何亞萍，張友鵬，趙珊鵬*，2，王思華

（1.蘭州交通大學 自動化與電氣工程學院，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，蘭州 730070）

蘭新高鐵位于甘肅、青海和新疆境內(nèi)，東起蘭州，途徑西寧，西至烏魯木齊，線路全長1 776 km，其中大風區(qū)線路長579.6 km，占線路總長的32.6%.沿線地形地貌復雜，經(jīng)過荒漠、戈壁和山谷等特殊地形，常年遭受風災侵擾.蘭新高鐵沿線風區(qū)主要有甘肅境內(nèi)安西風區(qū)和新疆境內(nèi)百里風區(qū)、煙墩風區(qū)、三十里風區(qū)及達坂城風區(qū)［1-2］.大風區(qū)段內(nèi)風速高、風期長、起風速度快且季節(jié)性強，大風引起的風沙流易導致軌道積沙、鋼軌磨損增大，迫使列車停運，旅客被滯留，嚴重時可導致列車脫軌或傾覆等事故頻發(fā)［3-4］.

為保證列車安全穩(wěn)定運行，蘭新高鐵大風區(qū)段沿線設置了擋風墻（屏）.“防車不防網(wǎng)”設置的擋風墻（屏）雖然能夠有效阻止軌道積沙與列車傾覆，但是也導致了大風沿擋風墻向上爬升，對擋風墻（屏）后方區(qū)域風速產(chǎn)生了增速效應，而接觸網(wǎng)正饋線正好位于此增速區(qū)域內(nèi)，因此致使正饋線發(fā)生舞動現(xiàn)象［5］，如圖1所示.大風引起的舞動造成線索、金具磨損嚴重，正饋線與保護線線間距離不足，引起放電跳閘事故，對列車安全穩(wěn)定運行造成一定的干擾，因此有必要進一步明確蘭新高鐵正饋線舞動的激發(fā)因素.

圖1 蘭新高鐵正饋線舞動現(xiàn)場圖Fig.1 Galloping site diagram of positive feeder of Lanzhou-Urumqi high-speed railway

針對橋梁結(jié)構(gòu)下的擋風屏氣動特性問題，相關學者已做了一定程度的探索.文獻［6］針對日本鐵路沿線強風引起的列車車輛事故，研究分析了作用在列車車輛上的空氣動力和強風特征；文獻［7］通過全尺寸、風洞試驗及計算流體力學方法得到了橫風空氣動力和力矩系數(shù)等信息，然后給出了測量和計算得出的車輛周圍流場圖，并描述了穩(wěn)態(tài)和非穩(wěn)態(tài)氣動力特性；文獻［8］通過風洞試驗測試了橋梁上方的流場分布，并分析了高架橋上擋風屏的遮蔽效率；文獻［9-10］研究了高架橋上聲屏障高度變化對高速列車頭車、中車及尾車側(cè)風運行氣動特性的影響，研究僅限于對列車的氣動特性分析，未能對接觸網(wǎng)正饋線進行分析研究；文獻［11］以百里風區(qū)橋梁擋風屏為研究對象考慮擋風墻、防風明洞等相鄰擋風設施及風向角、線路布局等影響因素對擋風屏遮蔽效應的影響；文獻［1］根據(jù)擋風板對列車氣動特性的影響規(guī)律，設計了一種適用于橋梁擋風結(jié)構(gòu)的擋風板，并確定了擋風板波高和板厚等技術(shù)參數(shù)；文獻［12］通過風洞數(shù)值模擬研究分析了擋風屏設置形式對列車側(cè)力系數(shù)與傾覆力矩系數(shù)的影響規(guī)律；文獻［13-14］針對蘭新高鐵路堤結(jié)構(gòu)下?lián)躏L墻對正饋線產(chǎn)生的影響進行了研究，包括擋風墻高度、寬度及正饋線位置等因素，但未考慮橋梁結(jié)構(gòu)下?lián)躏L屏對正饋線產(chǎn)生的影響；文獻［15］在橋梁結(jié)構(gòu)上選用透風率為30%的擋風屏，對比分析了無擋風屏、單側(cè)擋風屏及雙側(cè)擋風屏的高度與接觸線處風速間的關系.分析當前研究現(xiàn)狀可知：針對大風區(qū)橋梁擋風屏的研究大多為分析擋風屏對列車氣動特性以及對接觸線的影響，而對橋梁擋風屏增速效應引起的接觸網(wǎng)正饋線舞動問題鮮有研究.

本文以蘭新高鐵為研究對象，建立橋梁仿真模型，對比分析無擋風屏和有擋風屏兩種形式下接觸網(wǎng)正饋線氣動特性，同時分析不同的擋風屏高度、擋風屏透風率時正饋線氣動特性的差異與規(guī)律.

1 計算模型與網(wǎng)格分布

蘭新高鐵沿線橋梁結(jié)構(gòu)和接觸網(wǎng)正饋線是一個復雜的細長結(jié)構(gòu)，同時為了減小模型網(wǎng)格數(shù)量，降低計算量和計算時間，本文采用ANSYS有限元軟件，基于蘭新高鐵線路橫截面實際尺寸進行二維建模分析.

1.1 模型的選擇

由于Transition SST模型在模擬圓柱繞流問題方面可以很好地捕捉到圓柱繞流尾跡近壁區(qū)的流動特征，能更好地表現(xiàn)速度、壓力梯度、流動分離等變化［16］，因此本文湍流模型選擇Transition SST模型.速度壓力耦合采用SIMPLEC算法，時間步長0.005 s，計算1 000步，仿真時間為5 s.

定義升力系數(shù)為

1.2 網(wǎng)格分布

蘭新高鐵線路擋風屏高4.0 m，寬0.08 m，正饋線高7.2 m，正饋線距擋風屏內(nèi)側(cè)水平距離1.05 m.因本文以正饋線為研究對象，所以在保證正饋線（關注區(qū)）網(wǎng)格數(shù)量的前提下，盡量降低非關注區(qū)網(wǎng)格密度，進而減少無關網(wǎng)絡，網(wǎng)格總數(shù)約為100萬個.橋梁模型和正饋線周圍網(wǎng)格劃分如圖2～3所示.計算域邊界設置：左側(cè)設置為速度入口邊界，氣流從左向右垂直進入；右側(cè)設置為壓力出口邊界；正饋線表面設置為無滑移壁面邊界.

圖2 橋梁計算域網(wǎng)格示意圖（單位：m）Fig.2 Computational domain grid of bridge（unit：m）

2 風洞試驗與仿真驗證

基于相似原理設計制作風洞試驗裝置，對擋風墻后方正饋線處的風速進行測量.建立與風洞試驗裝置相同尺寸的模型進行仿真分析，對比并驗證正饋線氣動特性時流體仿真方法的正確性與可行性［17-19］.建立的風洞模型為典型的開路式風洞，由風機、大開角段、穩(wěn)定段、收縮段、實驗段以及擴散段幾部分組成，風洞試驗裝置如圖4所示.

圖3 正饋線周圍計算域網(wǎng)格示意圖Fig.3 Computing domain grid around positive feeder

圖4 風洞試驗裝置Fig.4 Wind tunnel test device

在試驗中需要測量擋風墻后方正饋線處的實際風速，因此需考慮整體模型的幾何相似，即考慮擋風墻和接觸網(wǎng)正饋線的相似設計.考慮到風洞實驗段的大小等條件限制，最終按照1∶59的幾何相似比設計并制作實驗段模型（見圖5）.圖6為風速測量儀，用于測量實驗過程中正饋線處風速.

圖5 風洞實驗段模型Fig.5 Wind tunnel test section model

圖6 風速測量儀Fig.6 Anemometer

對比表1中試驗與仿真數(shù)據(jù)可知：試驗結(jié)果與仿真結(jié)果存在一定的誤差，且相對誤差隨著入口風速的增大而逐漸增大，考慮到試驗裝置的氣密性及其他因素，該誤差在允許范圍內(nèi)，且試驗結(jié)果與仿真結(jié)果所獲得的風速均為入口風速的2倍左右，說明了該流體仿真方法能夠反映出實際中擋風墻對氣流的影響效果，驗證了本文中求解正饋線氣動特性流體仿真方法的正確性與可行性.

表1 縮尺模型下正饋線處風速試驗與仿真結(jié)果對比Tab.1 Comparison of wind speed test and simulation results at positive feeder under scale model

3 擋風屏對接觸網(wǎng)正饋線的影響

3.1 擋風屏對正饋線的影響

橋梁上多采用較輕薄的擋風屏結(jié)構(gòu)，擋風屏高4.0 m，寬0.08 m，由于擋風屏對來流的增速效應影響，橫風在流經(jīng)橋梁時會形成分布不均勻的漩渦結(jié)構(gòu).風速為1 m/s及15 m/s時無擋風屏和有擋風屏條件下速度云圖如圖7～8所示.

對比圖7～8可以看出：橋梁無擋風屏時來流緊貼橋梁表面通過，正饋線后方出現(xiàn)卡門渦街現(xiàn)象，漩渦呈現(xiàn)上下交替脫落；橋梁設置擋風屏后，來流受到擋風屏的阻礙作用不再緊貼橋梁表面通過，而是從擋風屏上方通過，并在其后方形成增速區(qū)域，正饋線正好位于增速區(qū)域內(nèi)，同時正饋線后方卡門渦街現(xiàn)象逐漸消失.

圖7 風速1 m/s時橋梁速度云圖（單位：m·s-1）Fig.7 Velocity contour of bridge at the wind speed of 1 m/s（unit：m·s-1）

為了充分研究擋風屏結(jié)構(gòu)對正饋線氣動性能的影響，分別對無擋風屏和4.0 m高擋風屏結(jié)構(gòu)在風速1，5，10，15，20，25及30 m/s條件下進行仿真計算，得到1 m/s風速和15 m/s風速時無擋風屏和4.0 m高擋風屏條件下升、阻力時程如圖9～10所示.

通過對比圖9～10可知：風速1 m/s、橋梁無擋風屏時接觸網(wǎng)正饋線氣動升力系數(shù)在-3～3之間交替變化，正饋線阻力系數(shù)在2附近交替變化；同風速下橋梁有擋風屏時接觸網(wǎng)正饋線氣動升力系數(shù)在-10～15之間交替變化，正饋線阻力系數(shù)增大至3～10之間.風速15 m/s、橋梁無擋風屏時接觸網(wǎng)正饋線氣動升力系數(shù)變化區(qū)間為-6～6，阻力系數(shù)變化范圍為0～4之間；同風速下橋梁有擋風屏時接觸網(wǎng)正饋線氣動升力系數(shù)變化區(qū)間為-10～20，阻力系數(shù)變化范圍為-5～20之間.因此橋梁擋風屏的存在增大了接觸網(wǎng)正饋線氣動升力系數(shù)和阻力系數(shù)，加劇了正饋線舞動現(xiàn)象的發(fā)生.

圖8 風速15 m/s時橋梁速度云圖（單位：m·s-1）Fig.8 Velocity contour of bridge at the wind speed of 15 m/s（unit：m·s-1）

圖9 風速1 m/s時正饋線升、阻力時程圖Fig.9 Time history of positive feeder lift and drag coefficient at the wind speed of 1 m/s

由于接觸網(wǎng)正饋線升力時程曲線呈正負交替變化，故采用均方根值計算，而正饋線阻力時程曲線位于正值部分居多，故采用平均值計算.不同風速時橋梁無擋風屏和有擋風屏條件下的正饋線升力、阻力系數(shù)變化曲線如圖11所示.

圖10 風速15 m/s時正饋線升、阻力時程圖Fig.10 Time history of positive feeder lift and drag coefficient at the wind speed of 15 m/s

由圖11可知：正饋線氣動升力系數(shù)最大倍數(shù)為15 m/s風速時的3.84倍，最小倍數(shù)為5 m/s風速時的2.99倍；同理正饋線氣動阻力系數(shù)最大倍數(shù)為25 m/s風速時的3.81倍，最小倍數(shù)為1 m/s風速時的2.62倍.可見在入口風速相同時，無論是正饋線的氣動升力系數(shù)還是氣動阻力系數(shù)，都是有擋風屏條件下比無擋風屏條件下的數(shù)值大，進一步表明擋風屏的存在對正饋線氣動力的變化有著較大的影響.

圖11 無擋風屏和有擋風屏條件下的氣動力系數(shù)Fig.11 Aerodynamic coefficients without and with windshield

3.2 擋風屏高度對正饋線的影響

為進一步研究分析擋風屏高度對正饋線氣動特性的影響規(guī)律，選取高度為2.5，3.0，3.5，4.0及4.5 m五種擋風屏結(jié)構(gòu)，分別在風速15 m/s條件下進行氣動性能仿真計算，仿真結(jié)果如圖12所示.

圖12 擋風屏不同高度時正饋線氣動力系數(shù)Fig.12 Aerodynamic coefficient of positive feeder at different heights of windshield

從圖12可以看出：隨著橋梁擋風屏高度的增加，正饋線的氣動升、阻力系數(shù)均呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，并在擋風屏高度為4 m時達到最大值，此時的正饋線升力系數(shù)是2.5 m高擋風屏時的2.01倍，正饋線阻力系數(shù)是2.5 m高擋風屏時的1.90倍；當擋風屏高度從2.5 m升高到3.5 m時，正饋線升力系數(shù)和阻力系數(shù)增加較少；而當擋風屏高度從3.5 m繼續(xù)增加到4 m的過程中，升力系數(shù)和阻力系數(shù)變化較大.綜合考慮列車與正饋線可知［20］，擋風屏高度小于3.5 m時對接觸網(wǎng)正饋線氣動特性的影響較小.

3.3 擋風屏透風率對正饋線的影響

為了研究分析擋風屏透風率對接觸網(wǎng)正饋線氣動特性的影響，圖13給出了擋風屏高度為4.0 m時，設置4種不同透風率時的模型示意圖.通過仿真可以得到風速為15 m/s，透風率分別為30%，40%，50%，60%時正饋線速度云圖，如圖14所示.

圖13 擋風屏透風率模型示意圖（單位：m）Fig.13 Schematic diagram of windshield ventilation rate model（unit：m）

圖14 擋風屏不同透風率時橋梁速度云圖（單位：m·s-1）Fig.14 Velocity contour of bridge with different ventilation rate（unit：m·s-1）

通過圖14可以看出：相較于未設置透風結(jié)構(gòu)的擋風屏，具有透風效果的擋風屏在一定程度上減小了擋風屏對來流的阻礙作用，使更多來流從擋風屏透風結(jié)構(gòu)中穿過，同時，擋風屏透風率越大氣流通過擋風屏越多，氣流對位于擋風屏后方的影響越大，而對位于上方的正饋線的影響則越小，減少了接觸網(wǎng)正饋線舞動的發(fā)生.入口風速不同時，正饋線升力系數(shù)、阻力系數(shù)在不同透風率擋風屏作用下的變化狀況如圖15～16所示.

通過圖15～16可以明顯看出：當入口風速不同時，擋風屏透風率為0%時的正饋線升力系數(shù)和阻力系數(shù)均明顯大于其它透風率時的升力系數(shù)和阻力系數(shù)；同時，擋風屏透風率越小，正饋線升力系數(shù)和阻力系數(shù)越大；擋風屏透風率越大，正饋線升力系數(shù)和阻力系數(shù)越小.這也證明在保持擋風屏高度不變的情況下，擋風屏透風率這一因素減小了正饋線所受的氣動力，因此應該控制擋風屏的透風率以保證透風效果.通過對比30%～60%透風率下正饋線的升力、阻力系數(shù)可以看出：40%的擋風屏透風率在不同風速下具有很好地降低正饋線氣動升力、阻力的效果.

圖15 不同透風率時正饋線升力系數(shù)變化Fig.15 Coefficient of the lift of the positive feeder with different ventilation rate

圖16 不同透風率時正饋線阻力系數(shù)變化Fig.16 Coefficient of the drag of positive feeder with different ventilation rate

4 結(jié)論

1）橋梁無擋風屏時，來流緊貼橋梁表面通過對接觸網(wǎng)正饋線影響較小；而橋梁設置擋風屏后，來流受到擋風屏的阻礙作用不在緊貼橋面通過，并在其后上方形成增速區(qū)域，來流經(jīng)過擋風屏的增速效應提高了接觸網(wǎng)正饋線處風速，造成接觸網(wǎng)正饋線舞動現(xiàn)象.

2）在一定范圍內(nèi)橋梁擋風屏設置越高，接觸網(wǎng)正饋線升力、阻力系數(shù)越大，因此擋風屏高度越低接觸網(wǎng)正饋線發(fā)生舞動現(xiàn)象的可能性也越低，但列車受到大風的影響越大，故擋風墻高度的設置需綜合這兩方面的需求合理設置.綜合考慮擋風屏高度對列車和正饋線氣動性能的影響，擋風屏合理高度設置范圍為2.5～3.5 m.

3）橋梁擋風屏無透風結(jié)構(gòu)時，接觸網(wǎng)正饋線氣動特性明顯大于擋風屏設置透風結(jié)構(gòu)時的氣動特性；擋風屏透風率越大來流通過越多，接觸網(wǎng)正饋線升力系數(shù)和阻力系數(shù)越小.對比不同擋風屏透風率下正饋線的升力、阻力系數(shù)得出，40%的擋風屏透風率在不同風速下具有很好地降低正饋線氣動升力、阻力的效果.