面SEM形貌及能譜成分分析結果如圖9所示，斷口附近表面SEM形貌及能譜成分分析結果如圖10所示。

圖9 斷口表面SEM形貌及能譜成分

由圖9（a）和圖10（a）可以看出：斷口位置腐蝕嚴重，腐蝕層較厚，呈現(xiàn)多處不規(guī)則泥狀凸起；斷口附近表面腐蝕程度相對較輕，表面存在橫向開裂及凹痕。由圖9（b）和圖10（b）吊弦芯可以看出：斷口和斷口附近位置的腐蝕成分基本相同，除含有基體元素Cu 外，還含有較高含量的元素O和高腐蝕性元素S和Cl。

將斷裂的吊弦芯絲斷口使用超聲波清洗表面氧化層后，在掃描電鏡下低倍和高倍放大觀察斷口微觀形貌，結果分別如圖11和圖12所示。

由圖11可以看出：銅絲斷口大部分區(qū)域較平坦，無頸縮現(xiàn)象。

圖10 斷口附近表面SEM形貌及能譜成分

圖11 掃描電鏡下斷口形貌（100倍放大）

由圖12可以看出：在高倍放大的斷口形貌局部區(qū)域，可以觀察到韌窩斷口形態(tài)；斷口表面局部有不規(guī)則且分布不均勻的泥狀熔融物，熔融物表面存在細小的龜裂紋；融化區(qū)局部存在融化粘連情況，小顆粒狀的痕跡熔結成大量連續(xù)波浪形痕跡[16]。

由以上試驗結果可知：吊弦斷口呈現(xiàn)出明顯的過載引起的氧化腐蝕現(xiàn)象[17]及疲勞斷裂特征；吊弦表面存在氧化腐蝕現(xiàn)象，原因是大量自由電子涌入，促進了吊弦與含S 和Cl 等元素的腐蝕性介質環(huán)境發(fā)生氧化還原反應；高倍放大下的斷口可觀察到熔融物的存在，原因是吊弦產(chǎn)生微裂痕后，裂痕之間發(fā)生電容放電現(xiàn)象，產(chǎn)生的局部高溫引發(fā)融化粘連；當受電弓劃過時，引起吊弦的抬升、彎曲、振動，進而使其表面氧化層開裂。

圖12 掃描電鏡下斷口形貌（高倍放大）

綜上，電流過載引發(fā)的表面氧化腐蝕加速了疲勞微裂痕的形成，隨后微裂痕之間電容放電造成的融化黏結促使大熔塊開裂脫落，進一步引起載流截面變小而加劇過載情況，惡化了其他芯絲的受流，在反復的彎曲振動下接連發(fā)生斷裂，最終出現(xiàn)整根吊弦斷裂的情況。因此，電流過載是促使吊弦斷裂的重要原因之一。

此外，文獻[18]還指出，電流作用于金屬時，對其材料性能也會造成影響，主要因素有兩方面：一方面是焦耳熱效應影響材料的熱力學性能；另一方面是電流本身引起的材料應力下降和伸長率提高，也稱為純電致塑性效應。為清楚二者給吊弦斷裂帶來的影響，進一步進行試驗探究。

3.2 吊弦工作溫度測試

在鐵路現(xiàn)場利用FLIR 前視紅外線測溫裝置對列車經(jīng)過瞬間的吊弦溫度進行采集，結果如圖13所示。

觀察圖13測溫結果發(fā)現(xiàn)，當列車經(jīng)過時，吊弦溫度略高于環(huán)境溫度，這是由于電流對吊弦作用時間極短，溫升過程不充足，同時戶外空氣對流也會降低吊弦溫度。吊弦在此溫度下的焦耳熱效應不足以對其材料內(nèi)部組織及性能產(chǎn)生影響。

圖13 接觸網(wǎng)紅外線測溫結果

3.3 吊弦斷口金相組織

分別用全新吊弦和現(xiàn)場斷裂吊弦制作銅絲斷面，經(jīng)打磨、拋光、腐蝕液腐蝕5 s 后烘干，在金相顯微鏡下觀察對比材料微觀組織，全新吊弦與斷裂吊弦金相組織分別如圖14和圖15所示。

圖14 全新吊弦金相組織

圖15 斷裂吊弦金相組織

由圖14可以看出：經(jīng)過冷拔處理工藝制成的全新吊弦，顯微組織由單相α固溶體相組成，塑性變形導致銅的晶粒被拉長，原始的等軸晶粒被沿著變形方向拉長，呈纖維狀組織，具有明顯的方向性，且晶粒大小均勻、組織統(tǒng)一。

由圖15可以看出：斷裂吊弦的金相晶粒明顯增多，纖維化的組織減少，晶粒的方向性減弱，晶粒由最初的纖維狀破碎晶粒轉變成形狀不規(guī)則的多邊形晶粒，同時伴有較為規(guī)則的粗大等軸晶粒出現(xiàn)，即組織發(fā)生回復、再結晶及晶粒長大[19—20]。根據(jù)電致塑性效應機理可知，一瞬間的脈沖電流能夠加快晶體內(nèi)位錯墻的形成，提高材料的再結晶形核率，降低形核界面的能量差，促進位錯在晶界上的遷移[21]。已有試驗證明[22—23]，電流使得位錯與缺陷的結合能降低，也降低了含有缺焰晶格中的勢壘，因此晶粒位錯能和激活能降低，這樣就使得吊弦的溫度即使未達到銅鎂合金的再結晶溫度[24]，也會發(fā)生組織的回復、再結晶以及晶粒長大。這一過程會導致導線的變形抗力、強度和硬度顯著降低，斷后伸長率變大。

試驗結果表明：吊弦在工作過程中受到電流引發(fā)的電致塑性效應影響，其變形抗力降低，此時吊弦恰好處在受電弓抬升它的最高點，隨后接觸網(wǎng)動態(tài)力及重力迅速沖擊吊弦，長此以往將使吊弦產(chǎn)生塑性變形，長度參數(shù)發(fā)生改變，進而引起接觸網(wǎng)幾何參數(shù)的改變，惡化接觸網(wǎng)的波動特性，破壞吊弦的受力環(huán)境，加速吊弦斷裂事故的發(fā)生。

4 結 論

（1）接觸網(wǎng)電流分布仿真結果表明，吊弦在列車取流過程中僅在受流點位于其正下方時承擔較高比例的電流分配任務，隨后迅速衰減；流經(jīng)的電流具有脈沖特性，且數(shù)值上超出標準要求。

（2）電流過載加速了吊弦表面氧化腐蝕，從而促使吊弦疲勞微裂痕提前形成；微裂痕間電容放電引起的融結又繼續(xù)加劇電流過載情況，二者相互作用嚴重削減吊弦的疲勞壽命。

（3）實際工作中的吊弦受到焦耳熱效應的影響極小，其內(nèi)部金相組織發(fā)生再結晶現(xiàn)象是由電流作用下產(chǎn)生的電致塑性效應導致；電致塑性效應僅吊弦變形抗力降低，在受電弓的抬升和重力的往復作用下吊弦長度變化，從而造成接觸網(wǎng)幾何參數(shù)改變，影響弓-網(wǎng)波動特性，加速吊弦斷裂事故的發(fā)生。

（4）電流過載以及電致塑性效應是導致吊弦斷裂的重要影響因素。通過選用額定載流量大的線材制作吊弦，并在吊弦表面噴涂絕緣漆，可有效避免電氣因素導致吊弦斷裂事故的發(fā)生。