400 km · h^-1及以上速度下高速铁路弓网接触力及燃弧分析

Analysis of Pantograph-Catenary Contact Force and Arcing on High-Speed Railways at Speeds of 400 km · h^-1 and Above

摘要

为研究既有设计标准下350 km · h^-1速度等级接触网系统在400 km · h^-1及以上速度运行时的弓网受流性能，基于有限元方法并考虑空气动力学效应，采用双向流固耦合算法建立车-弓-气多物理场耦合模型，在对比不可压缩流场与可压缩流场仿真结果的基础上，研究弓网接触力时域变化趋势、频域分布特征；结合特定区段高速弓网接触力及燃弧率、燃弧次数和最大燃弧时间的试验实测数据，分析接触力波动与燃弧率增长趋势的关系，从而提出减小接触力波动和燃弧产生的优化措施。结果表明：既有350 km · h^-1速度等级接触网系统可满足动车组400 km · h^-1速度时正常运行；高速时，可压缩流场下仿真结果更符合实际；较350 km · h^-1速度，420 km · h^-1速度时弓网平均接触力增幅约为23%，弓网接触力标准差增加约103%，方差增加约312%，20 Hz以上高频成分增加约3%~8%，且弓网接触力方差与实测燃弧率增长趋势一致，说明高速下弓网接触力的波动是燃弧现象增加的主要原因；为降低400 km · h^-1及以上速度下弓网接触力波动，应研制更高速受电弓、采用智能化受电弓主动控制技术及优化接触网动态性能。

Abstract

To study the pantograph-catenary current collection performance of a 350 km · h^-1 speed level overhead contact system operating at speeds of 400 km · h^-1 and above under existing design standards, a vehicle -pantograph-air multi physics field coupling model was established based on finite element method with the consideration of aerodynamic effect using a bidirectional fluid structure coupling algorithm. On the basis of comparing the simulation results of incompressible and compressible flow fields, the time-domain variation trend and frequency-domain distribution characteristics of pantograph-catenary contact force were studied. Based on the experimental data of high-speed pantograph-catenary contact force, arcing rate, arcing frequency, and maximum arcing duration in specific sections, the relationship between contact force fluctuations and arcing rate growth trend was analyzed, to propose optimization measures for reducing contact force fluctuations and arcing generation. The results show that the existing 350 km · h^-1 speed level overhead contact system can meet the normal operation of the high-speed train at a speed of 400 km · h^-1; at high speeds, the simulation results under compressible flow fields are more in line with reality; compared with a speed of 350 km · h^-1, at a speed of 420 km · h^-1, the average contact force of the pantograph increases by about 23%, the standard deviation of the contact force increases by about 103%, the variance increases by about 312%, and the high-frequency component above 20 Hz increases by about 3%-8%. Moreover, the variance of the contact force of the pantograph-catenary is consistent with the measured increase trend of the arcing rate, indicating that the fluctuation of the contact force at high speeds is the main reason for the increase in arcing phenomenon; To reduce the fluctuation of contact force at speeds of 400 km · h^-1 and above, it is recommended to develop higher speed pantographs, adopt intelligent active control technology, and optimize the dynamic performance of the catenary.

Graphical abstract

关键词

空气动力学 / 弓网受流性能 / 可压缩流场 / 弓网接触力 / 燃弧

Key words

Aerodynamics / Pantograph-catenary current collection performance / Compressible flow field / Pantograph-catenary contact force / Arcing

目前，中国高速铁路运营里程已达48 000 km，在京沪、京广、京津等高铁线路上实现时速350 km商业运营，树立了世界高铁建设运营的新标杆。自2008年以来在多条高铁线路上开展综合试验，最高试验速度达486.1 km · h^-1。为应对日益激烈的国际高速铁路装备竞争，国铁集团启动“CR450科技创新工程”，研发新一代更高速、更安全、更环保、更节能、更智能的复兴号动车组新产品，多次开展400 km · h^-1以上速度的综合试验，以实现我国高铁更高商业运营速度，持续巩固我国高铁领跑优势。

弓网关系是高速铁路重要的耦合关系之一，是动车组电能供给的核心。随着动车组运行速度达400 km · h^-1及以上，接触网-受电弓系统的耦合特性、摩擦动力学性能发生显著变化，空气动力效应影响遵循空气动力学规律呈非线性增加，受电弓施加在接触网的移动载荷发生变化，且接触网系统波动特性和振动行为发生改变。因此，时速400 km及以上速度弓网受流稳定性问题是制约我国高速铁路发展的重要瓶颈之一。探索更高速度下弓网关系的关键核心难题，提出弓网耦合系统技术创新和优化策略，可为实现更高速度下铁路的安全、稳定和高效运行提供坚实的科学依据。

现有的高速弓网关系基础理论研究大多聚焦于350 km · h^-1的运行速度，涵盖了弓网动力学参数优化、受电弓减阻降噪、接触网设计、接触稳定性和电气传输效率等方面：如李瑞平等^［1］研究了受电弓气动抬升力计算方法；韩斐等^［2］对高速列车受电弓气动噪声进行了数值模拟；黄凯莉等^［3］提出了基于射流的降噪方法；王洋洋等^［4］研究了气动噪声分布特性；周宁^［5］开展了350 km · h^-1及以上速度下弓网动态行为研究；张珹等^［6］针对不同速度等级进行了接触网悬挂仿真研究；Noh等^［7］、Cai等^［8］和Wang等^［9］分别从不同角度研究了高速弓网系统的气动和振动特性。虽然这些研究成果对现有高速铁路弓网关系研究做出了贡献，但面对更高速度下的新挑战，其适用性受到限制。特别是在空气动力学方面，空气作用力作为高速运行下弓网接触力的主要成分^［10］，当马赫值超过0.3（约367.2 km · h^-1速度）时，空气流动从不可压缩流向可压缩流转变，数值模拟机制发生根本性变化，显著影响高速条件下弓网接触仿真计算的准确性^［11］。

本文以既有设计标准下时速350 km接触网系统为研究对象，基于流固耦合理论和高速弓网耦合理论建立弓网仿真模型，结合高速弓网接触力和弓网燃弧实测数据分析，研究400 km · h^-1及以上速度下弓网接触力波动特征及其与高速下产生的弓网燃弧关系，进一步优化弓网关系，实现更高速下弓网安全稳定运行。

1 400 km · h^-1及以上速度下弓网系统动力学仿真

1.1　考虑空气动力学效应的弓网动力学建模

更高速度下弓网接触动力学仿真由2个部分组成，一是弓网动力学响应，二是考虑高速运行下的空气动力学影响。接触网建模基于既有时速350 km标准体系接触网参数，受电弓建模基于高速试验用的单臂高速受电弓。受电弓气动抬升力随速度提高增长显著^［12-13］，通过经验方法拟合气动抬升力难以准确地捕捉复杂空气动力学效应，因此，结合振动模型和空气动力学效应，采用双向流固耦合算法建立车-弓-气多物理场耦合模型，其中弓网仿真模型如图1所示。

接触网运动方程为

{\mathit{M}}_{\mathrm{c}}{\ddot{\mathit{Y}}}_{\mathrm{c}}+{\mathit{C}}_{\mathrm{c}}{\dot{\mathit{Y}}}_{\mathrm{c}}+{\mathit{K}}_{\mathrm{c}}{\mathit{Y}}_{\mathrm{c}}={\mathit{F}}_{\mathrm{c}}（1）

式中：{\mathit{M}}_{\mathrm{c}}，{\mathit{C}}_{\mathrm{c}}和{\mathit{K}}_{\mathrm{c}}分别为接触网系统的质量、阻尼和刚度矩阵；{\mathit{Y}}_{\mathrm{c}}，{\dot{\mathit{Y}}}_{\mathrm{c}}和{\ddot{\mathit{Y}}}_{\mathrm{c}}分别为接触网系统的位移、速度和加速度向量；{\mathit{F}}_{\mathrm{c}}为作用在接触网上的外力向量。

受电弓运动方程为

\mathit{M}\ddot{\mathit{Y}}+\mathit{C}\dot{\mathit{Y}}+\mathit{K}\mathit{Y}=\mathit{F}（2）

式中：\mathit{M}，\mathit{C}和\mathit{K}分别为受电弓系统的质量、阻尼和刚度矩阵；\mathit{Y}，\dot{\mathit{Y}}和\ddot{\mathit{Y}}分别为受电弓系统的位移、速度和加速度向量。

通过罚函数法模拟虚拟穿透量，得到弓网接触力为

（3）

式中：F_{\mathrm{c}\mathrm{c}}为弓网接触力；k_{\mathrm{c}}为采用罚函数法得到的接触刚度；\Delta y为虚拟穿透量。

建模时接触网参数见表1。

根据文献［14］研究结果，运行速度超过350 km · h^-1时需采用可压缩流Navier-Stokes方程模拟空气流场。

连续性方程为

\frac{\partial \rho }{\partial t}+\nabla \bullet (\rho \mathit{u})=\mathrm{0}（4）

动量方程为

\begin{array}{l}\rho (\frac{\partial u_x}{\partial t}+\mathit{u}\bullet \nabla u_x)=-\frac{\partial \rho }{\partial x}+\mu (\nabla ²u_x-\\ \frac{\mathrm{2}}{\mathrm{3}}\nabla (\nabla \bullet u_x))+F_x\end{array}（5）

\rho \left(\frac{\partial u_y}{\partial t}+\mathit{u}\bullet \nabla u_y\right)=-\frac{\partial \rho }{\partial y}+\mu \left({\nabla }^{\mathrm{2}}{u}_y-\frac{\mathrm{2}}{\mathrm{3}}\nabla \left(\nabla \bullet u_y\right)\right)+F_y（6）

\rho (\frac{\partial u_z}{\partial t}+\mathit{u}\bullet \nabla u_z)=-\frac{\partial \rho }{\partial z}+\mu (\nabla ²u_z-\frac{\mathrm{2}}{\mathrm{3}}\nabla (\nabla \bullet u_z))+F_z（7）

能量方程为

\rho \left(\frac{\partial e}{\partial t}+\mathit{u}\bullet \nabla e\right)=-p(\nabla \bullet \mathit{u})+\mu \Phi +Q（8）

式中：\rho为空气密度；t为时间；\mathit{u}为速度的向量，在笛卡尔坐标系下可表示为(u_x,u_y,u_z)，其中u_x，u_y和u_z分别为横向x、纵向y和垂向z上的速度分量；\nabla为梯度算子；\nabla ²为拉普拉斯算子；\mu为动力黏度；F_x，F_y和F_z分别为x，y和z方向上的体积力；e为空气的总能量密度；p为压力功项；\Phi为耗散功率；Q为外部热源项。

在湍流模型选取时，参考文献［15］的研究结果，采用SST k-ω湍流模型进行420 km · h^-1速度下的空气流场仿真。空气可压缩与不可压缩流场下仿真结果对比如图2所示。

由图2可以看出：不可压缩流场条件下，流线相对平顺，气流较为均匀地分布在车体和受电弓周围；可压缩流场条件下，在受电弓附近可观察到明显的流场扰动和复杂的涡流结构。

仿真计算时，通过采用双向“紧耦合”方法将弓网振动与空气作用力结合，同时考虑空气对弓网系统结构的影响和结构变形对流场的反馈作用。

流固耦合计算示意图如图3所示。图中：n为迭代次数；n_max为最大迭代次数。由图3可以看出：首先基于弓网系统边界进行空气动力学求解（对应式（4）—式（8）的求解），获得作用在弓网系统上的气动力；之后，将气动力作为外载荷输入到结构有限元模型中（对应式（1）和式（2）），求解结构的动态响应和位移；弓网系统的位移将导致耦合界面（即动网格）更新，进而影响下一轮的流场计算。上述过程在每个时间步内迭代进行，直至满足收敛条件或达到最大迭代次数。

1.2　弓网接触力仿真结果

高速弓网仿真时关注受电弓后弓开口运行工况，因此选择350，380和420 km · h^-1共3个速度级，每个速度级工况下受电弓模型的静态接触力取值与高速试验时受电弓气囊压缩产生的受电弓抬升力相同，弓网接触力稳态值仿真结果见表2。表中：试验统计值表示先计算每个接触网跨距内平均接触力，再统计所有跨距内的平均接触力范围。

可压缩流场与不可压缩流场下仿真获得的弓网接触力时程曲线如图4所示。由图4可以看出：350 km · h^-1以上速度级时，采用可压缩流Navier-Stokes方程仿真得到的弓网接触力波动随速度增长显著；与可压缩流场计算结果比较，不可压缩流场下速度波动增长不明显。

由图4可以看出：采用不可压缩流场仿真得到的弓网接触力稳态值（350，380和420 km · h^-1速度下分别为197，213和252 N），与表2所示试验统计值的差异较大；相比之下，采用可压缩流场得到的仿真结果更接近试验统计值，这表明在高速条件下考虑空气可压缩性的仿真模型能更准确地反映实际弓网接触力，其准确性不仅表现在稳态值的计算结果上，而且在弓网接触力的波动幅度上更为直观地反映了2种方法的差异。

考虑高速情况下弓网接触力的强随机性和波动性，采用非平稳小波变换（CWT）对数据进行分析，结果如图5所示。由图5可以看出：速度为350 km · h^-1时弓网接触力的主频在10 Hz以内，根据波动理论，当速度为350 km · h^-1时10 Hz频率对应的空间波长约为9.7 m（波长=速度/频率），与接触网系统基本结构参数相符；随速度增加至380和420 km · h^-1，理论上在相同空间波长条件下对应的频率应有所增加，而仿真结果显示随速度提高能量分布变得更加分散、高频成分（>10 Hz）的能量占比明显增加，表明弓网系统在高速条件下的动态响应更加复杂。

1.3　弓网接触力统计结果

对图4（a）中弓网接触力数据进行统计学分析，得到统计结果见表3。表中：变异系数为标准差与平均接触力的比值，表示数据离散程度的相对大小；均方根值为弓网接触力有效值。

基于可压缩流仿真模型，得到平均接触力仿真值F_f随速度变化的理论拟合曲线为

F_{\mathrm{f}}=\mathrm{0.000}\mathrm{561}v²+\mathrm{0.211}v+\mathrm{41.2}（9）

由表3可以看出：随着速度的增加，平均接触力呈现增长趋势，从350 km · h^-1的186.21 N增加到420 km · h^-1的229.61 N，增幅约为23.3%，同时，变异系数从0.026 9增加到0.044 4，增幅约为65.1%，表明弓网接触力波动的相对幅度随速度增加而放大，并且，均方根值从186.26 N增加到229.83 N，增幅约为23.4%，与平均接触力增幅相近，表明弓网接触力的有效值主要由平均值主导；相比350 km · h^-1速度，380和420 km · h^-1速度时的弓网接触力标准差增长率分别为27%和103%，方差增长率分别为61%和312%，表明弓网接触力的波动随速度增加呈现非线性增长趋势，且在超过380 km · h^-1后波动增长更为显著。

为深入研究弓网接触力随速度变化的频率特性，结合图5所示的时频分析结果，对表3对应的时域数据进行离散快速傅里叶变换（DFFT）分析。结果表明，随速度从350 km · h^-1增加到420 km · h^-1，频率变化特征如下：

（1）10 Hz以下低频成分仍占主导地位，主要对应接触网跨距（50 m）引起的基本波动（约2 Hz频率处）及其谐波，但其相对能量占比从350 km · h^-1速度时的约85%降至420 km · h^-1的约75%；

（2）10~20 Hz频率成分的能量占比从约12%增至约17%，主要源自吊弦间距（5~8 m）引起的波动；

（3）20 Hz以上高频成分能量占比从约3%增至约8%，反映了高速下弓网系统局部振动模态。该频率分布的变化解释了高速条件下接触力波动更为剧烈，方差增长显著。

通过对弓网接触力仿真结果的时域和频域分析发现，随着运行速度提升，弓网接触力波动呈现非线性增长趋势；同时，高频成分的能量占比明显增加，表明高速条件下弓网系统动态响应更加复杂，为理解高速下燃弧现象提供了关键信息。

2 高速下弓网系统线路试验

为验证上文仿真结果并探究实际运行中的弓网动态特性，开展高速弓网系统线路试验，测试我国既有设计标准下时速350 km受电弓和接触网在更高速度下的动态耦合性能，并分析弓网接触力与燃弧现象的关联。

2.1　试验受电弓

我国CR400型复兴号动车组高速受电弓按照速度350 km · h^-1设计，配置了受电弓主动控制器，可通过实时调节气囊压力提高受电弓滑板对接触网状态的跟随性，即滑板能够紧密“跟随”接触线，减小弓网接触力波动，降低燃弧。

2.2　弓网试验系统

利用高速弓网检测系统采集弓网接触力和燃弧等参数。检测系统分别采用安装在受电弓滑板支撑部位的压力传感器测量受电弓滑板与接触线之间的动态弓网接触力；使用加速度计测量弓头滑板加速度，通过力学关系对测量结果进行修正，排除滑板运动惯性影响，获得准确的弓网接触力数据。此外，安装了日盲型紫外光敏探测器用于测量弓网燃弧。

2.3　试验结果

高速弓网试验中，受电弓后弓开口运行方向试验最高速度达到420 km · h^-1。测量得到的每接触网跨距内弓网接触力统计值数据见表4。

在试验区段每运行1个速度级产生的燃弧次数、燃弧率、单次最大燃弧时间统计数据见表5。

2.4　弓网接触力试验数据分析

基于表4中弓网接触力数据，绘制速度与弓网接触力关系如图6所示。

标准TB 10761—2024《高速铁路工程动态验收技术规范》^［16］中弓网接触力评价标准见表6。

结合图6和表6可以看出：420 km · h^-1速度下弓网平均接触力100%可以控制在相应试验标准范围；400和410 km · h^-1速度下的弓网平均接触力均有85%以上可以控制在试验标准范围内，其余的超过标准1~10 N；分析400~420 km · h^-1速度下弓网平均接触力趋势和燃弧发展趋势，可以判断通过主动控制进一步精确调节受电弓弓网接触力，使其降低10 N，既能实现400和410 km速度下的弓网平均接触力完全满足试验标准，又能确保燃弧时间和燃弧次数保持在标准范围内。

由图6可以得到平均接触力实测值F_{\mathrm{R}}随速度变化的拟合曲线为

F_{\mathrm{R}}=\mathrm{0.000}\mathrm{575}{v}^{\mathrm{2}}+\mathrm{0.199}v+\mathrm{43}（10）

由式（10）可见：平均接触力随速度增长呈单调递增趋势，其增长趋势平缓无明显拐点。

理论模型与实测数据相比在拟合曲线系数上的差异分别为2.4%，6.0%和4.2%，表明理论模型预测的弓网接触力变化趋势与实测数据吻合度高，验证了可压缩流体仿真方法在预测高速弓网接触力方面的有效性。

2.5　弓网燃弧率和燃弧次数试验数据分析

基于表5中弓网燃弧数据，绘制速度燃弧率和燃弧次数关系曲线如图7所示。

由图7可以看出：燃弧率和燃弧次数在350 km · h^-1速度级以下保持平稳增长，在350~360 km · h^-1速度级下开始出现明显上升趋势；单次最大燃弧时间随速度增加也呈增长趋势，从350 km · h^-1速度下的62 ms增加到420 km · h^-1速度下的93 ms，增长约50%，表明高速条件下不仅燃弧率增加，单次最大燃弧时间也有所延长。

标准TB 10761—2024《高速铁路工程动态验收技术规范》中燃弧评价标准见表7。

表7中燃弧率\mu计算式为

\mu =\frac{\sum t_{\mathrm{a}\mathrm{r}\mathrm{c}}}{t_{\mathrm{t}\mathrm{o}\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{l}}}\times \mathrm{100}\mathrm{\%}（11）

式中：t_{\mathrm{a}\mathrm{r}\mathrm{c}}为大于5 ms的单次燃弧时间；t_{\mathrm{t}\mathrm{o}\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{l}}为测量总时间。

通过将图7结果与表7所示标准进行对比，可知试验中燃弧率和单次最大燃弧时间分别满足5%和100 ms的要求，但速度超过420 km · h^-1后单位160 m里程内燃弧次数接近标准要求。

以上表明：既有设计标准下时速350 km高速受电弓和接触网，在受电弓主动控制器作用下可有效控制400 km · h^-1及以上速度下的平均接触力，使其满足或接近现行技术规范，并可确保弓网燃弧相关的指标不超现行技术规范。

2.6　弓网接触力与燃弧率相关性

燃弧按照形成机理可分为升降弓燃弧、过分相燃弧、弓网间接触不良燃弧及弓网间接触力波动燃弧。研究高速弓网关系时关注的重点是弓网接触力波动燃弧，弓网间接触压力的瞬时降低将造成弓网之间间隙内的气体被击穿从而产生燃弧，如文献［17］所述，弓网接触力“标准偏差越低，则弓网间接触质量越好”，反之，波动过大将引起燃弧。

为解释燃弧在350~360 km · h^-1速度级时出现快速增长的现象，同时揭示400 km · h^-1及以上速度下弓网燃弧显著增加的原因，通过试验数据和仿真数据结合的方式分析弓网接触力与弓网燃弧的相关性。

对比350 km · h^-1速度下的试验实测燃弧数据，380和420 km · h^-1速度下燃弧率的增长率分别为66%和318%，其与仿真计算的弓网接触力方差增长率十分接近。由此可见，试验测得的燃弧率增长率与仿真计算获得的弓网接触力方差增长率显示出明显的对应关系。为验证这一发现，以试验得到的350 km · h^-1速度下弓网燃弧率为基准，以仿真得到的350 km · h^-1速度下弓网接触力方差、标准差和平均值仿真结果为基数，分别计算不同速度下，燃弧率、接触力方差、接触力标准差和平均接触力增长率，结果如图8所示。

由图8可以看出：随速度增加，燃弧率增长率与弓网接触力标准差增长率和方差增长率均呈正相关，但是与弓网接触力方差增长率拟合度极高，两者之间的相关系数R²达0.98，这揭示了弓网接触力强烈波动与燃弧现象的内在联系；尽管接触力标准差和方差都是描述数据离散程度的，但是标准差在描述数据集的波动性时更加直观，方差更强调数据集中的异常值和极端变动。这一发现表明，弓网接触力的波动，特别是弓网接触力方差的增加，是高速条件下燃弧现象增加的主要原因。因此，降低弓网接触力波动成为未来优化更高速度下弓网受流性能的重点研究方向。

3 更高速度下弓网关系优化措施

虽然既有设计标准下时速350 km受电弓和接触网系统在时速400 km运行条件下的性能仍满足或接近现行技术规范要求，但是为进一步优化弓网关系，提高运行可靠性，提出以下3个方面的优化措施。

3.1　研制时速400 km受电弓

研制更高速度等级的受电弓是保证时速400 km弓网系统稳定运行的必要措施，对受电弓弓头的悬挂参数及受电弓质量、阻尼和刚度进行优化设计，提高弓网接触稳定性，减少弓网燃弧。文献［18-19］指出目前高速铁路受电弓的机械传动结构仍有改进潜力，改进后接触力标准差可降低10%~15%，我国高速受电弓的弓头特性可在现行技术规范范围内进行适当的改进。此外以时速400 km运行的受电弓，其空气动力学和声学效应显著增加，对弓网耦合系统的激励更加复杂，为抑制弓网接触力高频波动，可尝试通过优化受电弓外形，改善其空气动力学特性。

3.2　采用智能化受电弓主动控制技术

目前投入使用的受电弓主动控制器可根据运行速度调节受电弓气囊压力，提高受电弓对接触网的跟随性。然而，现有主动控制系统仍存在局限性，主要表现在：其控制策略相对简单，未能充分将实时监测的接触网具体状况（如接触网参数）和弓网受流的实际性能参数（如接触力、燃弧等）动态地反馈并用于优化控制策略，导致在跨线运行、强横风、过隧道、环境温差剧变等复杂或恶劣条件下难以对弓网接触力等关键参数实现持续的精确控制，从而影响弓网受流质量。

因此，可以通过研发智能化受电弓主动控制器，根据实时监测的弓网接触力参数、受电弓运行速度、线路接触网状况、单双弓运行模式等条件研究动态接触力的自动化控制策略，实现在不同接触网条件、不同运行速度和偶然出现的异常环境下自动化调整弓网接触力，改善弓网受流质量。

3.3　提升接触网动态性能

开展400 km · h^-1速度等级高铁运营有2个途径，一是新建时速400 km高铁线路，对接触网做专门设计，以提高接触网高速运行的动态性能；二是对既有高铁线路接触网进行局部提速改造优化，使其适应400 km · h^-1的运行速度。

通过对接触网关键参数和结构断面进行针对性的局部调整优化，有望使现有按350 km · h^-1速度设计的接触网系统满足列车以400 km · h^-1及以上速度运行时的相关技术规范要求。另外，为降低400 km · h^-1高速动车组商业化运营投资成本，可以首先在已开通运营的高速铁路，并且接触网状态良好的线路或区段上实现以400 km · h^-1速度运营。为进一步减少弓网接触力波动，可以通过适当增加接触线和承力索的张力及提高接触网平顺性检修标准，对接触网动态性能进行优化。

4 结　论

（1）采用主动控制的受电弓，既有350 km · h^-1速度等级接触网系统可满足动车组400 km · h^-1速度时正常运行。

（2）高速条件下，可压缩流方法仿真模拟的弓网平均接触力与线路试验数据吻合度更高，接触力波动预测也更符合实际情况。

（3）高速弓网受流时，相比350 km · h^-1速度级，380和420 km · h^-1速度下燃弧率分别增长66%和318%，且弓网接触力方差与实测燃弧率增长趋势一致，表明高速下弓网接触力的波动与燃弧的产生有直接关系。

（4）现有350 km · h⁻¹设计标准的弓网系统在400 km · h⁻¹时仍具有潜力，但接触力波动和燃弧问题凸显。为经济高效地推动我国高铁向更高速度商业化运营发展，并充分利用既有线路资源，未来的技术突破方向应重点关注移动装备的升级。研发专门针对400 km · h⁻¹及以上速度等级、具有更优空气动力学特性和动态跟随性能的受电弓，并集成先进的智能化监测与主动控制系统以实时优化弓网接触状态，将是提升更高速度下弓网受流稳定性和安全性的核心途径。

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基金资助

中国国家铁路集团有限公司科技研究开发计划课题(P2021G053)