蘭新高鐵大風區(qū)段擋風墻對接觸網(wǎng)正饋線氣動特性的影響

張友鵬，王彤，趙珊鵬, 2，王思華

蘭新高鐵大風區(qū)段擋風墻對接觸網(wǎng)正饋線氣動特性的影響

張友鵬1，王彤1，趙珊鵬1, 2，王思華1

(1. 蘭州交通大學 自動化與電氣工程學院，甘肅 蘭州 730070；2. 蘭州交通大學 甘肅省軌道交通電氣自動化工程實驗室，甘肅 蘭州 730070)

為研究蘭新高鐵大風區(qū)段擋風墻對接觸網(wǎng)正饋線氣動特性的影響，基于流體力學建立正饋線流場模型，分別針對無墻和有墻的情況，分析正饋線在不同風速下氣動特性的變化規(guī)律。研究結(jié)果表明：擋風墻對氣流有較強的匯聚作用，大幅增加了正饋線周圍的空氣流動速度。隨著來風速度的增大，擋風墻后正饋線處風攻角也隨之增大，當風速達到15 m/s及以上時，攻角基本穩(wěn)定在29°~30°之間。有墻條件下正饋線升力及阻力系數(shù)幅值加大且呈現(xiàn)無規(guī)律振蕩，擋風墻對正饋線氣動力的增大效應(yīng)是導致正饋線發(fā)生低頻高幅舞動的主要原因。擋風墻外形尺寸對于正饋線氣動特性有重要影響，選擇合適的高度和截面寬度可一定程度改善正饋線氣動特性，以減少舞動的發(fā)生。

蘭新高鐵接觸網(wǎng)；大風區(qū)；正饋線；擋風墻；氣動特性

蘭新高鐵全長1 776 km，是世界上里程最長的高速鐵路。橫穿新疆境內(nèi)的煙墩風區(qū)、百里風區(qū)、三十里風區(qū)及達坂城風區(qū)等四大風區(qū)，是我國乃至世界上鐵路風災最嚴重的地區(qū)之一[1]。鐵路途經(jīng)部分區(qū)段年均大于8級大風的天氣超過200 d，對鐵路行車安全造成嚴重影響。為保證列車安全通行，鐵路沿線重點區(qū)段來風一側(cè)建設(shè)了擋風墻防風工程，以避免列車被大風傾覆。蘭新高速鐵路接觸網(wǎng)采用AT供電方式[2]，由于正饋線通過絕緣子懸掛在接觸支柱的田野側(cè)，且沒有補償裝置的懸掛特點，易受到大風影響，而發(fā)生舞動。通過現(xiàn)場觀察發(fā)現(xiàn)蘭新高鐵擋風墻段正饋線舞動相比無墻段更為劇烈，線索、金具磨損嚴重，易發(fā)生掉線事故。另外舞動經(jīng)常導致線索與接地體空氣間隙距離不足，引起放電跳閘事故。針對線路的風致振動現(xiàn)象，相關(guān)學者已做了大量研究。Den[3]針對輸電線覆冰舞動，提出垂直激發(fā)機理；針對垂直激發(fā)機理的不足，Nigol等[4?5]提出扭轉(zhuǎn)激發(fā)機理，首次較為完整地給出導線系統(tǒng)的3自由度運動方程；Luongo等[6]采用一種曲梁單元模擬覆冰導線，研究覆冰單導線的舞動；Belloli等[7]利用空氣作為介質(zhì)，進行高雷諾數(shù)高質(zhì)量比下的圓柱渦致振動試驗；夏瑩沛[8]對由渦脫和尾流效應(yīng)引起的輸電線路的微風振動與次檔距振蕩進行研究；楊偉超等[9]建立列車?隧道結(jié)構(gòu)?接觸網(wǎng)系統(tǒng)?空氣的流固耦合計算模型，分析高速鐵路隧道內(nèi)列車風荷載下接觸網(wǎng)系統(tǒng)的振動響應(yīng)特性；劉志剛等[10]建立接觸線動力學方程，對接觸線微風振動特性進行研究，但并未涉及接觸網(wǎng)附加導線；張昊等[11]總結(jié)了接觸網(wǎng)風致舞動研究現(xiàn)狀與進展；韓佳棟[12]針對接觸網(wǎng)附加導線在大風環(huán)境中的舞動進行研究，并提出相應(yīng)的防護措施，但研究僅限于對風速分析，未對附加導線氣動力特性進行研究，不能直觀的反映附加導線受力情況并揭示發(fā)生舞動的原因；王玉環(huán)[13]對蘭新線正饋線舞動進行分析，但研究側(cè)重于對于正饋線懸掛結(jié)構(gòu)分析，對于擋風墻影響下氣流對正饋線作用力變化特點未作深入研究。現(xiàn)場調(diào)研發(fā)現(xiàn)，蘭新高鐵大風區(qū)段發(fā)生的正饋線舞動呈現(xiàn)高振幅低頻率的特點。這一特點與電力系統(tǒng)輸電線舞動現(xiàn)象類似，但輸電線舞動一般發(fā)生在覆冰條件下，而正饋線的舞動發(fā)生在無覆冰的干燥環(huán)境里，無法簡單運用已有結(jié)論對這一現(xiàn)象進行解釋，另外多種現(xiàn)象已經(jīng)表明蘭新高鐵擋風墻與接觸網(wǎng)正饋線舞動存在較大關(guān)系。由于氣動特性變化是導致正饋線舞動的直接原因，故本文主要針對蘭新高鐵大風區(qū)段正饋線氣動特性進行研究，以對正饋線的舞動機理及防舞措施的研究提供重要的理論支撐和參考依據(jù)，從而提高蘭新高鐵牽供電的可靠性，保障大風區(qū)高速鐵路的安全 運行。

1 模型建立及計算設(shè)置

由于計算流體力學具有計算速度快、研究周期短、測試效率高，可以模擬真實及理想條件，后處理技術(shù)完善，便于分析計算結(jié)果等優(yōu)點，本文利用計算流體力學軟件對正饋線氣動特性進行研究。

采用二維模型研究輸電線振動現(xiàn)象不僅可以大幅降低硬件要求，提高計算效率，且得到的結(jié)果是偏安全的[14]。本文以實際尺寸建立二維模型，分別研究無墻條件下和有墻條件下的正饋線氣動 特性。

1.1 基本控制方程

對于不可壓縮黏性流體，其控制方程為：

1) 連續(xù)方程：

2) 動量方程：

式中：為空氣密度；為空氣動力黏度；和分別為方向和方向的空氣速度；為壓力。

1.2 湍流模型選擇及參數(shù)定義

與SST模型相比，采用Transition SST湍流模型能更好地模擬圓柱繞流背風面壓力和摩擦力的變化情況，所得結(jié)果與實驗結(jié)果更為相符[15]，所以本文湍流模型選擇Transition SST模型。

定義升力系數(shù)：

阻力系數(shù)：

雷諾數(shù)：

式中：l為正饋線在豎直方向所受氣動力；d為正饋線在水平方向所受氣動力；為空氣密度；為風速；為正饋線直徑；為空氣動力黏度。

1.3 計算網(wǎng)格及邊界條件

1.3.1 無墻條件

無墻條件下，計算域長寬分別為23.8 m和15 m。計算域網(wǎng)格如圖1所示，網(wǎng)格總數(shù)約為90萬。

圖1 無墻條件下計算域網(wǎng)格圖

計算域左邊界設(shè)置為速度入口邊界，空氣速度垂直于邊界進入流場，選取不同速度進行仿真。正饋線表面設(shè)置為無滑移邊界。計算域右邊界設(shè)置為流動出口邊界。

1.3.2 有墻條件

有墻條件下，迎風側(cè)路堤坡度1:1.5，擋風墻距路肩面高3.5 m，寬0.4 m，距軌道中心5.7 m，正饋線距路肩面7.2 m，與擋風墻水平距離為1.05 m[13]。計算域整個網(wǎng)格與正饋線周圍網(wǎng)格如圖2~3所示，網(wǎng)格總數(shù)約為101萬。

圖2 有墻條件下計算域網(wǎng)格圖

圖3 有墻條件下正饋線周圍網(wǎng)格圖

1.4 其他設(shè)置

本文仿真選擇0.005 s作為時間步長，計算1 000步，仿真時間為5 s。速度壓力耦合采用SIMPLEC算法。壓力方程采用二階精度離散，動量采用二階迎風格式。

2 結(jié)果分析

2.1 擋風墻對氣流的影響

考慮到大風區(qū)段常年風力為8級或更高，本文主要研究1~30 m/s(1~10級)風速的影響。首先對擋風墻對氣流的影響進行研究，入口速度分別選取1，5，10，15，20及30 m/s進行仿真，對正饋線位置處風速進行監(jiān)測。

圖4為流場入口速度為15 m/s時，正饋線位置處風速隨時間變化圖，平均風速為33.86 m/s，遠大于入口風速，可見擋風墻對于氣流有較強的匯聚作用。表1為不同入口風速下正饋線位置處風速仿真結(jié)果。

圖4 入口速度為15 m/s時正饋線位置處風速

表1 正饋線位置處風速

從表中可以看出，各風速在擋風墻影響下增速較大，正饋線位置處的風速以水平分量為主，且存在一定豎直方向分量。圖5為正饋線位置處的風攻角，圖6為各風速下正饋線處的風攻角隨時間變 化圖。

圖5 正饋線位置處的風攻角

圖6 風攻角隨速度變化

從圖中可以看出，風速較小時，正饋線位置處的風速豎直分量較小，風攻角也較小，隨著風速增大，風攻角也隨之增大，當風速增大至15 m/s以后時，風攻角基本穩(wěn)定在29°~30°之間。

2.2 無墻條件下正饋線氣動特性仿真結(jié)果分析

分別選取風速為1，5，10，15，20及30 m/s進行仿真。

在無墻情況下，正饋線的氣動特性近似圓柱繞流特性。在風速為1 m/s時，雷諾數(shù)約為1 410，處于亞臨界雷諾數(shù)階段，氣流經(jīng)過正饋線后，在正饋線后方會出現(xiàn)典型的卡門渦街現(xiàn)象，如圖7所示。隨著漩渦在正饋線后方不斷上下交替脫落，正饋線上下壓力不斷改變，從而導致正饋線的升力系數(shù)呈正負交替變化，如圖8所示，且近似為正弦曲線，變化穩(wěn)定后幅值基本保持一致。正饋阻力系數(shù)曲線如圖9所示，從圖中可以看出，此時阻力系數(shù)基本呈現(xiàn)小幅的正弦振蕩。

圖7 無墻條件下風速1 m/s時正饋線速度云圖

圖8 無墻條件下風速1 m/s時正饋線升力系數(shù)時程圖

圖9 無墻條件下風速1 m/s時正饋線阻力系數(shù)時程圖

隨著風速增加，雷諾數(shù)變大，卡門渦街逐漸遭到破壞，尾流開始向湍流發(fā)展。在風速達到15 m/s時，如圖10~11所示，正饋線升力系數(shù)曲線雖依然呈現(xiàn)正負交替，證明卡門渦街現(xiàn)象依然存在，但變化周期向無規(guī)律方向發(fā)展，幅值也呈現(xiàn)出一定的隨機性，同時阻力系數(shù)變化也呈現(xiàn)類似的無規(guī)律性。風速進一步增加，正饋線升、阻力系數(shù)變化的無規(guī)律性也隨之增強。

表2為無墻條件下，不同風速時正饋線升、阻力系數(shù)值。考慮到升力系數(shù)正負交替變化，阻力系數(shù)一直為正值，故選用均方根值來表征升力系數(shù)，選用平均值表征阻力系數(shù)。從表2中可以看出，升力系數(shù)均方根值隨著風速增加先減小后增大，而阻力系數(shù)變化則相對較小。

圖10 無墻條件下風速15 m/s時正饋線升力系數(shù)時程圖

圖11 無墻條件下風速15 m/s時正饋線阻力系數(shù)時程圖

表2 無墻條件下正饋線升、阻力系數(shù)

2.3 有墻條件下正饋線氣動特性仿真結(jié)果分析

由于擋風墻目前設(shè)置的高度，擋風墻對流經(jīng)氣流產(chǎn)生嚴重干擾，強大氣流在經(jīng)過路基和擋風墻的阻擋匯聚之后，在擋風墻后上方形成增速區(qū)，并沿著擋風墻以浪涌的方式向正饋線移動且運動形式變化劇烈，與無墻情況時相比，經(jīng)過正饋線的流場發(fā)生較大變化，從而對正饋線氣動力產(chǎn)生重要影響。

風速為1 m/s時，正饋線速度云圖如圖12所示。與無墻條件下相比，正饋線后雖有卡門渦街現(xiàn)象發(fā)生，但與無墻時有較大變化。同時，正饋線尾流不再水平，略微偏上，與本章第一小節(jié)仿真結(jié)果一致，而且，無墻條件下，正饋線周圍流場平均速度基本在1 m/s左右，但在有墻條件下，由于擋風墻的匯聚作用，正饋線周圍流場速度約為1.47~2.93 m/s，約為無墻時的2~3倍。正饋線升、阻力系數(shù)如圖13~14所示，從圖中可以看出，與無墻條件下相比，此時的正饋線升力系數(shù)變化開始呈現(xiàn)無規(guī)律性，幅值變化不一致，且幅值高于無墻時的升力系數(shù)幅值。同時，正饋線阻力系數(shù)變化也更加劇烈，幅值震蕩范圍變大。

圖12 有墻條件下風速1 m/s時正饋線速度云圖

圖13 有墻條件下風速1 m/s時正饋線升力系數(shù)時程圖

圖14 有墻條件下風速1 m/s時正饋線阻力系數(shù)時程圖

隨著進一步加大風速，當風速增至15 m/s時，正饋線升、阻力系數(shù)時程圖如圖15~16所示。與無墻條件下相比，均發(fā)生了較大變化。

圖15 有墻條件下風速15 m/s時正饋線升力系數(shù)時程圖

圖16 有墻條件下風速15 m/s時正饋線阻力系數(shù)時程圖

表3 有墻條件下正饋線升、阻力系數(shù)

表3為有墻條件下，不同風速時正饋線升、阻力系數(shù)值。圖17為有墻和無墻條件下氣動力系數(shù)隨速度變化曲線。在風速為1，5，10，15，20，25以及30 m/s時，有墻條件下正饋線升力系數(shù)分別是無墻條件下的2.9倍、22.5倍、23.1倍、12.3倍、6.8倍、5.9倍以及4.0倍，阻力系數(shù)分別為無墻條件下的2.3倍、5.2倍、6.0倍、5.2倍、4.3倍、3.8倍以及3.9倍，說明擋風墻極大增加了正饋線所受氣動力。

圖17 有墻和無墻條件下氣動力系數(shù)

氣動力發(fā)生變化是導致線路舞動的重要因素，根據(jù)已有的導線舞動研究，無墻條件下無覆冰線路一般不會發(fā)生低頻高幅的舞動現(xiàn)象，與之對比可以說明，有墻條件下正饋線發(fā)生低頻高幅的舞動與氣動力的增大有重要關(guān)系。相同風速下，有墻條件下正饋線氣動力急劇增大是導致正饋線在無覆冰的條件下也能發(fā)生類似覆冰導線的舞動現(xiàn)象的主要原因。

2.4 擋風墻不同尺寸下正饋線氣動特性

由于擋風墻是導致正饋線氣動特性發(fā)生改變的重要原因，故本小節(jié)對擋風墻不同尺寸下正饋線的氣動特性進行仿真研究。

由于大風區(qū)段常年風速在7~8級，故以15 m/s風速為例進行研究。首先，保持擋風墻寬度0.4 m，改變擋風墻高度，分別取3.0，3.5，4.0，4.5和5.0 m，仿真結(jié)果如表4、圖18所示。

表4 不同墻高下正饋線升、阻力系數(shù)

圖18 不同擋風墻高度下正饋線氣動力系數(shù)時程圖

從仿真結(jié)果可以看出，高度對于正饋線氣動力系數(shù)有重要影響。當墻體高度降為3.0 m時，氣動力系數(shù)最小，而高度升至4.0 m時，氣動力系數(shù)相比原先略有上升，當升高至4.5 m和5.0 m時，氣動力系數(shù)又呈現(xiàn)下降趨勢。從圖可以看出，隨著墻體高度的變化，氣動力系數(shù)變化并不規(guī)律，且氣動升力系數(shù)與阻力系數(shù)并非同步變化，當高度由4.5 m升至5.0 m時，升力系數(shù)增大，但阻力系數(shù)反而略有減小。

保持擋風墻高度3.5 m，改變擋風墻寬度，分別取0.4，0.8，1.0，1.2和1.5 m，仿真結(jié)果如表5和圖19所示。

表5 不同墻寬下正饋線升、阻力系數(shù)

圖19 不同擋風墻寬度下正饋線氣動力系數(shù)時程圖

從仿真結(jié)果可以看出，寬度對于正饋線氣動力系數(shù)同樣有重要影響。當墻體寬度變?yōu)?.8 m時，氣動力系數(shù)下降，寬度升至1.0 m時，氣動力系數(shù)下降更快，當寬度增加至1.2 m和1.5 m時，氣動力系數(shù)又呈現(xiàn)上升趨勢。從圖19可以看出，在所取各墻體寬度中，墻寬1.0 m時，氣動力系數(shù)最小，故可通過改變墻體寬度來改善正饋線氣動特性。

3 結(jié)論

1) 擋風墻對氣流有較強的匯聚作用，大幅增加了正饋線周圍的空氣流動速度。隨著來風速度的增大，擋風墻后正饋線處風攻角也隨之增大，當風速達到15 m/s及以上時，攻角基本穩(wěn)定在29°~30°之間，變化不再明顯。

2) 無墻條件下，隨著風速增加，雷諾數(shù)逐漸變大，正饋線氣動力系數(shù)變化從有規(guī)律性向無規(guī)律性發(fā)展。有墻條件下，正饋線氣動力系數(shù)變化更加劇烈，且升力系數(shù)均方根值與阻力系數(shù)平均值都遠大于無墻條件下的系數(shù)，說明擋風墻對正饋線氣動特性有重要影響，而擋風墻對氣動力的增大效應(yīng)是導致正饋線發(fā)生舞動現(xiàn)象的主要原因。

3) 仿真結(jié)果表明，擋風墻高度和截面寬度對于正饋線氣動特性有重要影響，選擇合適的高度和截面寬度可一定程度改善正饋線氣動特性，從而降低舞動發(fā)生的概率。

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Influence of wind-break wall on aerodynamic characteristics of positive feeder of overhead contact line of Lanzhou-Xinjiang high-speed railway

ZHANG Youpeng1, WANG Tong1, ZHAO Shanpeng1, 2, WANG Sihua1

(1. School of Automatic & Electrical Engineering, Lanzhou Jiaotong University, Lanzhou 730070, China; 2. Rail Transit Electrical Automation Engineering Laboratory of Gansu Province, Lanzhou Jiaotong University, Lanzhou 730070, China)

The main purpose of this research is to study the influence of the wind -break wall on the aerodynamic characteristic of the catenary positive feeder, situated at the gale section of the Lanzhou-Xinjiang railway line. To achieve it, a flow model of the positive feeder, based on the fluid mechanics, was established, analyzing the change rule of aerodynamic characteristic of the positive feeder under the circumstances of whether there are walls or not. Through theanalysisabove, a conclusion was obtained, where the ambient air velocity could be influenced by the wind -break wall and so could the angle of the wind. Specifically, the higher the air velocity is, the larger the angle is, except the situation where the attack angle remains from 29 to 30 under the 15m/s wind or more. The aerodynamic force of positive feeder line with walls is greater than that without walls. In addition, the increase of aerodynamic force of the positive feeder, attributed to the wind -break wall, can be mainly responsible for galloping of the positive feeder. The size of the walls has an important influence on the aerodynamic characteristics of the positive feeder. The selection of appropriate height and cross section width can effectively improve the aerodynamic characteristics of the positive feeder and reduce the occurrence of galloping.

Lanzhou-Xinjiang high-speed railway overhead contact line; strong wind zone; positive feeder; wind -break wall; aerodynamic characteristics

Ｕ225.1

A

1672 ? 7029(2019)07? 1628 ? 09

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2019.07.004

2018?10?08

國家自然科學基金資助項目(51867013，51567014，51767014)；中國鐵路總公司科技研究開發(fā)計劃項目(2016J010-C)

趙珊鵬(1983?)，男，吉林敦化人，講師，博士研究生，從事高速電氣化鐵路外絕緣技術(shù)研究；E?mail：zsp@mail.lzjtu.cn

(編輯 陽麗霞)