高速列車風(fēng)與自然風(fēng)耦合致輸電線路跨越封網(wǎng)風(fēng)偏的控制

謝洪平，江力強(qiáng)，劉亮，劉寅瑩，何暢，曹枚根

(1.江蘇省電力有限公司建設(shè)分公司，江蘇 南京 210000；2.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410075；3.北方工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，北京 100144)

我國計(jì)劃于2035年建成高速鐵路7×104km，從而形成6條主軸、7條走廊和8條通道的國家未來綜合立體交通網(wǎng)絡(luò)[1]。國家電網(wǎng)有限公司著眼于以“特高壓”為代表之一的“新基建”的建設(shè)，逐漸建成各大區(qū)域電網(wǎng)。同為線路工程，輸電線路與高速鐵路在空間中的交叉跨越日益頻繁。在輸電線路交叉區(qū)域的施工過程中，為確保高速列車運(yùn)營安全，需要在輸電線路與高速鐵路之間設(shè)置封網(wǎng)結(jié)構(gòu)[2]。封網(wǎng)結(jié)構(gòu)的受力面積大，剛度較小，在列車風(fēng)和自然風(fēng)的耦合作用下容易產(chǎn)生較大變形。封網(wǎng)風(fēng)偏后很容易侵入高鐵線路界限，造成其上部施工安全事故。然而，目前針對(duì)封網(wǎng)結(jié)構(gòu)風(fēng)致振動(dòng)控制的研究還不足，開展高速列車耦合風(fēng)作用下輸電線路跨越封網(wǎng)風(fēng)偏控制的研究具有重要意義。

封網(wǎng)結(jié)構(gòu)已廣泛應(yīng)用到工程實(shí)際中。孫偉軍等人將全封閉絕緣封網(wǎng)應(yīng)用于浙江省首例500 kV輸電線路跨越高鐵施工中[3]；而防護(hù)橫梁架設(shè)封網(wǎng)的方法也逐漸體現(xiàn)在跨越工程中[4]；張馬林等[5]提出利用本塔輔助橫擔(dān)封網(wǎng)跨越高速鐵路的施工方法；南方電網(wǎng)的滇西北工程采用了懸索斜封網(wǎng)跨越高速鐵路的施工方案[6]。

國內(nèi)外學(xué)者對(duì)列車風(fēng)開展了十分廣泛的研究。Gallagher[7]和Bell等[8]分別采用眼鏡蛇探針測試了移動(dòng)列車和靜止列車模型周圍的列車風(fēng)，測試結(jié)果取得了較好的一致性；牛紀(jì)強(qiáng)等[9]、田紅旗[10]和柳潤東等[11]研究了高速列車會(huì)車過程中產(chǎn)生的壓力波對(duì)列車和周圍防風(fēng)措施帶來的影響；周小剛等[12]研究了鋼箱梁斜拉橋上列車風(fēng)及其風(fēng)致振動(dòng)響應(yīng)；高峰等[13]提出列車風(fēng)引起的輸電線路振動(dòng)頻率與輸電線路自振頻率接近，易引發(fā)共振。

封網(wǎng)結(jié)構(gòu)是典型的懸索結(jié)構(gòu)。由于懸索結(jié)構(gòu)的剛度較小，易在外力作用下產(chǎn)生較大變形，控制其風(fēng)偏尤為重要[14-16]。董新勝等[17]研究了絕緣護(hù)套對(duì)輸電線路導(dǎo)線風(fēng)偏的影響。

綜上所述，以往研究中多為高速列車風(fēng)及其引起的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，目前缺乏針對(duì)封網(wǎng)結(jié)構(gòu)風(fēng)致振動(dòng)控制的規(guī)范和指南。而在實(shí)際工程中，列車風(fēng)通常與自然風(fēng)相耦合出現(xiàn)，在輸電線路與高速鐵路的交叉區(qū)域，自然風(fēng)風(fēng)速一般大于高鐵風(fēng)風(fēng)速，因此自然風(fēng)也應(yīng)為重點(diǎn)研究對(duì)象。另外，列車風(fēng)與自然風(fēng)相耦合后會(huì)產(chǎn)生紊流，這可能放大封網(wǎng)結(jié)構(gòu)的風(fēng)偏響應(yīng)。為研究列車風(fēng)與自然風(fēng)耦合作用下輸電線路跨越封網(wǎng)的風(fēng)偏控制，本文以CRH380A型列車為研究對(duì)象，計(jì)算列車運(yùn)行時(shí)列車風(fēng)與自然風(fēng)耦合風(fēng)速剖面，建立常見施工封網(wǎng)的數(shù)值模型，研究其在耦合風(fēng)荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)，提出封網(wǎng)風(fēng)偏控制解決方案。

1 高速列車風(fēng)耦合作用

1.1 耦合高速列車風(fēng)計(jì)算模型

1)高速列車在大于風(fēng)速為25 m/s的自然風(fēng)作用下會(huì)停止運(yùn)行，考慮到高速列車風(fēng)與自然風(fēng)的最不利耦合作用，本文采用25 m/s風(fēng)速的自然風(fēng)與行駛速度為350 km/h的高速列車耦合，分析耦合風(fēng)對(duì)封網(wǎng)結(jié)構(gòu)的影響。

以現(xiàn)役CRH380A動(dòng)車組作為研究對(duì)象，建立列車分析模型，由“頭車+中車+尾車”3列編組形式組成[8-9]，列車總長L=78 m、高H=3.7 m、寬B=3.38 m。計(jì)算模型暫未考慮電弓、車輪、門窗和轉(zhuǎn)向架等部件，并在車廂連接處進(jìn)行簡化處理，如圖1所示。

圖1 高速列車簡化模型Fig.1 Simplified model of high-speed train

基于已有研究結(jié)果[10]，數(shù)值模型采用長600 m、寬150 m和高100 m的計(jì)算域，如圖2所示。計(jì)算域共包括6個(gè)面，分別對(duì)每個(gè)面進(jìn)行邊界定義：計(jì)算域的前、后、頂面被定義為對(duì)稱邊界，左側(cè)面被定義為速度入口邊界，右側(cè)面被定義為壓力出口邊界，底面和列車被定義為無滑移壁面邊界。為避免計(jì)算域邊界對(duì)列車流場的干擾，列車位于初始位置時(shí)，車尾距離計(jì)算域入口100 m，車頭距計(jì)算域中心122 m。采用鋪層法[11]考慮列車的移動(dòng)過程，通過在靜止區(qū)域和列車移動(dòng)區(qū)域建立1層Interface界面，實(shí)現(xiàn)列車移動(dòng)中的流場信息交換。沿列車車頂正上方布置34個(gè)測點(diǎn)，監(jiān)測距離車頂不同高度處的風(fēng)速，如圖3所示。

圖2 耦合風(fēng)作用計(jì)算域Fig.2 Computational domain of coupled wind load

時(shí)速為350 km/h的高速列車風(fēng)與風(fēng)速為25 m/s的自然橫風(fēng)耦合后的速度為100.39 m/s，馬赫數(shù)小于0.3，視為不可壓縮流體。采用非定常、黏性、

圖3 耦合風(fēng)高度方向測點(diǎn)布置Fig.3 Measuring point layout of coupled wind in height

不可壓縮N-S方程和RNGk-ε湍流模型來模擬高速列車的運(yùn)行過程[18-19]。湍流動(dòng)能k和耗散率ε方程分別如下：

(1)

(2)

(3)

式中：模型常數(shù)C2ε=1.68；模型常數(shù)Cμ=0.084 5；應(yīng)變系數(shù)η0=4.38；熱膨脹系數(shù)β=0.012；時(shí)均應(yīng)變率η=Sk/ε；S為應(yīng)變率張量的范數(shù)。利用Fluent的SIMPLEC方法計(jì)算，時(shí)間步長取0.008 57 s。

1.2 模型網(wǎng)格劃分及驗(yàn)證

本模型采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格與非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格相結(jié)合的混合網(wǎng)格劃分方法。由于靜止區(qū)域幾何構(gòu)造相對(duì)簡單，采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，最大尺寸為1.5 m，最小尺寸為0.2 m；移動(dòng)區(qū)域列車結(jié)構(gòu)相對(duì)復(fù)雜，采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，最大尺寸為0.1 m，具體如圖4所示?？紤]網(wǎng)格精度對(duì)模擬結(jié)果的敏感性，分別對(duì)3種網(wǎng)格(2.10×107稀疏網(wǎng)格、3.18×107中等網(wǎng)格和4.30×107精細(xì)網(wǎng)格)下的計(jì)算結(jié)果與302 km/h時(shí)速運(yùn)行的CRH3動(dòng)車模型試驗(yàn)結(jié)果[12]進(jìn)行對(duì)比(如圖5所示)，發(fā)現(xiàn)采用4.30×107網(wǎng)格的計(jì)算結(jié)果與動(dòng)模型試驗(yàn)結(jié)果保持更好的計(jì)算精度，因此本文采用該類網(wǎng)格劃分方式。

圖4 高速列車單元?jiǎng)澐諪ig.4 Element mesh of high-speed train

圖5 高速列車風(fēng)計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證Fig.5 Validation of high-speed train slipstream analyzing results

1.3 耦合高速列車風(fēng)

列車在垂直于行車方向的25 m/s橫風(fēng)作用下以350 km/h時(shí)速穿過時(shí)，計(jì)算域不同位置處的各向風(fēng)速有顯著差別。列車行進(jìn)方向出現(xiàn)明顯的“頭波”和“尾波”，其波峰值和波谷值隨高度呈現(xiàn)先增大后快速減小的變化，如圖6(a)所示。對(duì)于圖6(b)所示的橫風(fēng)向，列車明顯放大了橫風(fēng)風(fēng)速作用，2倍高度處的放大因子達(dá)到23%，這與我國建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范[20]中風(fēng)吹過小山在山頂形成的風(fēng)速放大效應(yīng)基本一致，Li等[21]在列車-扁平箱梁系統(tǒng)中觀察到列車車肩處的風(fēng)速加速效應(yīng)也有相似發(fā)現(xiàn)。對(duì)于圖6(c)中的豎風(fēng)向，耦合風(fēng)風(fēng)速略大于前進(jìn)方向的結(jié)果，這是橫風(fēng)流過列車后在豎直方向形成的1個(gè)風(fēng)速分量造成的。

當(dāng)跨輸電線路跨越高鐵時(shí)，在其架設(shè)高度可能受到列車風(fēng)和自然橫向風(fēng)的耦合作用，從而產(chǎn)生不利的風(fēng)偏和風(fēng)振效應(yīng)，特別是橫風(fēng)放大效應(yīng)和“頭波+尾波”的沖擊效應(yīng)。通過對(duì)高速列車與自然橫向風(fēng)耦合作用下的輸電線路跨越封網(wǎng)結(jié)構(gòu)開展數(shù)值模擬研究，發(fā)現(xiàn)封網(wǎng)結(jié)構(gòu)豎向振動(dòng)幅度較大，可能侵入高速鐵路界限和影響上部輸電線路的施工安全，需要增大封網(wǎng)承力索的預(yù)張力減小風(fēng)偏響應(yīng)。

圖6 耦合風(fēng)作用下的風(fēng)速曲線Fig.6 Wind speed time curves under coupled wind load

2 輸電線路跨越封網(wǎng)耦合風(fēng)偏響應(yīng)控制

2.1 輸電線路跨越封網(wǎng)結(jié)構(gòu)數(shù)值分析模型

針對(duì)研究發(fā)現(xiàn)的耦合風(fēng)作用下封網(wǎng)結(jié)構(gòu)豎向風(fēng)偏過大的問題，本文提出采用風(fēng)偏控制拉索的方式控制封網(wǎng)結(jié)構(gòu)的豎向風(fēng)偏作用。采用風(fēng)偏控制拉索的輸電線路跨越高鐵施工封網(wǎng)結(jié)構(gòu)如圖7所示。

封網(wǎng)結(jié)構(gòu)包括承力索、風(fēng)偏控制拉索、撐桿等[3]。為探究風(fēng)偏控制拉索對(duì)輸電線跨越封網(wǎng)風(fēng)偏響應(yīng)的影響，本文設(shè)計(jì)了2種風(fēng)偏控制方案，平面布置如圖8所示。方案A包含4根風(fēng)偏控制索，方案B包含8根風(fēng)偏控制索。封網(wǎng)結(jié)構(gòu)有4根承力索，索間距為8 m。承力索由直徑為16 mm的迪尼瑪繩組成。封網(wǎng)沿水平方向跨度為300 m，兩端均安裝在跨越塔架上。封網(wǎng)承力索的初始預(yù)張力設(shè)為80 kN，封網(wǎng)底部距離列車車頂高度為8 m。為保障各承力索的穩(wěn)定性和協(xié)同工作，封網(wǎng)中部高鐵線路正上方共設(shè)置9根玻璃鋼復(fù)合材料撐桿，以維持封網(wǎng)承力索間的距離，并能緩沖輸電線路斷線等偶然事件。

由于封網(wǎng)結(jié)構(gòu)主要由其承力索、撐桿和風(fēng)偏控制拉索組成，在數(shù)值模型中忽略了其他附屬部件，僅考慮承力索、撐桿、風(fēng)偏控制拉索三者之間的作用。本文基于Abaqus軟件建立封網(wǎng)結(jié)構(gòu)及風(fēng)偏控制拉索的有限元模型，為較好地模擬拉索非線性變形及受力變化，采用B31非線性梁單元模擬封網(wǎng)承力索、風(fēng)偏控制拉索及撐桿，有限元模型如圖8所示，圖中①、②、③、④分別表示封網(wǎng)結(jié)構(gòu)的1、2、3、4號(hào)索。有限元模型通過施加初始預(yù)應(yīng)力的方式，模擬封網(wǎng)承力索所施加的80 kN預(yù)張力。由于跨越塔架與高速鐵路的距離較遠(yuǎn)，在列車風(fēng)影響范圍外，在數(shù)值模型中未考慮跨越塔架，而將封網(wǎng)承力索直接固定在支座上。該算例的列車前行方向與封網(wǎng)方向成90°垂直，有限元模型通過施加重力場的方式進(jìn)行封網(wǎng)承力索找形。高速列車風(fēng)速及風(fēng)壓簡化為集中荷載，施加在承力索的節(jié)點(diǎn)上。

圖7 采用風(fēng)偏控制方案的封網(wǎng)結(jié)構(gòu)Fig.7 Sealing net structure adopting wind yaw control scheme

圖8 采用風(fēng)偏控制方案的封網(wǎng)結(jié)構(gòu)數(shù)值模型Fig.8 Numerical model of sealing net structure adopting wind yaw control scheme

2.2 封網(wǎng)結(jié)構(gòu)數(shù)值模型驗(yàn)證

封網(wǎng)結(jié)構(gòu)的承力索可簡化為懸索，其弧垂fa可按下式計(jì)算[22]：

(4)

式中：ω為迪尼瑪繩單位長度的自重荷載，單位為N/m；Fpre為承力索的預(yù)張力，單位為N；l為封網(wǎng)結(jié)構(gòu)的跨度，單位為m。

由于目前封網(wǎng)風(fēng)偏暫無相關(guān)試驗(yàn)或現(xiàn)場實(shí)測結(jié)果，本文利用弧垂理論計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證數(shù)值模型的正確性，共計(jì)算了無撐桿時(shí)封網(wǎng)結(jié)構(gòu)在承力索預(yù)張力分別為20 kN、50 kN、80 kN、110 kN和140 kN這5種工況下的弧垂。在不同張力下，由數(shù)值分析得到的結(jié)果與式(4)計(jì)算得承力索弧垂對(duì)比如圖9所示。本文建立的承力索數(shù)值模型計(jì)算結(jié)果與理論公式計(jì)算結(jié)果接近，表明本文建模方法具有較好的計(jì)算精度，可用于后續(xù)封網(wǎng)結(jié)構(gòu)風(fēng)偏響應(yīng)控制分析。

2.3 耦合風(fēng)致封網(wǎng)結(jié)構(gòu)振動(dòng)響應(yīng)控制

2.3.1 封網(wǎng)承力索軸力響應(yīng)控制

基于已有研究可知，在自然風(fēng)與高速列車風(fēng)的耦合作用下，封網(wǎng)中同一根承力索的端部與中部內(nèi)力響應(yīng)基本一致。校核封網(wǎng)承力索在風(fēng)振下的強(qiáng)度時(shí)，可僅考慮其端部截面的軸力響應(yīng)。本文分別對(duì)

圖9 封網(wǎng)結(jié)構(gòu)數(shù)值模型驗(yàn)證Fig.9 Numerical model validation of sealing net structure

2種方案1號(hào)與3號(hào)封網(wǎng)承力索進(jìn)行內(nèi)力響應(yīng)分析，結(jié)果如圖10所示。

由圖10可知，對(duì)1號(hào)與3號(hào)封網(wǎng)承力索采取方案A或未控制時(shí)，得到的軸力響應(yīng)曲線比較光滑，其變化趨勢類似于正弦曲線，且二者的曲線幾乎重合，與未采取控制時(shí)相比，只有峰值發(fā)生很小的變化。采取方案B時(shí)，軸力變化曲線較為曲折且無規(guī)律可言，但軸力值較方案A和未控制時(shí)有較大程度的減小。由以上分析可知，方案B對(duì)封網(wǎng)的承力索內(nèi)力響應(yīng)控制效果更好。預(yù)張力為80 kN時(shí)，封網(wǎng)承力索最大預(yù)張力為81.33 kN，封網(wǎng)承力索最大拉力主要由其預(yù)張力決定。對(duì)于直徑為16 mm的迪尼瑪繩，其理論破斷拉力為215 kN[22]。在25 m/s自然風(fēng)與350 km/h時(shí)速列車風(fēng)的耦合作用下，封網(wǎng)承力索強(qiáng)度安全系數(shù)為2.6。

2.3.2 封網(wǎng)承力索風(fēng)偏響應(yīng)

在耦合高速列車風(fēng)荷載作用下，封網(wǎng)承力索中部在豎直方向的風(fēng)致振動(dòng)位移如圖11所示。

在耦合風(fēng)荷載作用下，封網(wǎng)3號(hào)索出現(xiàn)較大幅度的上下振蕩，而1號(hào)索的變化幅度較小。3號(hào)索在采用方案A或未控制時(shí)的豎向位移曲線較為接近，其幅值變化為2.42 m和2.55 m。方案B幅值變化為0.94 m，較方案A和未控制時(shí)有顯著的降低。1號(hào)索在采用方案A或方案B時(shí)的豎向位移曲線較為接近(方案B值略低于方案A值)，在列車通過的過程中其豎向位移曲線接近水平，變化幅度較小且都低于未控制時(shí)的豎向位移。由以上分析可知，方案B對(duì)封網(wǎng)的豎向位移產(chǎn)生更好的控制效果。在耦合列車風(fēng)荷載作用下，承力索向下振蕩位移小于向上振蕩位移。由圖11可以看出，封網(wǎng)上下振動(dòng)幅度較大，在風(fēng)荷載作用下，封網(wǎng)向下振動(dòng)可能侵入高速鐵路界限。封網(wǎng)向上的位移也可能影響上部施工安全。在進(jìn)行施工封網(wǎng)的架設(shè)時(shí)，應(yīng)考慮此振動(dòng)距離的影響。

圖10 風(fēng)偏控制方案對(duì)承力索軸力的影響Fig.10 Effects on axial force time-history of carrier cables by adopting wind yaw control scheme

圖11 風(fēng)偏控制方案對(duì)承力索豎直位移的影響Fig.11 Effects on vertical displacement time-history of carrier cables by adopting wind yaw control scheme

在耦合高速列車風(fēng)荷載作用下，1號(hào)與3號(hào)封網(wǎng)承力索橫向風(fēng)偏如圖12所示。

圖12 風(fēng)偏控制方案對(duì)承力索橫向位移的影響Fig.12 Effects on lateral displacement time-history of carrier cables by adopting wind yaw control scheme

方案A與方案B都對(duì)1號(hào)與3號(hào)封網(wǎng)承力索的橫向位移控制產(chǎn)生負(fù)作用。1號(hào)索在采用方案A或方案B時(shí)橫向位移變化較為接近，只在2.0～2.5 s時(shí)程內(nèi)有較大的差異，其在方案A情況下橫向位移峰值達(dá)0.42 m，方案B達(dá)0.32 m，而未采取控制時(shí)為0.32 m。3號(hào)索在方案A和方案B時(shí)其橫向位移同樣較為接近，均遠(yuǎn)大于未控制時(shí)的橫向位移，方案A時(shí)橫向位移峰值達(dá)0.28 m，方案B時(shí)達(dá)0.27 m，未控制時(shí)僅為0.10 m?；谝延械难芯恳约吧鲜龇治隹芍?，在評(píng)估封網(wǎng)承力索結(jié)構(gòu)的橫向風(fēng)偏時(shí)，應(yīng)校核其邊承力索的風(fēng)偏響應(yīng)。由圖12可知，該型封網(wǎng)水平向風(fēng)偏達(dá)0.42 m。在進(jìn)行施工封網(wǎng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，需考慮其水平風(fēng)偏響應(yīng)，確保其在風(fēng)荷載下位置穩(wěn)定性，保證施工安全。

3 耦合風(fēng)作用封網(wǎng)風(fēng)偏控制參數(shù)分析

為研究不同風(fēng)偏控制方案對(duì)輸電線路跨越施工封網(wǎng)結(jié)構(gòu)在耦合風(fēng)荷載下的風(fēng)偏響應(yīng)控制影響，本節(jié)分析不同設(shè)計(jì)參數(shù)的影響，對(duì)比2種控制方案與未采取風(fēng)偏控制方案的內(nèi)力及風(fēng)偏響應(yīng)。研究發(fā)現(xiàn)封網(wǎng)安裝高度、封網(wǎng)與列車行進(jìn)方向夾角等參數(shù)對(duì)封網(wǎng)結(jié)構(gòu)風(fēng)偏響應(yīng)影響很小。因此，本文重點(diǎn)考慮封網(wǎng)跨度及封網(wǎng)承力索預(yù)張力等參數(shù)的影響。

3.1 風(fēng)偏控制方案對(duì)承力索最大軸力的影響

懸索結(jié)構(gòu)在動(dòng)力作用下的數(shù)值模擬具有較強(qiáng)的幾何非線性，因此索內(nèi)張力與動(dòng)力響應(yīng)相關(guān)，而且受到結(jié)構(gòu)的跨度、弧垂等因素影響。與未采取風(fēng)偏控制的方案相比，采用風(fēng)偏控制方案A和方案B的封網(wǎng)結(jié)構(gòu)在不同跨度及預(yù)張力下，其封網(wǎng)承力索最大軸力分別見表1、表2和表3。

表1 未采用風(fēng)偏控制時(shí)的封網(wǎng)承力索最大軸力Tab.1 Maximum axial forces of sealing net carrier cables without adopting wind yaw control scheme

表2 采用風(fēng)偏控制方案A時(shí)封網(wǎng)承力索最大軸力Tab.2 Maximum axial forces of sealing net carrier cables adopting wind yaw control scheme A

表3 采用風(fēng)偏控制方案B時(shí)封網(wǎng)承力索最大軸力Tab.3 Maximum axial forces of sealing net carrier cables adopting wind yaw control scheme B

定義承力索軸力增量相對(duì)值

(5)

式中Fm為承力索所受到的最大軸力。

將風(fēng)偏控制方案A和方案B情況下的承力索軸力分別與未控制時(shí)進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖13所示。

圖13 封網(wǎng)承力索軸力增量相對(duì)值與預(yù)張力關(guān)系曲線對(duì)比Fig.13 Comparative curves between axial force increment relative values and pre-tension of sealing net load-bearing cable

由圖13可知，2種風(fēng)偏控制方案對(duì)承力索軸力的影響并不明顯，最大軸力增量相對(duì)值與未控制時(shí)相比變化不大。整體來說，在不同跨度、不同預(yù)張力時(shí)，封網(wǎng)承力索的軸力變化較小，其主要由預(yù)張力確定。隨著預(yù)張力增加，承力索最大軸力增量相對(duì)值逐漸減小。隨著跨度增加，增量相對(duì)值逐漸增加。當(dāng)承力索預(yù)張力達(dá)80 kN及以上時(shí)，采用風(fēng)偏控制方案和未采用時(shí)軸力增量相對(duì)值均小于3%，即當(dāng)封網(wǎng)承力索預(yù)張力達(dá)80 kN時(shí)，可不考慮高速列車及自然風(fēng)耦合風(fēng)荷載對(duì)承力索軸力的影響。

3.2 風(fēng)偏控制方案對(duì)封網(wǎng)結(jié)構(gòu)水平風(fēng)偏的影響

不同預(yù)張力及跨度下，對(duì)風(fēng)偏控制方案A和方案B情況下的封網(wǎng)水平風(fēng)偏分別與未控制時(shí)進(jìn)行對(duì)比，如圖14所示。

圖14 封網(wǎng)結(jié)構(gòu)水平風(fēng)偏與預(yù)張力關(guān)系曲線對(duì)比Fig.14 Comparative curves between horizontal wind yaw and pre-tension of sealing net

風(fēng)偏控制方案A、方案B和未控制時(shí)這3種情況下，隨著承力索預(yù)張力的增加，封網(wǎng)水平風(fēng)偏均呈現(xiàn)減小的趨勢。當(dāng)承力索預(yù)張力大于80 kN時(shí)，封網(wǎng)水平風(fēng)偏都趨于穩(wěn)定。預(yù)張力為80 kN時(shí)，跨度為500 m的封網(wǎng)未進(jìn)行風(fēng)偏控制時(shí)水平風(fēng)偏為0.62 m，采用方案A水平風(fēng)偏為0.21 m，采用方案B水平風(fēng)偏為0.24 m。顯然，方案A和方案B都對(duì)封網(wǎng)水平風(fēng)偏有較好的控制作用。

3.3 風(fēng)偏控制方案對(duì)封網(wǎng)結(jié)構(gòu)豎向風(fēng)偏的影響

不同參數(shù)下，2種方案封網(wǎng)豎直風(fēng)偏如圖15所示。預(yù)張力可有效減小封網(wǎng)的豎向風(fēng)偏值，此外，在0～400 m的跨度范圍內(nèi)風(fēng)偏控制拉索可以顯著減小封網(wǎng)的風(fēng)偏值。

對(duì)于向上風(fēng)偏響應(yīng)，封網(wǎng)發(fā)生向上風(fēng)偏時(shí)，其長度縮短，預(yù)張力減小，故承力索預(yù)張力對(duì)封網(wǎng)向上風(fēng)偏的抑制作用小于向下風(fēng)偏的抑制作用。隨著跨度增加，封網(wǎng)風(fēng)偏響應(yīng)逐漸增加。當(dāng)跨度為500 m的封網(wǎng)預(yù)張力為80 kN時(shí)，方案A的向上風(fēng)偏值為0.43 m，方案B的向上風(fēng)偏值為0.36 m。其他相同參數(shù)情況下產(chǎn)生的效果無顯著差異。

對(duì)于向下風(fēng)偏響應(yīng)，大于80 kN的預(yù)張力能有效抑制該響應(yīng)。0～400 m的跨度范圍內(nèi)，在設(shè)置有風(fēng)偏控制拉索的情況下，封網(wǎng)的豎向風(fēng)偏值均

圖15 封網(wǎng)結(jié)構(gòu)豎向風(fēng)偏與預(yù)張力關(guān)系曲線對(duì)比Fig.15 Comparative curves between vertical wind yaw and pre-tension of sealing net

有較大幅度的降低，當(dāng)跨度為500 m的封網(wǎng)預(yù)張力為80 kN時(shí)，方案A的向下風(fēng)偏值為1.34 m，方案B的向下風(fēng)偏值為1.69 m。其他相同參數(shù)情況下產(chǎn)生的效果沒有明顯的差異。綜合來說，方案A優(yōu)于方案B。

4 結(jié)論

本文建立了高速列車與自然風(fēng)耦合的高速列車風(fēng)數(shù)值計(jì)算模型，分析了2種不同方案對(duì)封網(wǎng)風(fēng)偏控制的影響，通過開展不同參數(shù)的輸電線路跨越封網(wǎng)結(jié)構(gòu)風(fēng)偏控制動(dòng)力響應(yīng)分析，得到如下結(jié)論：

a)在封網(wǎng)可能設(shè)置的高度范圍內(nèi)，自然風(fēng)和列車風(fēng)的耦合作用主要表現(xiàn)為橫風(fēng)放大效應(yīng)和“頭波+尾波”沖擊效應(yīng)，封網(wǎng)承力索軸力主要由其預(yù)張力決定。在常見的封網(wǎng)跨度范圍內(nèi)，封網(wǎng)承力索預(yù)張力不宜小于80 kN，以減小封網(wǎng)風(fēng)偏響應(yīng)，但較大的承力索預(yù)應(yīng)力會(huì)導(dǎo)致其安全系數(shù)較低，例如直徑為16 mm的迪尼瑪繩在風(fēng)速為25 m/s的自然風(fēng)與時(shí)速為350 km/h的列車風(fēng)耦合作用下，封網(wǎng)承力索強(qiáng)度安全系數(shù)為2.6。

b)在高速列車行經(jīng)封網(wǎng)的過程中，文中所采用的風(fēng)偏控制方案B對(duì)封網(wǎng)承力索軸力響應(yīng)和豎向的振動(dòng)位移有顯著的控制效果，由于風(fēng)偏控制拉索的約束控制作用，承力索呈現(xiàn)出高階振動(dòng)模式，但振幅明顯減小。以300 m跨度、距離高速列車車頂8 m、承力索預(yù)張力80 kN的封網(wǎng)結(jié)構(gòu)為例，承力索的豎向位移減少了約66%。但是，方案A和方案B均未對(duì)承力索的橫向位移起到明顯的控制作用。

c)不同預(yù)張力及跨度下，2種風(fēng)偏控制方案對(duì)承力索軸力增量的影響不明顯，但都對(duì)封網(wǎng)水平風(fēng)偏有較好的控制作用。在預(yù)張力為80 kN、跨度為500 m的工況下，方案A承力索水平風(fēng)偏減小了約67%，向上風(fēng)偏減小了約75%；方案B水平風(fēng)偏減小了約62%，向上風(fēng)偏減小了約85%。因此，2種方案均對(duì)風(fēng)偏響應(yīng)的控制作用顯著，是控制高速列車耦合風(fēng)作用下封網(wǎng)結(jié)構(gòu)風(fēng)偏的有效方案，特別是對(duì)于大跨度輸電線路跨越封網(wǎng)結(jié)構(gòu)。