350 km/h及以上高速受電弓氣動抬升力研究

宋詩揚，孔龍飛，韓通新

(1.中國鐵道科學研究院 研究生部，北京 100081；2.中國鐵道科學研究院集團有限公司 機車車輛研究所，北京 100081)

我國高速鐵路發展迅速，多條實際運營線路均已達到350 km/h 速度級。按照國家加快實施創新驅動發展戰略和《“十四五”鐵路科技創新發展規劃》部署，目前正在大力推進CR450 科技創新工程，研制時速達到400 km 的CR450 高速動車組。高速鐵路提速研究中，高速受電弓氣動抬升力是一個重要課題，對確保列車穩定受流、系統使用壽命以及鐵路運營安全至關重要。氣動抬升力過高會加劇高速受電弓滑板與接觸線表面的磨損，降低使用壽命；氣動抬升力過低導致列車受流不穩定，產生拉弧，嚴重時甚至引發供電中斷事故。尤其對350 km/h 及以上速度級的高速動車組，由于氣動抬升力隨運行速度增長急劇上升，對列車運行影響越來越大，因此，研究高速受電弓氣動抬升力具有重要理論意義和實際應用價值。在進行高速受電弓氣動抬升力的仿真計算時，一個關鍵前提假設是流體的可壓縮性。雖然所有流體都具有可壓縮性，但在低馬赫值條件下，忽略流體可壓縮性可在不顯著影響計算結果的情況下大幅減少計算成本。當馬赫值大于0.3 閾值時，則應采用可壓縮流Navier-Stokes 方程以獲得更準確的計算結果[1]。目前，國內外關于高速受電弓氣動特性文獻多數基于不可壓縮流。如李瑞平等[2]采用不可壓縮Navier-Stokes 方程和k-ε湍流模型，對350 km/h高速受電弓的氣動力進行仿真計算，發現弓頭升力對氣動抬升力的貢獻量最大，其次是上框架和下臂桿升力。戴志遠等[3]采用不可壓縮Navier-Stokes 方程和SSTk-ω，研究了不同上下臂桿直徑對380 km/h 高速受電弓氣動抬升力的影響，指出開口運行工況上臂桿氣動抬升力和受電弓氣動抬升力都隨著上臂桿直徑增加而增大，隨著下臂桿直徑增大而減小，下臂桿直徑對受電弓氣動抬升力的影響較小。林澤峰等[4]基于不可壓縮流和k-ε湍流模型，對高速受電弓所處的有限個結構位移狀態下各部件的氣動力進行仿真計算，提出受電弓氣動抬升力的傳遞系數與其工作高度有關，在受電弓從初始工作高度1.5 m 抬升至1.6 m 的過程中，整弓氣動抬升力值隨升弓高度的增大而減小。楊康等[5]采用不可壓縮Navier-Stokes方程和k-ε湍流模型，對高速受電弓的氣動力進行仿真計算，指出受電弓的空氣抬升力與速度的平方成正比，高速情況下空氣抬升力使弓網接觸壓力大幅增加，弓網受流質量變差。辛恩承等[6]采用不可壓縮Navier-Stokes 方程和湍流模型，分析不同運行條件下空氣動力學特性對受電弓的影響，提出受電弓迎風面受到的壓力值都要明顯大于其他部位的壓力值，同時受電弓在列車運行時產生的氣動抬升力也會隨著列車速度的增加而增大，從而影響弓網受流質量。韓斐等[7]基于不可壓縮流模型對最高時速為350 km 的高速受電弓氣動噪聲進行仿真計算，指出高速列車受電弓引發的遠場氣動噪聲主要是低頻和中頻噪聲，并且噪聲頻譜具有明顯的主頻。黃凱莉等[8]采用不可壓縮Navier-Stokes 方程和SSTk-ω湍流模型，分析研究高速受電弓氣動噪聲特性，發現350 km/h 高速受電弓順向射流降噪效果顯著，逆向射流降噪效果不明顯。王洋洋等[9]基于不可壓縮流，通過仿真分析結果研究350 km/h 高速受電弓氣動噪聲產生的機理，并在此基礎上引入翼緣仿生結構對當前受電弓結構進行優化改進，認為優化后的受電弓適當地提高了受電弓的升力，可以減小跳網情況的發生，有助于受流穩定。郭璐等[10]采用不可壓縮流，分析不同射流速度對湍動能、渦量、表面聲功率級及遠場噪聲值的影響，得到了最優射速并驗證了氣動噪聲計算方法的準確性。唐則男等[11]采用不可壓縮Navier-Stokes 方程和k-ε湍流模型，建立高速列車純空腔射流參數化模型，發現受電弓弓頭升力系數不受射流影響，并且降噪效果優于純空腔射流，整體最多可降噪6.2 dB。王東屏等[12]采用不可壓縮Navier-Stokes 方程和k-ε湍流模型，對1 600 mm 和2 800 mm 升弓高度下受電弓不同時速的氣動力進行仿真計算，指出受電弓在工作高度2 800 mm 時，仿真結果與風洞試驗結果較為一致，誤差保持在10%以內。丁杰等[13]采用不可壓縮流和k-ε湍流模型，對比分析不同列車速度、運行方向和安裝位置等條件下受電弓的氣動力特性，提出受電弓檢測裝置單體的迎風面為正壓，邊線及背風面為負壓，增大邊線的倒圓角半徑和調整平切面是優化左右設備外形流線型的途徑。SHI 等[14]基于不可壓縮流，對單臂高速受電弓表面偶極子聲源分布及噪聲輻射進行仿真計算，發現氣動噪聲主要是低頻與中頻噪聲。DAI 等[15]采用不可壓縮Navier-Stokes 方程和SSTk-ω湍流模型，對帶擋板受電弓的氣動上升力進行了數值研究，指出在閉口方向時，擋板的升力隨著角度的增加而增加，而在開口方向時，擋板的升力隨著角度的增加而減小。ZHANG 等[16]采用不可壓縮Navier-Stokes 方程和SSTk-ω湍流模型，研究受電弓固定位置對高速列車氣動特性的影響，發現受電弓固定位置對頭車氣動阻力影響不大，對尾車氣動阻力影響較大，對頭車、尾車和受電弓氣動抬升力影響明顯。WANG 等[17]基于不可壓縮流，計算350 km/h 高速列車和受電弓的流場和氣動噪聲，指出受電弓的噪聲主要集中在頭部、底座和推桿周圍，隨著分析頻率的增加，受電弓噪聲源的強度越來越弱。TAN等[18]使用不可壓縮流，對高速受電弓在對稱平面上的流場和氣動噪聲進行了仿真計算，提出垂直于氣流方向的臂桿對氣流的擾動作用更為明顯，產生的旋渦脫落范圍更大，脫落渦主要分布在受電弓弓頭、上下臂鉸接處和底座。從上述分析可知，目前國內外高速受電弓氣動特性的仿真多為基于不可壓縮流的一種方法進行。由于350 km/h 的速度對應的馬赫值接近0.3 閾值，在特定環境或工況下可能無法全面反映受電弓實際運行情況。此外，目前少有對400 km/h 速度級高速受電弓氣動特性的研究。因此，本文采用可壓縮流和不可壓縮流2種方式進行仿真計算，通過對比仿真結果并輔以線路試驗數據驗證，旨在對400 km/h 速度級高速動車組受電弓氣動抬升力計算提供技術指導，并提示現有350 km/h速度級高速受電弓氣動抬升力的相關潛在風險。

1 仿真計算

1.1 仿真模型

通過計算流體力學軟件ANSYS FLUENT 對受電弓進行仿真建模，并對受電弓三維模型進行網格劃分。仿真建模時，考慮受電弓生產商提供的CAD 模型細節繁多，計算費用高但對仿真結果影響甚微，因此采用簡化模型。簡化受電弓驅動裝置內部結構、底座絕緣支撐，及細小組件如螺栓、鉚釘、電纜線等。保留受電弓主體結構如上、下臂桿、拉桿、底座、弓頭等，如圖1(a)所示。導流板建?；趯嶋H導流板幾何形狀和安裝方式，采用前滑板導流板后傾斜，后滑板導流板前傾斜，形成“八”字形狀。為減少近壁效應的影響，計算區域設定為50 m×25 m×25 m。整體計算區域網格劃分單位0.3 m，受電弓內部局部細化網格單位0.05 m，外部細化網格單位0.1 m，整體計算節點數量為297.4 萬個，計算元素數量為213.2 萬個，網格增長率設為1.2。受電弓網格劃分如圖1(b)所示。

圖1 受電弓模型和網格劃分Fig.1 Pantograph model &mesh

圖2 計算區域及邊界Fig.2 Computational domain and boundary

1.2 邊界條件

計算區域入口設為速度入口(velocity inlet)邊界條件，流體速度參數為350～420 km/h。出口處則設置為壓力出口(pressure outlet)邊界條件，其中靜態壓力值設定為0。計算域的頂部以及兩側采用對稱邊界條件進行約束。受電弓表面及計算域的底部設定為無滑移邊界(non-slip wall)。

1.3 仿真計算方法

基于SSTk-ω模型，在不考慮流體可壓縮性時，空氣流場為穩態，密度設為1.225 kg/m3。仿真過程中，流體相對受電弓運行保持恒速，不考慮流體與受電弓之間的熱傳導，采用不可壓縮Navier-Stokes方程?？紤]流體可壓縮效應時，仿真模擬時加入能量守恒方程描述流體的內能、動能和壓力能在流動過程中的變化，采用可壓縮Navier-Stokes方程?？諝饬黧w參數見表1。

表1 可壓縮流體參數Table 1 Compressible flow parameters

1.4 計算結果

由表2 和表3 可知，使用2 種方法仿真得到的氣動抬升力均與速度成正相關關系。使用可壓縮流計算得到的氣動抬升力在各速度級條件下均小于使用不可壓縮流方法。

表2 仿真計算結果(不可壓縮流)Table 2 Simulation results (incompressible flow)

表3 仿真計算結果(可壓縮流)Table 3 Simulation results (compressible flow)

如圖3 所示，在不同運行速度和運行方向時，使用不可壓縮流仿真得到的氣動抬升力波動幅度均小于可壓縮流結果。這是由于在不可壓縮流假設下，密度變化被忽略。而在實際運行中，流體速度、壓力和密度的波動都會導致氣動抬升力變化。尤其當馬赫數超過0.3 時，上述差異更為顯著。此外，隨著受電弓運行速度升高，氣動抬升力波動幅度呈現上升趨勢，在閉口方向運行時，氣動抬升力均值和波動幅度都高于開口方向運行。

圖3 氣動抬升力仿真時程曲線Fig.3 Simulated time history curves for aerodynamic lift force

2 試驗驗證

2.1 工況信息

使用時速350 km 速度等級線路接觸網，通過試驗列車CRH380A-6041L 高速動車組對京滬先導段進行弓網受流性能綜合測試。測試當天晴，無風，氣溫20 ℃。

2.1.1 接觸線參數

京滬先導段上下行線路接觸網采用不同試驗區段設計，除各試驗區段接觸網的張力組合及采用的接觸線材質不同外，其他主要技術參數相同，主要參數如下。

1) 接觸網懸掛型式：高速正線采用全補償式彈性鏈懸掛。

2) 接觸網結構高度：高速正線為1 600 mm，隧道內、聯絡線、動車段線等為1 400 mm。

3) 拉出值：直線區段為 ±200 mm。

4) 錨段長度：高速正線不大于1 300 m，其余線路不大于1 600 m。

5) 錨段關節：采用四跨型式，但轉換跨距不小于45 m。

6) 接觸網電分相采用六跨兩端口分相關節。

7) 高速正線區間，中心錨結采用防斷的兩跨式結構，站場設置防串中心錨結。

8) 高速正線接觸網按采用棘輪補償方式。

9) 接觸網單腕臂柱采用熱浸鍍鋅H型鋼柱

10) 支柱高度：路基地段為7.8 m，合架供電線區段為11 m。

11) 路基區段不大于55 m，橋梁、隧道區段不大于50 m，轉換跨距為50 m，相鄰跨距之差不大于10 m。

2.1.2 受電弓參數

試驗中使用的受電弓參數如表4所示。

表4 受電弓參數Table 4 Pantograph parameters

2.2 測量方法

試驗前，在受電弓弓頭安裝4個壓力傳感器和4 個加速度傳感器，分別位于2 個滑板兩端的支座處(見圖4(a))。其中壓力傳感器(圖4(b))采用電阻應變式壓力傳感器，用于測量動態接觸壓力；加速度傳感器(圖4(c))考慮抗干擾性和過載容量，采用電容式加速度傳感器，用于測量硬點沖擊加速度。接觸壓力和加速度信號經屏蔽電纜傳輸至安裝在受電弓底座平臺上的高壓側信號處理箱，經放大、濾波、整形和V/F變換，變成適合光纖傳輸的頻率信號，再經過光信號發射機和光纜傳送至測試車內的低壓側，低壓側設有光信號接收機，F/V 變換器和整形電路將所有傳感器信號復原，再送至數據采集和處理系統。

圖4 試驗設備及安裝位置Fig.4 Equipment for the experiment and its installation location

數據采集和處理系統將采集接觸壓力和加速度數據用以下方式實時計算氣動抬升力，并在顯示器輸出、保存：總接觸力等于靜態接觸力、硬點沖擊力和氣動抬升力之和。其中，總接觸力為前后滑板測量所得的接觸力之和，靜態接觸力設置為70 N，硬點沖擊力可根據牛頓第二定律計算，即質量乘以加速度(每根滑板兩端的加速度測量的平均值減去重力系數9.8 m/s2)。氣動抬升力可由總接觸力減去靜態接觸力和硬點沖擊力計算得出。

此外，車頂安裝火花傳感器、導高紅外傳感器和高速攝像機等，分別用于檢測和記錄燃弧、導高和受電弓運行狀態。試驗時，列車從靜止狀態加速至目標速度(350，380 和420 km/h)，上述所有傳感器和攝像機從受電弓靜止開始持續測量全程數據。圖5為350 km/h試驗時高速攝像機捕捉的視頻截圖。

圖5 試驗視頻截圖Fig.5 Screenshots of the video recording for the experiment

2.3 結果驗證

分別以表2中350，380和420 km/h這3個速度級進行弓網受流性能綜合測試，接觸力及各相關結果如表5 所示。試驗過程弓網接觸力變化平穩，接觸力標準偏差小，無接觸網硬點和高差超限，弓網燃弧較小，無拉弧現象發生，燃弧率均少于5%，滿足現行標準要求。動車組以最大速度420 km/h運行時，接觸網最大抬升量為87 mm。

表5 測試結果Table 5 Measurement data

由圖6可見，經對比測試結果，使用可壓縮流方法仿真結果在不同速度級運行工況下結果更為準確，偏差較為穩定，約在2%～3%之間。使用不可壓縮流方法偏差較大，并隨速度顯著增長，在420 km/h速度級偏差約10%(開口方向)和13%(閉口方向)。

圖6 仿真結果和試驗結果對比Fig.6 Comparison of simulation and experimental outcomes

3 結果分析

由上文可見，使用可壓縮流方法仿真結果在不同速度級下更為準確。為進一步深入對前文結果的分析和討論不同工況、運行環境下的氣動抬升力變化，本節采用2種仿真方法模擬高速受電弓氣動特性的壓力分布及在特殊工況和狹窄環境中氣動抬升力的變化。

3.1 壓力分布

由圖7可見，不可壓縮流仿真中，受電弓前滑板和下臂桿處壓力分布出現明顯分層。該現象為邊界層分離導致，即邊界層從受電弓表面脫離，隨后形成尾流。邊界層在逆壓梯度作用下導致邊界層內部的動能減小，最終使邊界層從受電弓表面分離。在分離區域，逆向流動的存在導致氣流渦旋生成，從而使前滑板相較于后滑板的壓力部分增加。而可壓縮流仿真中壓力分布更為均勻且符合實際情況。

圖7 壓力分布對比(10層邊界層)Fig.7 Comparison of pressure contour (10 boundary layers)

如圖8所示，通過增加邊界層數量，可一定程度上改善壓力分布在邊界層的分離現象，分離層區域減少。在可壓縮流仿真中，即使在層數劃分數量較低的情況下，依然可以更為準確地描述高速受電弓壓力分布。2 種仿真中，增加邊界層數量均提高仿真壓力分布結果準確性。

圖8 不同分界層的壓力場分布對比(25層邊界層)Fig.8 Comparison of pressure contour (25 boundary layers)

因此，使用可壓縮流仿真得到的壓力分布區能更好地揭示受電弓流體動力學特性和壓力分布規律，有助于理解高速受電弓氣動抬升力的物理機制。

3.2 特殊工況環境

氣動抬升力是空氣分子作用在受電弓表面的機械力?？紤]流體可壓縮性影響即考慮流體密度變化帶來的影響。溫度、海拔等因素直接影響流體的密度和受電弓附件的局部聲速。受電弓運行速度對應的馬赫值是速度與局部聲速的比值。在低溫、高海拔、空氣稀薄的特殊工況環境中，聲速降低，對應的馬赫值增高。例如，350 km/h速度級的高速受電弓在本文試驗工況條件下，馬赫值小于0.3，但在-25 ℃環境下，局部聲速為315.77 m/s，對應的馬赫值為0.31，需考慮流體可壓縮性效應。

本文以溫度因素為例，通過改變仿真中的溫度參數，重復仿真。由圖9可見，考慮流體可壓縮性效應時，高速受電弓氣動抬升力隨溫度下降顯著上升；而不考慮流體可壓縮性時，氣動抬升力保持不變。這是因為不可壓縮流仿真中忽略了溫度影響下的流體密度變化。因此，可壓縮流方法同樣具有較高的適用性和準確性。由于我國鐵路運營環境復雜多樣，即使對于350 km/h 速度級的高速受電弓氣動抬升力仿真中，也建議考慮流體可壓縮性效應，以提高計算結果準確性。

圖9 開口方向和不同溫度下2種方式仿真結果Fig.9 Simulation results with two methods under various temperature when running in the knuckle-upstream direction

依據《高速鐵路工程動態驗收技術規范》(TB 10761—2013)，弓網動態接觸力評價一般按一個跨距為一個評價單位，評價參數有最大值、最小值、平均值和標準偏差，如下所示。

最大值：Fmax≤Fm+3σ；最小值：Fmin≥20；平均值：Fm≤0.000 97v2+70，式中v為速度；標準偏差：σ≤0.3×Fm。

在低溫、高海拔、空氣稀薄地區，高速受電弓理論氣動抬升力隨密度的降低而上升。為滿足現行標準要求，應采取優化受電弓結構，調整運行參數(如靜態抬升力等)，采用主動控制策略等方式來降低流體密度變化造成的額外氣動抬升力。

3.3 狹窄環境

受電弓在隧道、山谷、車站等狹窄環境中運營時，在靠近隧道墻壁的區域，流體速度減小，壓力梯度增加，同時湍流產生和消散的過程受到影響，產生壁面邊界效應。流體在臨近接觸到隧道墻壁前，流體流動受到黏性力的主導，形成一個邊界層薄層。邊界層內，流體速度從0(壁面處)迅速增加至外部流動的速度，形成近壁區域效應。由于隧道內的流速變化，導致流體的可壓縮性效應增加。

通過縮減計算區域橫截面面積，以模擬高速受電弓在隧道內和其他狹窄環境中運行時受到的氣動抬升力。如圖10 所示，壁面橫截面積越小，使用不可壓縮流造成的偏差越大。高速鐵路橫截面積限值為100 m2，2 種仿真結果由于壁面邊界效應和近壁區域效應造成的額外偏差最大為17%。此外，2 種仿真結果均表明狹窄環境內，高速受電弓受到氣動抬升力增加。因此，在狹窄運營環境中，應考慮氣動抬升力變化，通過合理措施和策略降低受電弓滑板與接觸線由于接觸力升高造成的磨損，延長系統壽命。

圖10 不同橫截面積、不同速度級下的開口方向運行仿真結果Fig.10 Simulation results with various cross sectional area and operating speed when running in the knuckle-upstream direction

4 結論

1) 對于400 km/h 及以上的高速動車組，建議使用可壓縮流仿真計算方法進行受電弓氣動抬升力分析，以獲得更準確的預測結果。

2) 對于現有350 km/h 的高速動車組，在特殊工況和狹窄環境下，由于氣動抬升力急劇上升可能引發的潛在風險，建議采取優化受電弓結構、調整運行參數等措施，降低氣動抬升力，以提高運行安全和穩定性。同時，在設計和優化高速鐵路線路時，應充分考慮特殊工況和狹窄環境的影響，以確保整個鐵路系統的安全和高效運營。

本文研究成果不僅有助于推動高速鐵路技術的創新和發展，還對提高高速鐵路系統在特殊工況和狹窄環境下的穩定性和安全性具有重要意義。通過深入研究高速受電弓氣動抬升力的相關問題，可進一步優化高速鐵路運營技術，為高速鐵路持續發展提供理論基礎。