大風區接觸網正饋線氣動阻尼片抑舞效果分析

摘要：為抑制大風區蘭新高速鐵路接觸網正饋線在擋風墻尾流影響下發生的大幅舞動，基于空氣動力學理論，建立了安裝氣動阻尼片后的接觸網正饋線幾何模型，結合用戶自定義程序（user-defined program，UDF）與動網格技術實現正饋線舞動響應的流固雙向耦合求解. 研究結果表明：當固接式氣動阻尼片安裝角度為140°時，正饋線舞動振幅最小；懸掛式氣動阻尼片垂直向下懸掛，安裝后具備抑舞效果. 不同懸掛式氣動阻尼片結構長度均為0.75D 時，正饋線舞動振幅達到最小值，此時氣動阻尼片的抑舞效果最好. 氣動阻尼片具有一定的壓重效果，以抵消部分垂向風荷載，較適應蘭新高速鐵路接觸網大風區段的運行環境，建議采用金屬材質氣動阻尼片. 安裝氣動阻尼片后，氣流經導線的通道會受到限制，產生壓力差，進而導致氣體流動速度減慢，氣動阻力增強，消耗導線振動帶來的能量，從而減少舞動的幅度和頻率.

關鍵詞：蘭新高速鐵路；氣動阻尼片；接觸網；抑舞效果；流固耦合；數值分析

中圖分類號：TM922.3 文獻標志碼：A

蘭新高速鐵路（蘭新高鐵）全長1 776 km，途徑新疆四大風區，全年風期時間長，風力強勁，瞬時破壞性強［1］. 為防止列車在運行過程中受大風影響脫軌，在鐵路沿線修建了擋風墻以保證列車的行車安全［2］. 擋風墻雖然可以防止列車發生脫軌事故，但由于擋風墻對氣流的干擾作用，會在擋風墻后方發生“風涌”現象［3］，使正饋線在無覆冰狀態下發生劇烈舞動. 正饋線的舞動會造成線索和金具的磨損，易發生線間放電、掉線等事故，嚴重影響鐵路運輸的安全運行，亟須采取有效的抑舞措施抑制接觸網正饋線舞動.

針對架空輸電導線舞動現象，國內外學者進行了深入研究，提出了相應的舞動機理及抑舞措施. 目前被廣為接受的舞動機理有橫向舞動機理［4］、扭轉舞動機理［5-6］及慣性耦合機理［7］等. 對于導線抑舞方面，黃賜榮等［8］提出了一種在靠近輸電塔位置處設置阻尼器來減振耗能從而起到抑制輸電線路舞動的方法. 黃宇辰等［9］通過建立特高壓多分裂導線覆冰舞動模型，分析了不同覆冰厚度和風速下，雙擺抑舞器擺長和擺錘質量對覆冰導線舞動特性的影響. Li等［10］首次將具有固定時滯反饋的調諧質量阻尼器用于抑制覆冰導線的舞動， 研究發現，選擇合適的時滯參數T 和強度參數K 可以提高調諧質量阻尼器的抑舞效果. 易勇志［11］分析了安裝擾流抑舞器或氣動阻尼片后覆冰導線的動態和靜態氣動及舞動特性，分析了這兩種抑舞器的抑舞效果. 上述學者主要針對覆冰導線安裝抑舞裝置后的抑舞效果進行了模擬及試驗研究. 由于蘭新高鐵接觸網正饋線屬于擋風墻尾流影響下的無覆冰舞動，接觸網空間結構與架空輸電線差別較大，并且高速鐵路對安全可靠性要求更高，故既有的覆冰導線的抑舞措施并不完全適用于高速鐵路接觸網正饋線舞動防治.

在鐵路接觸網的舞動研究方面，張友鵬等［12-13］基于流體力學理論建立了接觸網正饋線流場計算模型，分析了擋風墻對接觸網正饋線氣動特性的影響，計算了不同表面粗糙度正饋線的舞動響應. 趙珊鵬等［14］建立了蘭新高鐵接觸網附加導線模型，提出了一種新型三角抑舞器，模擬附加導線處的隨機風場，通過對比安裝抑舞器前后導線舞動響應，驗證了該抑舞裝置的有效性. Song等［15］分析了接觸線極度磨損時接觸網的舞動行為，發現磨損的接觸線會改變接觸線的氣動系數，導致系統在穩定風荷載下出現不穩定性. Avila-Sanchez等［16］通過風洞試驗測量了鐵路站臺上接觸線的氣動系數，并通過Den Hartog系數對接觸線的馳振穩定性進行了分析. 綜上所述，相關學者對接觸網線索的風振穩定性開展了大量研究，但關于正饋線的抑舞成果較少，尤其是通過改變導線氣動力的方式抑制正饋線舞動的研究還處于探索階段，有必要對大風區接觸網正饋線氣動阻尼片的抑舞有效性開展深入研究.

本文針對大風區蘭新高鐵接觸網正饋線舞動問題，搭建了包含擋風墻的接觸網正饋線流固耦合計算模型，分析了不同安裝方式的氣動阻尼片抑制正饋線舞動的效果，同時研究了不同風速下氣動阻尼片結構尺寸對正饋線舞動幅值的影響. 根據安裝氣動阻尼片后正饋線的舞動特性，確定了氣動阻尼片最佳安裝角度及氣動阻尼片最優結構長度. 研究成果可為大風區段接觸網正饋線舞動以及架空導線無覆冰舞動防治提供重要參考.

1 氣動阻尼片及其模型建立

1.1 氣動阻尼片抑舞裝置

氣動阻尼片是一種用于減小導線風振的裝置，是由金屬或塑料材料制成的穩定器，通過卡箍或夾具安裝在導線上，提供阻尼效果，限制導線風振和擺動，可用于高壓輸電線路等需要保持導線穩定的場合，同時其結構適應于接觸網空間結構與鐵路運行環境. 氣動阻尼片在導線上每隔一定距離加裝一個.蘭新高鐵接觸網附加導線多為單半波（一階振型）舞動，氣動阻尼片應加裝在1/4、1/2、3/4擋距處，其總加裝長度為擋距的20%.

氣動阻尼片根據安裝方式，可分為固接式氣動阻尼片和懸掛式氣動阻尼片. 固接式氣動阻尼片一般通過卡箍直接與導線緊固在一起，氣動阻尼片會隨導線一起發生扭轉；懸掛式氣動阻尼片通過掛環懸掛在導線上，掛環與導線留有一定的空隙，氣動阻尼片不會隨導線一起發生扭轉. 氣動阻尼片的安裝效果如圖1所示.

1.2 幾何模型

蘭新高鐵沿線擋風墻設置在迎風側，距路肩面3.5 m高，如圖2所示.

在起風時，由于擋風墻阻擋氣流，位于擋風墻斜上方的正饋線（LBGLJ-300/25，1.058 kg/m，額定張力15 kN）會隨風速的增大而發生舞動，對列車的安全運行造成影響. 依據蘭新高鐵沿線擋風墻的實際尺寸，建立包含路基擋風墻的安裝氣動阻尼片正饋線的橫斷面模型. 模型入口高度為15 m，寬度為23.8 m，正饋線距離入口9.45 m. 安裝氣動阻尼片的接觸網正饋線模型如圖3所示.

安裝氣動阻尼片導線模型的迎風角α 定義為導線對稱水平面與氣動阻尼片長度延伸方向在逆時針方向的夾角，如圖4所示. 迎風角用來描述氣動阻尼片在氣流中的相對位置和朝向，可以影響氣動阻尼片對導線的氣動阻尼效果.

入口風設置為均勻風，風速變化范圍為10～20 m/s，數值計算模型以光滑導線作為典型模型進行數值分析，雷諾數范圍隨風速變化而變化，雷諾數范圍為3.58×104～7.16×104. 該范圍的雷諾數極易發生湍流，速度梯度較大，使得流體在流動過程中耗散能量高，產生較大阻力.

正饋線發生舞動時水平與垂直方向位移較大，為減小因正饋線運動引起的網格畸變而產生的計算誤差，可以采用嵌套網格技術來實現流場中正饋線邊界的運動. 這種技術將計算區域劃分為不同級別的網格，并在需要時僅對正饋線周圍的局部網格進行更新，從而減少計算量和計算誤差，提高模擬效率和精度. 嵌套網格由兩部分組成：背景網格和組分網格. 背景網格不隨正饋線發生運動，網格不會因拉伸或擠壓而發生形變. 背景網格和組分網格都使用結構化網格，正饋線表面部分邊界層網格的無量綱值小于1（y+lt;1）［21］. 其中壁面網格增長率取1.02，確保邊界層中至少有5個網格單元，近壁面最小網格為0.01 mm. 導線周向網格數為184 212，網格總數是823 493. 流場計算網格如圖5所示，在流場模擬中，將入口設置為速度入口，出口為壓力出口，并將上壁面、路基、擋風墻設置為滑移壁面，正饋線表面的邊界則應設置為無滑移壁面. 這些邊界條件的設定可以有效地限制流場的運動范圍和流體的傳輸方式，從而實現對正饋線周圍流場的精確模擬.

針對網格獨立性驗證，以風速15 m/s、阻尼片長度為0.75D 及正饋線頻率比為fx=0.8fy時正饋線的氣動特性仿真為例進行說明. 其中fx和fy分別為正饋線水平和垂直固有頻率.表1為不同網格數下正饋線處氣動力系數. 從表1中可以看出，網格數約100萬時的計算結果與約80萬時的計算結果相差不大，說明網格數量為80萬時已達到計算精度要求，為提高計算效率，本文采用80萬網格數進行計算.

3.2 參數設置

在本文中，正饋線固有頻率對應跨距為50 m的實際正饋線的一階固有頻率，正饋線的固有頻率f 可采用理論計算公式（15）獲得. 正饋線張力大小可根據蘭新高鐵接觸網正饋線的施工安裝曲線圖獲得，如圖6所示. 其中Tx為正饋線張力，l 為正饋線跨距，Fx為馳度，tx為溫度. 當正饋線馳度為0.95 m時，可從安裝曲線圖中查得正饋線張力為3 200 N. 正饋線阻尼比根據EPRI（electric power research institute）的輸電線路參考手冊中給定的阻尼比進行取值［22］，水平和垂直方向均取0.5%. 正饋線單位長度質量為1.058 kg/m，彈性模量為66 GPa，外徑為23.76 mm，固有頻率為0.55 Hz，計算時間步長和步數分別為0.05 s和2 400步，計算總時長隨正饋線振動的平穩性而變化.

式中：n 為正饋線振動階次.

利用FLUENT軟件可以求解得到流場中正饋線表面的壓力、流速等信息， 提取得到作用在正饋線表面的氣動力.然后將氣動力代入正饋線的運動方程，通過求解正饋線的運動方程，獲得當前時間步長下正饋線運動的位移和速度［23］. 同時根據正饋線的位移和瞬時速度更新流場網格，再進行下一時間步的迭代計算.

FLUENT軟件不能直接進行正饋線結構響應的求解，若要進行流固耦合計算，需要利用軟件的用戶自定義程序（UDF）實現［24］. 通過編寫用戶自定義程序，采用Runge-Kutta法求解結構動力響應，利用動網格技術實現計算域內網格動態更新，以完成正饋線的流固耦合求解.

4 風洞試驗

對于風洞試驗模型的設計，考慮了整體模型與實際工程的幾何相似性. 本文風洞試驗主要用于測量擋風墻后方正饋線位置處的風速變化，在進行風洞試驗過程中觀察到，正饋線的舞動現象與實際工程中正饋線的舞動現象相符. 風洞試驗的幾何相似比確定為1∶59，現場實際尺寸與縮尺風洞試驗尺寸對比如表2所示. 仿真計算得到正饋線處風速大小，與風洞試驗進行對比，驗證計算結果的正確性. 風洞試驗模型如圖7所示，圖8為風速測量儀. 仿真計算結果與試驗結果對比如表3所示.

由表3可知，試驗結果與仿真計算結果存在一定誤差，考慮到試驗裝置的氣密性等問題，認為誤差在允許范圍內. 從表3中可以發現，試驗結果與仿真計算結果均近似為入口風速的2倍，表明本文所采用的流場模擬方法可以反映實際工程中擋風墻對正饋線處氣流的影響. 因此，風洞試驗驗證了本文采用的模擬方法的正確性，為本文的流體仿真研究提供了可靠依據.

5 計算結果分析

5.1 正饋線舞動特性分析

接觸網正饋線流場風速云圖如圖9所示.擋風墻尾流區域風速急劇增大，正饋線處于擋風墻尾流增速區內，風向、風速發生較大變化.表4為擋風墻后正饋線位置處迎風角及風速放大系數.

入口風速為5～30 m/s時，正饋線位置處迎風角及風速放大系數隨入口風速變化存在明顯規律，正饋線位置處的平均風速一般約為入口風速的2.2倍.迎風角隨入口風速增大逐漸增大，當入口風速達到15 m/s時，迎風角趨于穩定，且穩定在30°附近.

為了對比安裝氣動阻尼片的抑舞效果，首先分析未安裝抑舞裝置正饋線的舞動特性. 圖10為入口風速U=15 m/s時各變量的時程分析. 圖10（a）為正饋線垂直和水平位移時程圖，可以發現正饋線水平方向與垂直方向發生了振動偏移，正饋線水平振幅大于垂直振幅，最大水平位移達到1.6 m，最大垂直位移為1.2 m. 對正饋線水平與垂直位移數據進行快速傅里葉變換得到正饋線的位移頻率，如圖10（b）所示，可以發現，正饋線水平與垂直位移頻率約為0.55 Hz，與正饋線固有頻率一致. 結合圖10（c）正饋線氣動升力CL、垂直位移及功率時程曲線，可以發現，在一個周期內氣動升力及能量輸入隨時間呈周期性變化，氣動升力與垂直位移存在一定相位差. 當流體對正饋線做正功時，振幅逐漸增大至峰值；當流體對正饋線做負功時，正饋線振幅逐漸減小，相較于振幅較小的水平位移，流體對垂直方向做功更多.

5.2 固接式氣動阻尼片抑舞效果分析

在安裝氣動阻尼片后，正饋線的氣動特性較裸導線會發生較大的變化. 為驗證安裝氣動阻尼片的抑舞有效性，對安裝固接式氣動阻尼片后正饋線的氣動特性和舞動特性進行分析.

5.2.1 氣動特性

在模型入口15 m/s風速下，正饋線安裝不同迎風角下固接式氣動阻尼片氣動力系數如圖11所示. 由圖11（a）可知，正饋線安裝氣動阻尼片后，正饋線阻力系數隨迎風角的變化大致呈正弦波動，阻力系數在迎風角度為100°與280°左右時出現兩個較大的極大值，分別約為11.86和10.52. 說明正饋線安裝氣動阻尼片后在迎風角為100°與280°左右時迎風面積較大. 在200°左右時氣動阻力系數最小，約為2.05，在此迎風角下正饋線的迎風面積最小. 正饋線安裝氣動阻尼片后，阻力系數的增幅較明顯，說明氣動阻尼片對氣流的阻礙作用大大增加.

由圖11（b）可知，正饋線升力系數隨迎風角的變化大致呈正弦波動，在迎風角為40°與260°左右時出現兩個較小的極小值，約為-1.91和-2.15. 迎風角度為120°左右時出現最大值，約為8.58. 迎風角在100°左右時升力系數變化較為劇烈，此時氣動阻尼片對正饋線升力系數的影響較大，迎風角在160°～280°范圍內變化較為平緩，說明在此迎風角范圍內氣動阻尼片對正饋線升力系數的影響較小.

由圖11（c）可知，安裝氣動阻尼片后正饋線扭矩系數隨迎風角的變化趨勢與升力系數變化趨勢大致相反. 安裝氣動阻尼片后正饋線的扭矩系數大部分小于0，這是因為安裝氣動阻尼片后正饋線在大部分迎風角下存在較大的負扭矩，因而扭矩系數為負值.扭矩系數在迎風角為120°左右時出現最小值，為-4.86. 在迎風角為260°左右達到最大值，為3.06，說明安裝氣動阻尼片后，正饋線受到較大軸向的氣動力.

為利用Den Hartog系數和Nigol系數驗證安裝固接式氣動阻尼片的正饋線是否會發生舞動，計算正饋線的升力系數與扭矩系數關于迎風角的一階偏導數，如圖12所示. 由圖12（a）可見，正饋線安裝氣動阻尼片后升力系數的一階偏導數呈馬鞍狀波動. 在迎風角為40°～120°和260°～300°范圍內升力系數一階偏導數全都大于0，在迎風角為0°時升力系數一階偏導數最小，為-0.27，而阻力系數的最小值為2.05，因此根據Den Hartog舞動機理可以發現，安裝氣動阻尼片后正饋線不會發生Den Hartog舞動.

由圖12（b）可見，安裝氣動阻尼片后正饋線扭矩系數的一階偏導數在120°～260°迎風角范圍內其值全部大于0，當迎風角小于120°時正饋線扭矩系數的一階偏導數小于0. 根據Nigol 舞動機理可知，當Nigol系數小于0時，可能會發生由扭轉引起的舞動，因此氣動阻尼片安裝角度應不小于120°且不宜大于260°. 氣動阻尼片在120°～260°迎風角范圍內，根據Nigol準則可知，正饋線不會因產生扭轉氣動負阻尼而發生舞動.

根據安裝氣動阻尼片后正饋線的氣動特性可以發現，氣動阻尼片安裝在合理的角度范圍內可有效抑制正饋線的舞動.

5.2.2 舞動特性

在風速15 m/s，正饋線安裝不同角度固接式氣動阻尼片振幅如圖13所示. 氣動阻尼片并不是在所有角度下都可以起到防舞的效果，氣動阻尼片安裝在合理的角度范圍內才能達到抑舞效果. 迎風角不同，正饋線舞動幅值存在較大的差異，當迎風角在120°～160°范圍內垂直與水平振幅出現最小值，在此迎風角范圍內氣動阻尼片的抑舞效果最好. 可以發現這一結果與Nigol準則分析結果一致. 從圖13中可以發現，當氣動阻尼片角度為140°左右時正饋線舞動振幅最小，因而氣動阻尼片的最佳角度可以確定為140°. 由于氣動阻尼片角度在140°±20°范圍內，正饋線垂直與水平方向舞動振幅都較小，氣動阻尼片均能起到一定抑舞效果，因而在實際施工過程中氣動阻尼片角度可以存在小范圍內的偏差.

根據安裝氣動阻尼片后正饋線的舞動振幅曲線可以確定氣動阻尼片最佳安裝角度，為進一步明確氣動阻尼片結構尺寸對正饋線舞動振幅的影響，以風速分別為10、15和20 m/s，140°安裝角度為例，設置氣動阻尼片長度分別為0.5D、0.6D、0.75D、0.8D和1.0D（D 為正饋線的直徑23.76 mm）. 分析正饋線安裝不同長度固接式氣動阻尼片對其舞動振幅的影響，如圖14所示. 圖14（a）為不同風速下正饋線舞動幅值隨氣動阻尼片長度的變化曲線，可以發現正饋線水平振幅隨氣動阻尼片長度增大整體呈增大趨勢，說明氣動阻尼片越長，正饋線與流體的接觸面積越大，正饋線水平方向振幅越大，因此氣動阻尼片選取不宜過長. 從圖14（b）中可以發現，不同風速下正饋線垂直振幅隨氣動阻尼片長度增大均呈先減小再增大的變化趨勢，當氣動阻尼片長度達到0.75D 時，正饋線舞動振幅達到最小值，15 m/s風速下其振幅在0.2 m左右. 結合正饋線水平方向振幅曲線可以發現，當氣動阻尼片長度為0.75D 時，15 m/s風速下正饋線水平振幅同樣在0.2 m左右，氣動阻尼片對正饋線垂直與水平方向振動都具有一定抑制效果，因此氣動阻尼片的最佳長度選為0.75D.

5.3 懸掛式氣動阻尼片抑舞效果分析

由于懸掛式氣動阻尼片與正饋線采用鉸接的垂直向下懸掛方式，氣動阻尼片不會隨導線一起發生扭轉，氣動阻尼片的轉動對正饋線的影響很小，因此本節分析了迎風角為90°工況下懸掛式氣動阻尼片對正饋線氣動及舞動特性的影響.

圖15為正饋線安裝不同長度懸掛式氣動阻尼片氣動系數. 由圖15（a）可以發現，不同風速下懸掛式氣動阻尼片的阻力系數曲線隨氣動阻尼片長度的變化趨勢一致，不同風速下正饋線阻力系數相差不大. 阻力系數均隨氣動阻尼片長度增大而急劇增大，這主要是因為氣動阻尼片長度增大，氣動阻尼片對來風的阻礙作用也增大. 氣動阻尼片越長，正饋線受氣動阻力的影響越大，正饋線在水平方向更易產生大的位移，由此可見，氣動阻尼片長度的選取不宜過大，在能起到較好抑舞效果時氣動阻尼片長度應盡可能小. 圖15（b）為正饋線升力系數隨氣動阻尼片長度的變化曲線，可以發現，懸掛式氣動阻尼片對正饋線氣動升力同樣存在一定影響，正饋線升力系數隨氣動阻尼片長度增大的增幅較小. 不同風速下正饋線的升力系數存在一定差異，風速為10 m/s時，正饋線的升力系數較風速為15 m/s和20 m/s時小，風速為15 m/s 和20 m/s 時正饋線升力系數曲線相差較小.

當U=15m/s，氣動阻尼片長度為0.5D 時，安裝懸掛式氣動阻尼片正饋線的位移時程曲線如圖16所示. 從圖16中可以發現，安裝氣動阻尼片后，正饋線起始位移幅值增大，這主要是因為安裝氣動阻尼片后正饋線截面形狀發生變化，由圓形截面變為不規則截面，從而增大了正饋線的起始位移，使正饋線的起始位移增大. 當正饋線位移幅值達到穩定時，安裝氣動阻尼片后正饋線的垂直與水平位移幅值均減小，說明安裝懸掛式氣動阻尼片對正饋線的舞動起到一定的抑制作用. 當正饋線舞動達到穩定時，對比正饋線的位移幅值可以發現，安裝氣動阻尼片時正饋線水平位移幅值較不安裝氣動阻尼片時正饋線的水平位移幅值減小了31.5%，垂直方向位移幅值減小了38.2%. 這說明安裝懸掛式氣動阻尼片對正饋線的舞動具有一定的抑制作用.

圖17為正饋線安裝不同長度懸掛式氣動阻尼片的水平和垂直振幅.從圖17中可以發現，隨氣動阻尼片長度增大，正饋線水平方向舞動振幅均處于較低的水平，說明懸掛式氣動阻尼片對正饋線水平方向的舞動存在較好的防治效果. 當懸掛式氣動阻尼片長度為0.75D 時，正饋線在不同風速下水平方向舞動振幅均處于較小值. 當氣動阻尼片長度為0.75D時，懸掛式氣動阻尼片對正饋線水平方向舞動的抑制效果最好. 由圖17（b）可以發現，氣動阻尼片長度對正饋線垂直方向舞動振幅存在顯著影響，隨氣動阻尼片長度增大，正饋線舞動振幅不斷減小，當氣動阻尼片長度達到0.75D 時，正饋線垂直方向舞動振幅幾乎為0，此時正饋線不再發生垂直方向的振動，在流場作用下表現出較明顯的風偏特性. 結合氣動阻尼片對正饋線水平方向舞動的抑制效果可知，當懸掛式氣動阻尼片長度為0.75D 時，其對正饋線的抑舞效果最好.

大風區蘭新高鐵正饋線所處風環境具有較大的迎風角，導致正饋線垂直振幅較大. 安裝在正饋線上的氣動阻尼片除了可以改變導線氣動特性外，還有一定的壓重效果，可抵消部分垂向風荷載，較適應大風區接觸網運行環境. 建議采用金屬材質氣動阻尼片，其在高風速下可以提供更好的壓重效果、結構剛度與耐久性.

5.4 安裝氣動阻尼片后流場特性分析

對比分析安裝氣動阻尼片前后正饋線流場的變化.當風速為15 m/s時，安裝氣動阻尼片前正饋線氣流渦量圖如圖18所示. 當風速為15 m/s，安裝角度為140°，氣動阻尼片長度為0.75D 時，安裝固接式氣動阻尼片后正饋線氣流渦量圖如圖19所示. 當t=5.4 s時，正饋線垂直方向流速較小，水平方向流速較大，正饋線順流場方向運動，正饋線后方尚沒有形成明顯旋渦. 而當t=7.8 s及之后，安裝氣動阻尼片后正饋線后方產生旋渦，隨即旋渦方向發生逆轉，并且旋渦被拉長，在一定程度上破壞了起舞誘因，使得正饋線受到的氣動阻力增大，從而達到抑制正饋線舞動的效果.

安裝氣動阻尼片后，氣流經導線的通道會受到限制，產生壓力差，進而導致氣體流動速度減慢，氣動阻力增強，消耗導線振動帶來的能量，從而減小振動的幅度和頻率. 通過加裝氣動阻尼片，導線的振動能量部分被轉化為空氣阻尼效應的能量損耗，這樣可以有效地減緩導線的振動，降低結構的疲勞程度，提高導線系統的穩定性和安全性.

6 結 論

1） 固接式氣動阻尼片迎風角對正饋線舞動具有重要影響，當固接式氣動阻尼片安裝角度為140°左右時，正饋線舞動振幅最小，因此可以將固接式氣動阻尼片的最佳安裝角度確定為140°. 懸掛式氣動阻尼片垂直向下懸掛，安裝后具備抑舞效果.

2） 當固接式氣動阻尼片長度為0.75D 時，正饋線垂直與水平振幅最?。粦覓焓綒鈩幼枘崞L度達到0.75D 時，正饋線水平振幅最小，垂直振幅不再隨氣動阻尼片長度的增大而發生變化. 因而懸掛式氣動阻尼片的最佳長度為0.75D.

3） 氣動阻尼片除了可以改變正饋線氣動特性外，還具有一定的壓重效果，以抵消部分垂向風荷載，較適應大風區接觸網運行環境. 建議采用金屬材質氣動阻尼片，在高風速下可以提供更好的壓重效果、結構剛度與耐久性.

4） 安裝氣動阻尼片后，氣流經導線的通道會受到限制，產生壓力差，進而導致氣體流動速度減慢，氣動阻力增強，從而減小振動的幅度和頻率. 通過加裝氣動阻尼片，導線的振動能量部分被轉化為空氣阻尼效應的能量損耗，可以有效地減緩導線的振動.

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基金項目：國家自然科學基金資助項目（52467017），National Natural Science Foundation of China（52467017）；甘肅省自然科學基金資助項目（25JRRA174），Natural Science Foundation of Gansu Province（25JRRA174）；國鐵集團系統性重大科技項目（P2024G001），SystematicMajor Scientific and Technological Projects of China Railway（P2024G001）；中國鐵路北京局集團有限公司科技研究開發計劃（2024AGD03）， China Railway Beijing Group Limited Company Science and Technology Research and Development Plan （2024AGD03）