高国强, 李成坤, 魏文赋, 杨泽峰, 陈少昆,段绪伟, 朱约辉, 廖仕明, 陶桂东

(1.西南交通大学 电气工程学院, 四川 成都 611756;2.苏州东南佳新材料股份有限公司, 江苏 苏州 215000;3.中车青岛四方机车车辆股份有限公司, 山东 青岛 266000)

0 引 言

受电弓与接触网系统(简称弓网系统)作为列车能量供给的唯一途径,良好的弓网服役性能对于保证列车安全稳定运行具有十分重要的意义[1-2]。然而,由于车体振动、轨道不平顺、升降弓操作、接触线覆冰等因素而引发的弓网电弧会劣化弓网服役性能,威胁列车安全稳定运行[3]。一方面,降弓电弧频发使得列车车顶高压设备以及牵引传动系统频繁遭受过电压冲击,并且降弓电弧产生的电磁干扰会影响通信信号传输[4-5]。另一方面,弓网电弧是一种高温等离子体,能够在短时间内使受电弓滑板以及接触线熔化、气化、飞溅,烧蚀降弓接触面,影响弓网的接触性能,劣化弓网之间的电能传输质量[6-7]。根据降弓电弧在实际运行时的运动情况,降弓电弧分为运动电弧与静止电弧。运动电弧是电弧弧根一直在受电弓滑板与接触线表面运动,电弧烧蚀某一点的时间较短,能量注入少;而静止电弧是电弧弧根在受电弓滑板与接触线表面停滞,因此对于弓网系统具有较长时间的烧蚀。静止电弧对于接触线材料的烧蚀尤为明显,电弧烧蚀接触线造成接触线抗拉伸能力降低,严重时将导致接触线断线引发事故[8-12],接触线断裂图如图1所示。当列车驶入站内时,将会进行降弓操作,产生的降弓电弧属于静止电弧。因此,研究降弓过程弓网电弧的特性对于指导实际降弓操作,优化设计接触线,研制抗烧蚀、抗拉伸能力强的接触线具有指导意义。

目前,针对降弓电弧已经展开了部分相关研究。文献[13]研究了静态升/降弓时弓网电弧的稳态特性,研究了不同电流情况下的电弧温度、接触线温度以及受电弓滑板温度分布情况,发现受电弓滑板的磨损情况比接触线更严重。文献[14-15]研究了静态升/降弓弓网电弧特性,分析了不同弓网间隙、不同接触线廓形条件下的弓网电弧温度、受电弓滑板温度、接触线温度的分布情况。研究发现,弓网间隙越大受电弓滑板与接触线温度越高,弓网电弧温度变化不大。当接触线半径增加到8 mm时,接触线表面温度有一定程度的降低,继续增加接触线半径,接触线温度变化不大。

文献[3]研究了降弓过程弓网电弧的动态特性,分析了不同降弓速度、不同电流情况下的电弧温度特性、电弧电阻特性,并且发现了影响电弧温度分布的旋涡,但并未考虑电弧与受电弓滑板接触线之间的能量传递。实际降弓过程中,会先断开真空断路器(VCB),因此回路电流低于20 A。上述研究的电流均在50 A及以上,不能反映实际降弓过程电弧、接触线的特性。实际降弓过程处于开放的大气环境中,自然风对于弓网电弧的影响也是一个重要的因素。文献[16]基于链式电弧模型研究了风载荷作用下的高速动车组升降弓拉弧特性,分析了不同风速情况下的弓网电弧拉弧形态,但是该模型仅能反映电弧的形态与力学特性。

本文针对降弓过程电弧特性展开研究,考虑自然风因素的影响,运用Comsol Multiphysics多物理场仿真软件分析不同降弓速度以及不同自然风速作用下的降弓电弧特性。

1 模型描述

1.1 降弓电弧产生机理

当列车驶入站内时,受电弓滑板与接触线仍旧处于接触状态,列车通过弓网系统获取电能。然后,列车会断开车载VCB,以免VCB闭合时大电流降弓电弧烧蚀弓网材料造成接触线断裂等事故。车载VCB断开后,回路整体电流低于20 A。受电弓滑板与接触线最初接触,随着降弓装置的启动,受电弓滑板与接触线逐渐分离,其过程相当于开关由“闭合”到“打开”。当受电弓滑板与接触线开始分离时,弓网之间的接触面积逐渐减小,接触电阻相应增大,接触面的焦耳热温升急剧上升。在热发射和场致发射的联合作用下,弓网间隙被击穿形成降弓电弧。

电弧形成以后,电弧的电磁场、热场、气热场相互耦合,影响电弧的各项物性参数[17-19],降弓电弧多物理场耦合如图2所示。因此,基于磁流体动力学理论建立降弓电弧多物理场耦合分析模型,研究降弓过程的降弓电弧特性。

1.2 几何模型与材料

图3所示为本文采用的弓网系统的二维仿真几何模型。几何模型的接触线半径与真实的接触线半径一致为6.5 mm,弓网之间的初始间隙为4 mm。

仿真采用的接触线为铜锡合金接触导线,受电弓滑板为铜基粉末冶金滑板,受电弓滑板与接触线物性参数如表1所示。

表1 受电弓滑板与接触线物性参数

1.3 物理模型与控制方程

电弧等离子体的物性参数包括电导率、热导率、比热、密度、动力黏度等。电弧的物性参数是温度的函数,电弧等离子体处于局部热力学平衡状态(LTE)。

弓网电弧仿真模型基于磁流体动力学模型建立,由质量守恒方程、动量守恒方程、能量守恒方程以及电磁场方程构成。

质量守恒方程:

(1)

式中:ρ——密度;

v——速度矢量;

t——时间。

动量守恒方程:

(2)

式中:T——温度;

p——压强;

I——单位矩阵;

μ——动力黏度;

J——电流密度;

B——磁感应强度。

能量守恒方程:

(3)

(4)

式中:Cp——热容量;

k——导热系数;

Q——等离子体热源;

kB——玻尔兹曼常数;

e——电子电荷;

E——电场强度;

Qrad——体积辐射量。

电磁场方程:

·(-σφ)=0

(5)

E=-φ

(6)

×(×A)=-μJ

(7)

B=×A

(8)

J=σE

(9)

式中:σ——电导率;

φ——电势;

A——磁矢势。

式(2)中的J×B为洛伦兹力项。式(4)中右侧第一项为焓传递项,第二项为焦耳热源项,第三项为辐射源项。

1.4 边界条件

由于弓网电弧完全暴露在开放的大气环境中,因此空气求解区域的外部边界ab,bc边界设置为压力出口,气压为1个标准大气压。ad边界设置为气流入口,表示自然风的作用。同时,将ab、bc、ad边界的温度设置为300 K。接触线底部设置为电流密度边界条件,电流密度边界条件为[20]:

(10)

式中:Jmax——与电流相关的常数。

边界ef设置为接地极,电势j为0。

2 仿真结果分析

仿真了降弓速度分别为0.50、0.75、1.00 m/s时的降弓电弧特性,同时由于大部分自然条件下的风速等级为微风,因此选择自然风速分别为1、2、3、4、5 m/s进行分析。模型的输入电流与实际降弓时的电流接近,设置为20 A。仿真分析的时间为10 ms,时间步长为0.1 ms。

2.1 不同降弓速度下的弓网电弧特性

为了研究不同降弓速度条件下的降弓电弧特性,仿真研究了无风条件下降弓速度分别为0.50、0.75、1.00 m/s时的降弓电弧特性。不同降弓速度下的降弓电弧形态特性如图4所示。由图4可知,随着时间增长,降弓电弧弧长逐渐增大。到10 ms时,电弧弧长分别达到9、11.5、14 mm。

降弓速度对降弓电弧最高温度的影响变化曲线如图5示。降弓速度对于电弧温度的影响较小,随着降弓速度的增大,电弧平均最高温度由13 200 K左右减小到平均12 500 K左右。最高温度的降低将减少降弓过程电弧对弓网材料的注入能量,减小对弓网材料的侵蚀量。因此,加快降弓速度对于降低电弧温度、减少电弧对弓网材料的侵蚀有一定作用。

不同降弓速度情况下的弓网电弧电压如图6所示。由图6可知,降弓速度为0.5 m/s时,电弧电压由10.4 V增加至15.6 V;降弓速度为0.75 m/s时,电弧电压由11.9 V增加19.8 V;降弓速度为1 m/s时,电弧电压由13.8 V增加24 V。电弧电压随时间呈现近线性变化,降弓速度越大,电弧电压的变化率越大。造成电弧电压呈现近线性增大的原因主要是降弓使得电弧长度线性增长。

电弧电压-时间变化率dU/dt、电弧电压-弧长变化率dU/ds与降弓速度之间的关系如图7所示。电弧电压在降弓速度为0.50 m/s、0.75 m/s、1.00 m/s时随时间的变化率分别为0.74 V/ms、1.13 V/ms、1.46 V/ms,电弧电压随弧长变化量的变化率分别为1.48 V/mm、1.50 V/mm、1.46 V/mm。分析可知,单位时间的电弧电压变化量与降弓速度呈现近似线性关系,而单位长度的电弧电压基本一致。由于降弓过程中电弧温度变化较小,单位弧长的电弧电阻基本不变,而整体的电弧电流保持不变,因此单位弧长的电弧电压基本一致;而单位时间内,弧长变化与降弓速度成正比,因此单位时间的电弧电压变化量与降弓速度呈现近似线性关系。

加快降弓速度对于电弧温度的分布相对影响较小,然而加快降弓速度单位时间内电弧弧柱被拉伸越长,电弧电压迅速上升,维持降弓电弧燃烧所需要的功率增大。因此,加快降弓速度可以加速电弧的熄灭,减少降弓电弧对弓网系统材料的烧蚀。

2.2 不同自然风速下的弓网电弧特性

为了探明降弓过程自然风对于弓网电弧特性的影响,研究了降弓速度为0.5 m/s时,自然风速对降弓电弧特性的影响。

为了更好地比较不同风速下电弧形态及弧根运动差异,8 ms时不同自然风速情况下的弓网电弧形态特性如图8所示,自然风速越大,电弧弯曲程度越大;到8 ms时,电弧弧长分别达到10.0、16.4、26.4、32.9、41.6 mm。风速3 m/s时的降弓电弧演化特性如图9所示。由图9可知,随着时间增长降弓电弧弧长逐渐增大,电弧弧长由5.5 mm增至26.4 mm。一方面,受电弓滑板降落使得弓网电弧被拉长;另一方面,自然风速吹拂使得降弓电弧弯曲,电弧弧长进一步增加。同时,由于风速的影响电弧弧根在受电弓滑板与接触线表面移动。在不同风速的影响下,电弧弧根偏移量不同,风速越大,电弧的偏移量越大。

自然风速对电弧最高温度的影响如图10所示。由图10可知,自然风速对于电弧最高温度的影响相对比降弓速度对最高温度的影响大。风速由1 m/s变化到5 m/s,电弧平均最高温度由13 200 K变化至11 800 K左右,温度差达到1 400 K。

降弓速度为0.5 m/s时,不同风速情况下的弓网电弧电压如图11所示。可以得出,风速会使得电弧电压相对于不考虑风影响的情况有所增加。风速从1 m/s增加到5 m/s时,8 ms时电弧电压从19.2 V增加至113.2 V。电弧电压增大主要是风载荷作用使得电弧长度增加,而电弧弧长增加会使得电弧电压增大。

电弧电压-时间变化率dU/dt、电弧电压-弧长变化率dU/ds与自然风速之间的关系如图12所示。电弧电压在自然风速从1 m/s变化到5 m/s时随时间的变化率从1.95 V/ms变化到20.75 V/ms,电弧电压随弧长变化量的变化率在2 V/mm左右。分析可知,单位时间的电弧电压变化量与自然风速呈现近似线性关系,而单位长度的电弧电压变化量近似为2 V/mm。

对比自然风速与降弓速度对电弧的影响可知,自然风速对于电弧长度的影响比降弓速度的影响更加显著。同时,自然风速对于电弧电压的影响比降弓速度的影响更加明显。因此,可以考虑在降弓过程中加装吹弧装置,增大降弓电弧电压,加快降弓电弧熄灭速度。

3 仿真模型验证

为了验证仿真模型的正确性,采用现场试验的降弓电弧图像与本文的仿真电弧图像进行对比。降弓电弧图像拍摄设置示意图如图13所示,其中相机用于电弧图像的拍摄,架设于车顶等高处。通过调节最佳拍摄角度与位置,并且通过笔记本电脑控制相机拍摄的启停,使整个降弓过程中,电弧图像能够完整清晰地被拍摄,并传输保存到笔记本电脑中。

试验与仿真降弓电弧对比图如图14所示。由图14可知,实际降弓电弧并不是完全竖直拉长的,实际情况下出现了电弧弯曲情况,说明了考虑自然风速影响的必要性。通过与考虑自然风因素影响下的降弓电弧仿真图像对比,可以看出,实际降弓电弧与仿真电弧图像吻合度较高,验证了仿真模型的可行性。

4 结 语

本文基于磁流体动力学理论建立降弓过程电弧仿真模型,研究了不同降弓速度、不同自然风速情况下的降弓电弧特性。通过对研究的分析,得到以下结论:

(1) 降弓速度对于降弓电弧的温度场分布影响不大,随着降弓速度的增大,电弧平均最高温度由13 200 K左右减小至平均12 600 K左右。降弓速度由0.5 m/s变化到1 m/s时,电弧长度10 ms时分别从9 mm变化到14 mm,电弧电压从15.6 V变化到24 V,电弧电压-时间变化率从0.74 V/ms变化到1.46 V/ms,电弧电压-弧长变化率处于1.5 V/mm左右。加快降弓速度可以加速降弓电弧的熄灭,减少降弓电弧对弓网系统材料的烧蚀。

(2) 自然风速对于电弧最高温度的影响相对于降弓速度对最高温度的影响较大,自然风速的增大,电弧平均最高温度由13 200 K变化到11 800 K左右,温度差达1 400 K。自然风速由1 m/s变化到5 m/s时,电弧长度8 ms时分别从10 mm变化到41.6 mm,电弧电压从19.2 V增加到113.2 V,电弧电压-时间变化率从1.95 V/ms变化到20.75 V/ms,电弧电压-弧长变化率在2 V/mm左右。可以考虑在降弓过程中加装吹弧装置,加快降弓电弧熄灭速度,减少降弓电弧对弓网系统材料的烧蚀。

(3) 通过分析现场实验的拍摄和处理结果,与仿真结果进行对比,发现实际降弓过程电弧发生弯曲,说明了考虑自然风速影响的必要性。通过与考虑自然风因素影响下的降弓电弧仿真图像对比,可以看出,实际降弓电弧与仿真电弧图像吻合度较高,验证了仿真模型的可行性。