高速鐵路弓網離線電弧電磁輻射特性的試驗研究

金夢哲，劉尚合，2，邢 彤，楊才智，劉衛東，方慶園，胡 曼

（1. 石家莊鐵道大學 河北省電磁環境效應與信息處理重點實驗室，河北 石家莊 050043；2. 陸軍工程大學 電磁環境效應國家級重點實驗室，河北 石家莊 050005；3. 中國鐵道科學研究院集團有限公司 標準計量研究所，北京 100015）

0 引言

高速鐵路列車通過受電弓和接觸網（即弓網系統）的滑動電接觸來獲取牽引電流［1］。在高鐵動車組運行時，弓網應保持良好的接觸狀態才能保證這種高速受流的穩定性［2?3］。然而實際運行過程中，由于車體振動、接觸線不平順、過電中性區［4］等多種原因會導致弓網的瞬間脫離，即“弓網離線”。弓網離線會產生受電弓與接觸線之間的電弧放電現象，伴隨著強烈的弧光和高溫燒蝕，還會發出幅度高、頻帶寬的瞬態電磁輻射，將對列車控制系統和通信信號系統產生不可忽視的瞬態電磁干擾。弓網離線電磁干擾是影響高速鐵路系統電磁安全性的最主要因素之一，嚴重時甚至影響系統的正常運行及高鐵動車組的行車安全［5?6］。

針對高速鐵路系統弓網電弧輻射干擾問題，國內外學者從現場測試、仿真計算和試驗模擬3 個方面開展了大量的研究工作［7?13］。文獻［7］對意大利當地15 kV 直流供電列車車廂內的電磁輻射進行了測量與分析，指出了弓網放電產生的輻射干擾能量分布在較寬的頻帶，而這種寬頻輻射會影響列車通信系統的正常工作。文獻［8］通過在軌旁路橋上架設天線的方式，接收列車駛過時的電磁場信號，分析得到在低頻范圍（10 kHz～1 MHz）內磁場能量分布較為集中，而在甚高頻段（30～300 MHz）內弓網電弧放電的主要能量集中在50 MHz，因此建議以50 MHz 的幅值特征作為弓網系統運行狀態的判斷依據。文獻［9］利用在動車組車頂安裝的天線和電流探頭，測量了弓網電弧輻射場強及傳導耦合電流，并應用統計分析方法研究了瞬態干擾脈沖的上升時間、脈沖寬度等時域參數的分布特征。文獻［10］結合國內武廣線的現場測試與實驗室半實物仿真試驗，分析得到了弓網離線電弧頻譜以30～300 MHz之間最為豐富，還指出高鐵電磁環境的長期暴露可能影響人體健康。文獻［11］通過仿真方法計算了弓網電弧和通信設備之間的耦合系數，并在混響室中測量了弓網電弧的總輻射功率，而后計算得到了弓網電弧到通信設備的輻射耦合功率。

弓網電弧輻射的現場實測研究中，存在測試條件不可控、環境噪聲大等不足，而仿真研究方法也面臨模型精確度不足和電弧源近似等效不夠真實的問題，因此，一些研究團隊通過試驗方法研究弓網放電的輻射特性［12?13］。文獻［12］通過采集實驗室模擬的弓網電弧輻射發射信號，建立了弓網放電輻射電磁場的時域波形模型，并以此開展了不同接觸電流（5～40 A）條件下輻射發射的對比，得到了增大測量距離或增大接觸電流會減小輻射場脈沖幅值的結論。文獻［13］搭建了弓網電磁輻射信號測量放電試驗裝置，并利用自制的四階Hilbert 分形天線開展了不同試驗電流（8～16 A）和不同放電間隙（0～2 mm）下的弓網電弧輻射電磁場測試研究，結果顯示弓網電弧電磁輻射頻段主要分布在0～160 MHz。

現有試驗方法的研究結論具有一定參考性，然而所采用的試驗條件與我國高速鐵路牽引電流高達上千安培、行駛車速350 km／h 的實際情況相差較大，得到的結論并不能直接作為高速鐵路系統弓網放電輻射干擾研究的參考依據。本試驗研究的開展依托于中國鐵道科學研究院的高速弓網關系試驗臺［14］。該試驗臺是目前世界上唯一試驗速度超過500 km／h 的高速弓網關系試驗臺，并且可提供最高1 000 A 的單相交流電流?；诖嗽囼炂脚_，本研究真實模擬了高速鐵路實際工況下弓網離線電弧的產生，開展了不同牽引電流及不同行車速度下的弓網離線放電試驗，利用自研的寬帶天線測量了放電輻射場的時域變化，并經過快速傅里葉變換FFT（Fast Fourier Transform）得到了弓網放電輻射的頻譜信息，分析了牽引電流和車速對主要能量分布、最大振幅及其對應頻率坐標等輻射特性的影響規律，相關方法及結論可作為研究弓網放電輻射干擾形成機理及抑制措施的重要參考和試驗依據。

1 試驗裝置與環境

1.1 試驗裝置

高速弓網關系試驗臺的整體外觀以及受電弓碳滑板與接觸銅線細節見附錄A 圖A1。試驗臺由旋轉輪盤、受電弓、電源、負載等部分組成。轉盤由直徑為4 m 的高強度鋁合金主盤、旋轉驅動電機和水平作動臺構成。鋁制主盤的圓周安裝銅制接觸線，由轉速可調的電機驅動主盤旋轉，帶動接觸線運動產生線速度，用以模擬機車運行時弓網之間的高速相對運動。水平作動臺位于轉盤轉軸的正下方，能夠帶動轉盤在水平方向進行整體往復運動，可模擬弓網接觸點的橫向“之”字形運動。

轉盤圓周邊緣下方安裝真實受電弓，受電弓上碳滑板為浸銅碳材質，接觸線材質為銅銀合金，型號為CTA120，碳滑板和接觸線的相關物理屬性見附錄A表A1。

試驗供電電流從電源流出經轉盤、接觸線、弓網接觸點，再通過受電弓流回負載和電源模塊，如附錄A 圖A2 所示。當轉盤高速轉動時，原本接觸良好的弓網兩極由于高速接觸碰撞、“之”字形運動、受電弓自然振動等引起離線，產生電弧離線放電，引起空間輻射發射。試驗臺配有控制室，能夠實時控制電源輸出的牽引電流、弓網相對速度等參數。試驗臺電流路徑、牽引電流有效值、弓網相對速度與實際列車運行工況基本一致。

弓網放電產生的電磁輻射脈沖由于其快時變、寬頻帶的特性，不適合直接進行頻域測量。而時域測試不僅可以清晰地區分放電和環境噪聲，采集時域波形后應用FFT還可得到輻射的頻域特性。時域測試所用傳感器包括鉗式電流環、差分電壓探頭和螺旋天線，其中電流環和電壓探頭相關技術參數見附錄A 表A2。試驗采用是德科技MSOS404A 型高速數字示波器來記錄和存儲弓網放電瞬態干擾的時域信號，該示波器模擬帶寬為4 GHz，最大采樣率為20 GSa／s。

輻射場測試利用本課題組為研究弓網放電輻射場自制的阿基米德螺旋天線［15］，該天線具備小型化、超寬帶的特點，適合動車組車體內部、車底等狹小空間架設測試，天線仿真模型圖及實物圖見附錄A 圖A3。該天線在0～1 GHz 頻率范圍內的駐波比VSWR（Voltage Standing Wave Ratio）變化曲線如附錄A圖A4 所示，在20 MHz～1 GHz 的頻段內，天線的VSWR值小于4.3 dB。

相關傳感器安裝位置見附錄A 圖A5。大孔徑的鉗式電流環安裝于受電弓底座下方，同時套住受電弓底座伸出的4 根回流線；差分電壓探頭一端接轉軸下方水銀滑環引出的金屬體，另一端連接受電弓碳滑板下端金屬支架，由于金屬導體電阻相比電弧電阻較低，可近似認為該電壓探頭測試結果就是電弧電壓；螺旋天線放置距離弓網接觸點約2.8 m處，并保持與接觸線處于同一水平面。傳感器通過50 Ω 同軸線纜與示波器相連，示波器同時記錄和存儲放電電流、電壓及輻射場變化。

1.2 試驗環境

由于試驗現場環境比較復雜，空間輻射、轉盤電機、電源等輻射干擾源都會影響測量結果，因此試驗開始前進行了以下3 輪背景輻射噪聲的測試，以確定測試環境中的輻射噪聲對測量結果的影響。

1）空間輻射噪聲的測試：關閉輪盤驅動電機等用電設備，控制弓網處于分離狀態，接收天線測得空間輻射噪聲的時域波形和經FFT 后的頻譜見附錄A圖A6（a）?？梢钥吹?，測試現場存在未知的不同幅值的空間瞬態脈沖信號，最大幅值超過50 mV。

2）轉盤驅動電機工作產生輻射噪聲的測試：開啟輪盤并調整至450 km／h的轉速，控制弓網以50 N壓力保持接觸，此時主回路不加電，測量電機負載工作時釋放的輻射信號，見附錄A 圖A6（b）。對比圖A6（a）可知，當輪盤負載轉動時，驅動電機釋放的電磁脈沖幅值明顯增大，達到約210 mV，但與弓網放電時比較，不到放電輻射幅值（約700～1 200 mV）的30%。另外從頻譜上看，電機負載工作時，只在10 MHz 附近頻率范圍有抬升。因此，可以判斷轉盤驅動電機工作對弓網放電輻射噪聲的測試結果影響不大。

3）主電路通電產生輻射噪聲的測試：控制轉盤不轉，操作控制臺保持弓網接觸良好，將主電路牽引電流調節至700 A，此時無電弧放電現象，輻射場波形見附錄A 圖A6（c），測試結果與圖A6（a）十分相似，說明主電路通過穩態50 Hz 交流電流時對空間輻射影響不大。

通過以上分析，試驗環境空間輻射噪聲的幅值相對待測弓網放電電磁輻射較小，在弓網放電電磁輻射的測量中背景噪聲的影響基本可以忽略。

1.3 試驗條件

為研究不同牽引電流和行車速度下弓網離線電弧的輻射特性，在附錄A 表A3 所示的試驗條件下采用單因素試驗法開展了16 組弓網電弧電磁輻射試驗，其中牽引電流為有效值，變化范圍為100～700 A，行車速度即弓網相對速度，變化范圍為150～450 km／h。所有試驗均在弓網接觸壓力為50 N 的設置條件下完成。由于受電磁力作用和周圍氣壓變化影響，電弧的形狀和位置在起弧、燃弧過程會存在一定的隨機性。因此，本研究在相同試驗條件下進行了5 組重復試驗，并計算了同一條件下測試結果的平均值。

2 測試結果與分析

2.1 起弧熄弧過程

示波器3個通道同步采集回路電流、電弧電壓和空間輻射場的時域波形，設置采樣頻率為1 GSa／s，采用電弧電壓的上升沿進行采樣觸發。試驗條件設置為牽引電流500 A、行車速度350 km／h 時，一次弓網分離起弧而后接觸熄弧的完整過程中回路電流、電弧電壓和空間輻射場的典型時域波形如圖1所示。圖中：t1為弓網分離起弧時刻；t2為電弧的熄弧時刻；t1—t2對應于電弧的燃弧階段，該時間間隔主要受弓網振動運動和分離時刻電源電壓相位等外部條件影響，對測試結果影響較小。

圖1 回路電流、電弧電壓和空間輻射場的時域波形Fig.1 Time-domain waveforms of loop current，arc voltage and space radiation field

在t1時刻之前，弓網之間以單個或者多個接觸點維持電連接，接觸電阻相比負載電阻低很多，弓網兩端的電壓保持為0，且不存在回路電流的瞬變，因此，在t1時刻之前測得的輻射場僅為空間噪聲，幅值約為0.2 V。此時接觸點承受了所有牽引電流，焦耳熱導致接觸局部溫度急劇升高。

在t1時刻，接觸線與受電弓的碳滑板分離，接觸電阻瞬間增大，更多焦耳熱產生的高溫使接觸點金屬顆粒熔化、汽化，金屬蒸汽維持回路電流的導通。與此同時，在極短的弓網間隙下產生較強的電場，弓網間隙中的空氣分子在高溫熱電子發射和強電場場致發射的綜合作用下發生電離，形成電弧等離子體的電流通路，瞬變電流引起電磁波的向外發射。由于放電產生了導通電流，而電弧電阻的存在導致在t1時刻放電兩極的電壓上升。同時，回路總電阻的變大使得回路電流在t1時刻有一定幅度的下降。t1時刻因回路電流瞬變產生的弓網放電電磁輻射幅值約為0.9 V，明顯區別于空間輻射噪聲（幅值小于50 mV）。

t1—t2時段內，電壓維持在一定水平，電弧穩定燃燒，很少出現電弧電壓和回路電流的瞬態變化，因此也幾乎沒有明顯的電磁輻射脈沖；接近t2時刻，電壓的振蕩幅值變大，輻射場天線可以接收到一系列幅值逐漸變大的輻射脈沖；直到弓網接觸的t2時刻，電弧瞬間熄滅，回路電流和電弧電壓再次瞬變，此時出現幅值約為0.75 V的輻射脈沖信號。

2.2 弓網放電輻射特性

為展示輻射幅值在起弧時刻的瞬態變化，截取了t1時刻附近持續時間為10 μs 的放電脈沖電流和輻射場變化波形，如圖2 所示?？梢钥闯?，放電脈沖電流在102～109 μs 期間呈現雙極性振蕩形式。脈沖電流的振蕩持續時間、振蕩主頻與電磁輻射脈沖基本接近，一般認為該振蕩持續時間和主頻由弓網之間的電容、電弧電阻和電感確定［16］。

圖2 弓網放電起弧階段脈沖電流和輻射場的時域波形Fig.2 Time-domain waveforms of pulse current and radiation field during pantograph-catenary arc initiation stage

結合圖1 可觀察得到，弓網電弧電磁輻射脈沖伴隨著放電電流的瞬態變化而產生，兩者在時域上具有較強的同步性。由電磁感應定律，電磁輻射由瞬變電流產生，電弧放電輻射的幅值Earc與電流的變化率dIarc/dt成正比［17］，即：

式中：c為傳播速度；ε0為空氣介電常數。

熄弧階段t2時刻附近的脈沖電流、輻射場時域波形與起弧階段波形相似。為獲取弓網電弧的電磁輻射特性，對截取的起弧階段（102～109 μs）和熄弧階段（376～383 μs）時域脈沖輻射信號分別進行FFT，除去空間背景噪聲的頻譜分量，得到如圖3 所示的弓網起弧和熄弧對應的輻射頻譜，用以討論弓網離線電弧電磁輻射頻譜峰值、對應頻率值和主要能量分布的頻率范圍。

圖3 弓網放電輻射頻譜Fig.3 Radiation spectrum of pantographcatenary discharge

從圖3 中起弧階段的輻射頻譜可以看出，輻射能量主要分布在0～85 MHz 范圍內，頻域峰值為32.4 dB，對應的頻率為50.3 MHz，頻譜上其他振幅高于環境輻射噪聲10 dB的頻率位于0～15 MHz、25～38 MHz 頻段和82 MHz 頻點附近。對比熄弧階段的輻射頻譜可知，熄弧階段的輻射強度低于起弧階段的輻射強度，熄弧階段輻射的頻域峰值為29.8 dB（低于起弧階段的2.6 dB），對應的頻率為51.4 MHz，主要干擾能量仍分布在0～85 MHz頻率范圍之內，熄弧階段頻譜上振幅高于環境噪聲10 dB 的頻率集中在5～10 MHz、28～40 MHz頻段和82 MHz頻點附近。

為更準確地描述弓網電弧輻射的頻率分布，本研究統計了主要能量分布頻段內電磁輻射的振幅高于環境噪聲10 dB 的頻點個數Nfs。表1 給出了牽引電流為500 A、行車速度為350 km／h 條件下各個頻率區間的頻點概率Pfs（Pfs=Nfs/Ntotal×100%，其中Ntotal為該頻段內頻點總數）。頻點概率Pfs越大表示弓網電弧輻射能量在該頻段內的分布越密集。

起弧和熄弧階段電磁輻射的頻點分布柱狀圖見附表A 圖A7。由圖可知：起弧和熄弧階段的電磁輻射均在45～55 MHz 頻段分布最為密集；對比熄弧階段，起弧階段的電磁輻射在0～15 MHz的較低頻段更為密集，且起弧階段的電磁輻射在各個頻段的分布密度均高于熄弧階段。在起弧階段，弓網間隙存在較大濃度的帶電粒子（自由電子和金屬離子），而隨著弓網間隙的逐漸變大，由于等離子體復合作用，帶電粒子濃度會有所下降，所發出的電磁輻射也會減弱，因此熄弧階段的輻射分布密度在各個頻段均有所降低。

2.3 不同牽引電流下弓網放電輻射特性

2.3.1 牽引電流對輻射時域特性的影響

控制試驗臺保持模擬速度為350 km／h，并調整牽引電流為100、300、500、700 A，分別記錄起弧、熄弧階段的輻射脈沖幅值變化情況，見表2。試驗中隨著牽引電流的增大，輻射脈沖幅值有增大的趨勢，這與文獻［13］在8～16 A 電流變化范圍內所得規律相似。但是相比牽引電流試驗條件的變化，放電電磁輻射幅值的變化幅度不是十分明顯，即牽引電流從100 A 變化為700 A（增大600%）時，起弧階段的輻射脈沖幅值僅增大了約30%，這也說明了牽引電流對弓網輻射發射的影響是有限的。

表2 不同牽引電流下起弧和熄弧階段的輻射脈沖幅值Table 2 Amplitude of radiation pulses during arc initiation and arc extinction stages under different traction currents

對比表2 中相同牽引電流下起弧和熄弧階段的幅值可知，起弧階段的輻射脈沖幅值均大于熄弧階段的輻射脈沖幅值。這可能是由于燃弧過程釋放的大量熱能導致放電通路溫度增高，因此相比起弧階段，電弧等離子體在熄弧階段的電阻更小。當弓網接觸時，回路中阻抗主要為負載電阻RL、電極電阻Re和接觸電阻Rc，則電極分離前瞬間電流I0的計算公式為：

式中：U為電極兩端電壓。

電極分離之后，Rc變為0，但是起弧產生了電弧電阻Rarc，此時回路電流I1的計算公式為：

由圖1 弓網電極分離后電流下降的實際情況可知，Rarc>Rc，若電流瞬時變化值記為dI，將式（2）與式（3）相減可得：

因此，當Rarc變小時，電流瞬時變化值也變小。將式（4）代入式（1），并假設弓網電弧在起弧和熄弧階段的持續時間相同，即dt不變，可知起弧階段的輻射脈沖幅值大于熄弧階段的輻射脈沖幅值，與試驗結果一致。

2.3.2 牽引電流對輻射頻域特性的影響

由前文分析已知，在0～15 MHz、45～55 MHz 和75～85 MHz 頻段內起弧階段的電磁輻射分布較為密集，所以選用起弧階段的這3 個典型頻段來分析弓網放電的電磁輻射頻點分布情況。不同牽引電流下輻射幅值高于10 dB 的頻點在典型頻段的分布情況見附錄A 圖A8，隨著牽引電流從100 A 增大至700 A，典型區間內輻射的頻點概率呈現不同的變化趨勢。其中，0～15 MHz 和45～55 MHz 的低頻段輻射分布隨牽引電流的增大而變得更加密集，而在75～85 MHz 的較高頻段電磁輻射頻點分布疏密程度變化較小，說明隨著牽引電流的增大，弓網放電的電磁輻射強度整體是增大的，而增大趨勢集中體現低頻段輻射分布區域。這是由于實際電弧存在一定的電感，在電感作用下瞬變的電流在時域上逐漸放緩，隨著電流的增大，更多的輻射能量分布在低頻區域，而高頻段的輻射能量分布變化不大。另外，在100～700 A 的電流變化范圍內，弓網放電的電磁輻射頻點主要分布在0～100 MHz 區間，其中最密集的分布頻段始終保持在45～55 MHz。

弓網放電輻射頻譜上的峰值及其對應頻率隨牽引電流的變化規律如圖4 所示。由圖可知：牽引電流增大后，輻射頻譜峰值有增大趨勢，但是僅增大了約5 dB，變化仍然不顯著；而峰值對應的頻率保持在49.8～50.7 MHz 的窄帶范圍內，基本不隨牽引電流變化。頻譜峰值對應的頻率取決于電弧電阻和空氣介電常數，而介電常數不隨電流大小而改變，并且在暫態階段，電弧電阻率與電流大小相關性較?。?7］。因此，弓網離線電磁輻射的頻域峰值對應頻率在較大區間內與牽引電流無關，基本維持在50 MHz 附近。這與文獻［13］中不同試驗電流下電弧輻射頻域峰值保持在相同頻率的規律相符。

圖4 頻譜峰值及對應頻率隨牽引電流的變化Fig.4 Variations of peak amplitude of spectrum and corresponding frequency with traction current

2.4 不同行車速度下弓網放電輻射特性

2.4.1 行車速度對輻射時域特性的影響

為研究行車速度對弓網放電輻射時域特征的影響，試驗中保持牽引電流為500 A，調整行車速度分別為150、250、350、450 km／h，測量并記錄了起弧和熄弧階段電磁輻射的時域變化情況，如表3 所示?？梢钥闯?，行車速度增加后，弓網放電起弧和熄弧階段的電磁輻射幅值均沒有顯著變化，這與文獻［12］中輻射脈沖幅值與行車速度相關性較小的結論一致，而起弧階段電磁輻射幅值高于熄弧階段的規律仍較為明顯。

表3 不同行車速度下起弧和熄弧階段的輻射脈沖幅值Table 3 Amplitude of radiation pulses during arc initiation and arc extinction stages under different driving speeds

2.4.2 行車速度對輻射頻域特性的影響

輻射頻譜峰值及其對應的頻率隨行車速度的變化如圖5 所示?？梢钥闯?，當行車速度從150 km／h增大至450 km／h時，弓網電弧輻射脈沖的最大幅值變化幅度不大，即放電輻射的頻譜峰值隨行車速度變化不明顯。而頻譜峰值對應的頻率從53 MHz 降低至41 MHz，呈現隨行車速度增大而減小的趨勢。

圖5 頻譜峰值及對應頻率隨行車速度的變化Fig.5 Variations of peak amplitude of spectrum and corresponding frequency with driving speed

根據文獻［18］提出的電極分離放電模型，離線瞬間弓網兩極等效于一個帶電電容C0，電弧產生時自身電阻、電感分別為Rarc和Larc，則相當于在電弧產生時刻，C0對Rarc和Larc回路放電，模型見圖6。

圖6 弓網放電的電極分離放電模型Fig.6 Electrode separation discharge model of pantograph-catenary discharge

考慮到電弧電感很小，忽略Larc，則RC 振蕩電路引起的輻射頻率f0為：

設ρ為電弧電阻率，l為弓網放電間隙，A為弧柱平均橫截面積，則電弧電阻為：

將式（6）代入式（5），有：

考慮行車速度對弓網離線距離的影響［19］，若行車速度記為v，單位為km／h，放電間隙l單位為mm，則有：

將式（8）代入式（7），有：

根據式（9）可知，當v增加時，f0逐漸變小。高鐵列車通過車載BTM 系統發送27 MHz 信號來激活置于線路上的無源應答器。隨著行車速度的提高，弓網放電最大輻射對應頻率將逐漸靠近BTM 工作頻率，因此在高速行車條件下應答器-車載BTM 設備的信號傳輸更易受到弓網放電電磁輻射干擾的影響。

3 結論

通過大電流、高速條件下弓網離線電弧電磁輻射特性的試驗研究，得到結論如下。

1）弓網放電期間在起弧和熄弧階段回路電流的瞬間突變會產生電磁輻射脈沖。單個輻射脈沖呈現短暫的振蕩衰減現象，持續時間約為200 μs，起弧階段產生的電磁脈沖強于熄弧階段。電弧放電產生的電磁輻射能量主要分布于0～100 MHz 頻率范圍內，其中起弧階段的電磁輻射主要集中在0～15 MHz、45～55 MHz、75～85 MHz 頻段，而熄弧階段的電磁輻射主要集中在45～55 MHz頻段。

2）在100～700 A 牽引電流區間內，隨著牽引電流增大，電磁輻射幅值呈現增大趨勢。而最密集頻段始終保持在45～55 MHz，頻域峰值對應的頻率始終保持在較為固定的窄帶范圍內，不隨牽引電流發生變化。

3）在150～450 km／h 行車速度變化范圍內，弓網電弧輻射脈沖峰值基本保持不變，而頻域峰值對應的頻率從53 MHz 降低至41 MHz，呈現隨行車速度增大而減小的趨勢。

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