大風區段開孔式擋風墻對正饋線氣動特性的影響

張友鵬,馮 強,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.甘肅省軌道交通電氣自動化工程實驗室(蘭州交通大學),蘭州 730070)

蘭新高速鐵路全長1 776 km,橫穿甘肅至新疆境內的安西風區、煙墩風區、百里風區、三十里風區和達坂城風區,是世界上一次性建成通車里程最長、攻克技術難題最多的高速鐵路[1]。風區內大風頻繁,風力強勁,瞬間破壞性大,致使列車脫軌、傾覆等事故頻發,對鐵路的運營、養護和運輸造成了嚴重的危害[2-3],為此在鐵路沿線修建了擋風墻防風工程[4]。擋風墻的設立雖然可以防止列車遭受風襲、線路沙埋,卻加劇了靠近擋風墻背風側正饋線的舞動,使得線索、金具疲勞磨損,甚至會造成線間放電、掉線等事故發生,嚴重威脅高速列車運行的安全性。

目前,國內外學者對于輸電線路舞動已經進行了大量研究,而對于蘭新高鐵接觸網正饋線舞動研究相對較少。針對覆冰輸電導線舞動,Den Hartog等提出垂直舞動激發機理[5];Nigol等[6-7]在垂直激發機理的基礎上,提出扭轉舞動激發機理;Yu等[8-9]提出了偏心慣性耦合失穩機理。在蘭新高鐵大風區擋風墻防風研究方面,文獻[10-12]對大風區高速鐵路沿線不同形式擋風墻的防風效果進行了研究。李燕飛等[13]對比分析了擋風墻不同開孔形式及排列方式對于列車所受氣動力以及傾覆力矩的影響,對于擋風墻結構變化影響下的接觸網正饋線氣動特性未做進一步研究。李鯤[14]針對既有擋風墻難以同時滿足防止列車傾覆、保護接觸網安全等要求,提出一種新型防風設施即防風走廊。在接觸網附加導線舞動研究方面,李長波[15]通過分析蘭新高鐵附加線舞動原因,提出了相關導線防舞措施。王玉環[16]對擋風墻增速效應及線索同階次共振頻率進行了研究,并提出了正饋線恒張力補償設計方案。趙珊鵬等[17-19]分析了擋風墻尾流下附加導線的舞動機制,提出采用新型絕緣防舞裝置、低風壓導線等防舞措施。綜上所述,蘭新高鐵既有沿線擋風墻的設立大多只考慮了列車防風安全問題,而忽略了接觸網正饋線處的風速激增情況。在同時兼顧高速列車運行安全和接觸網正饋線穩定性時,擋風墻勢必較高,此時從列車角度來說已處于過保護狀態,并且造價過高,經濟性較差。因此,需要在風、墻、網等方面開展新的系統研究,并基于擋風墻結構設計行之有效的正饋線防舞方案。

本文在現有擋風墻的結構基礎上,設計一種新型開孔式擋風墻,通過分析擋風墻的防風效果、周圍流場特征變化以及不同開孔方式下正饋線氣動特性的變化規律,以得到合理的擋風墻孔隙率和開孔角度,從而為蘭新高鐵大風區段接觸網正饋線舞動防治提供更加合理、有效的解決方法。

1 數值分析與模型建立

蘭新高鐵接觸網正饋線舞動可簡化為二維圓柱繞流問題,采用二維模型研究導線舞動時不僅可以降低對于計算機硬件的要求、提高計算效率,并且得到的結果也是偏安全的[20],因此本文基于流體力學理論以實際尺寸建立二維模型進行研究。

1.1 基本控制方程

由于本文研究主要為低空氣動力,可忽略空氣流動過程中的密度變化,所以流動可看成不可壓縮流動,對于不可壓縮流體,其控制方程如下:

連續方程(質量守恒定律):

(1)

動量方程(動量守恒定律):

(2)

式中:r為不同氣壓的空氣密度,m為空氣動力黏度,u為x軸方向的風速,v為y軸方向的風速,p為壓力。

1.2 湍流模型及計算域的確定

在湍流模型選取方面,Transition SST模型是在SSTk-ω模型基礎上增加了兩個運輸方程及相關的經驗公式,成為四方程模型,該模型避免了一般情況下對平均場進行積分的過程,具有計算要求低、計算周期短的優點。同時相關學者通過實驗驗證了采用Transition SST模型模擬得到的壓力和摩擦力系數與實驗結果更為相符,其可以更為準確地模擬圓柱繞流背風面壓力和摩擦力的變化情況[21]。本文將蘭新高鐵接觸網正饋線舞動簡化為二維圓柱繞流問題,因此采用Transition SST模型對于正饋線氣動特性研究具有更好的優越性。

為保證計算模型和結果更加貼近實際,模型與現場尺寸保持一致,設置為23.8 m×15 m。迎風側路堤高度為2 m,擋風墻距路肩面高3.5 m,寬0.4 m,距軌道中心5.7 m,正饋線直徑取23.76 mm,距路肩面7.2 m,與擋風墻水平距離為1.05 m。計算域整體網格為100萬,如圖1所示。

圖1 擋風墻下流體計算域整體網格

流體計算過程中,正饋線周圍網格尺寸大小會直接影響到計算結果的準確性。由于離正饋線截面遠近不同時流體流動參數梯度不同,正饋線近處的梯度比較大,所以正饋線截面附近的網格劃分密一些,而離正饋線截面較遠處的網格可以稀疏一些,對各個邊線采用漸疏性節點分布。以無量綱的參數γ+～1來估算湍流情況下正饋線近壁面處網格的第1層厚度,并利用網格劃分軟件對整體網格進行加密,正饋線周圍網格如圖2所示。

圖2 正饋線近壁面網格

1.3 邊界條件設置

計算域左側邊界設置為風速入口(velocity-inlet),空氣速度垂直于邊界進入流場,計算域右側邊界設置為壓力出口(pressure-outlet),上、下邊界、擋風墻、路堤均設置為壁面(wall),正饋線表面設置為無滑移邊界。時間步長選定為0.005 s,計算1 000步,壓力速度耦合算法選擇SIMPLEC,壓力方程采用二階精度離散方程,動量方程采用二階迎風格式。

2 擋風墻對正饋線氣動特性影響分析

2.1 正饋線受力分析

導線舞動的過程中流體流過其表面時會產生不均勻的壓力分布,此時單位導線會受到一個與風速方向垂直的升力和一個與風速方向水平的阻力[22-23],如式(3)、(4)所示,其中二者所對應的無量綱系數CL、CD分別稱為升力系數、阻力系數。導線的升、阻力系數可以在一定程度上反映正饋線的受力狀況,這是分析接觸網正饋線舞動的重要前提條件。正饋線所受氣動力如圖3所示。

(3)

圖3 正饋線截面所受氣動力示意圖

(4)

式中:ρ為標準氣壓時空氣密度,v為導線位置處風速,D為正饋線直徑。

2.2 有、無擋風墻下正饋線氣動特性分析

據現場觀測蘭新高鐵大風區段最大風速可達60 m/s以上,相當于17級大風,但這種極端情況出現的次數并不多見,大風區段風力常年為7、8級,因此本文選擇風速1～30 m/s時分析接觸網正饋線氣動特性。圖4為有、無擋風墻下正饋線風速云圖。

圖4 有、無擋風墻下正饋線風速云圖

從圖4可以看出,無墻條件下氣流在繞過正饋線時,同傳統的圓柱繞流一樣,在正饋線兩側會周期性的脫落出旋轉方向相反的旋渦,它們互相干擾,互相吸引,形成卡門渦街現象。隨著正饋線后方旋渦的上下交替不斷脫落,使得正饋線表面壓力發生一定變化。有墻條件下,由于擋風墻對氣流的匯聚作用,在正饋線后方無明顯旋渦脫落。入口風速15 m/s時有、無擋風墻下正饋線氣動力系數變化如圖5所示。

圖5 有、無擋風墻下正饋線氣動力系數變化時程圖

由圖5可知,有、無擋風墻下正饋線升、阻力系數均呈交替變化,且有墻條件下正饋線升、阻力系數幅值遠大于無墻時,說明擋風墻對于正饋線氣動特性具有重要的影響?？紤]到正饋線升力系數曲線在正負區域內交替變化明顯,而阻力系數曲線變化大部分位于正區域內,故對升力系數取其均方根值來表示,阻力系數取其平均值來表示。不同入口風速時有、無擋風墻下正饋線氣動力系數如表1和圖6所示。

表1 無墻、有墻下正饋線升、阻力系數

圖6 正饋線氣動力系數隨風速變化趨勢

由圖6和表1可知,隨著風速的不斷增大,有墻條件下正饋線氣動力系數呈現先增大后減小的變化趨勢,且在風速15 m/s時正饋線升、阻力系數均達到峰值,而無墻條件下正饋線氣動力系數變化范圍整體較小。由于擋風墻對于氣流的匯聚作用致使正饋線位置處風速明顯加劇,從而形成“風涌”現象,如圖7所示,這是導致正饋線發生大幅舞動的直接原因。

圖7 入口風速15 m/s時計算域風速云圖

2.3 風洞試驗

與動力特性相似,只考慮整體模型的幾何相似即可[24]。根據幾何相似比設計并制作的風洞試驗模型如圖8所示,對擋風墻后的風速測量裝置如圖9所示。

圖8 風洞試驗模型

圖9 風速測量儀

通過風機調頻控制,模擬不同入口風速,利用風速測量儀在擋風墻后方正饋線位置處對增速后的氣流進行監測,其同比例模型下的試驗結果與仿真結果如表2所示。

表2 不同入口風速下試驗結果與仿真計算對比

對比表2數據可知,風洞試驗測量值與仿真模擬值雖然存在一定的偏差,但其相對誤差均小于5%,考慮到試驗裝置的密閉性以及人工測量等因素,誤差均在允許范圍內。同時從表中可以看出正饋線位置處風速為入口風速的2倍左右,與數值模擬結果基本一致,驗證了擋風墻下接觸網正饋線全尺寸模型建立的合理性與正確性。

3 新型擋風墻優化設計研究

在前文的基礎上選用3.5 m高度擋風墻進行研究,孔隙率是開孔高度與墻體總高度之比,用k表示?？紫堵实淖兓苯佑绊憮躏L墻后方及接觸網正饋線位置處流場變化,考慮到蘭新高鐵大風區實際情況,故選擇擋風墻孔隙率分別為0.1、0.2、0.3進行研究。根據相關研究得出,在開孔數為9時防風效果最佳[25],各孔隙度擋風墻模型如圖10所示。

圖10 不同孔隙率擋風墻模型

3.1 計算域流場特征變化

擋風墻的設立對于正饋線位置處氣流速度和周圍流場會產生重要的影響,為了更好地分析擋風墻孔隙率的變化對于計算域流場特征的影響,計算入口風速15 m/s時不同孔隙率擋風墻下計算域整體及正饋線周圍風速云圖如圖11所示。

圖11 不同孔隙率擋風墻下計算域及正饋線處風速云圖

由圖11(a)、11(b)可知,來風在經過路堤和擋風墻阻擋之后,在擋風墻尾流區域風速急劇增大,且在擋風墻背風側形成了明顯的旋渦,使得擋風墻尾流風速分布出現一定的梯度效應。對比圖11(c)、11(d)可以看出此時擋風墻背風側無明顯渦流區,且在擋風墻孔隙率為0.3時,擋風墻尾流失穩的斜上方氣流增速區范圍大幅減少,在擋風墻后方氣流變化也相對平穩,從而可以緩和擋風墻增速效應所導致的正饋線尾流馳振現象。

3.2 擋風墻防風效果分析

在數值計算時分別在擋風墻迎風側路肩1 m處(測點1)和擋風墻內軌道中心位置5.7 m處(測點2)設置風速監測點,如圖12所示。通過對比各孔隙率擋風墻迎風側和背風側不同高度處風速變化,對擋風墻的實際防風效果進行評估。擋風墻的防風效果可以用風速殘余系數(計算風速與入口風速之比)表示,風速殘余系數越小,防風效果越好。入口風速15 m/s時計算結果見表3、4。

表3 不同孔隙率擋風墻周圍流場風速

表4 不同孔隙率擋風墻周圍流場風速殘余系數

圖12 擋風墻內、外風速監測點

對比表3數據可知,由于來風在經過路堤和擋風墻阻擋后,擋風墻背風側區域風速得到明顯降低,隨著墻內各點高度上升,風速也逐漸增大;同時擋風墻背風側各點風速殘余系數明顯低于迎風側,說明擋風墻有效地遮蔽了來風。通過對比擋風墻不同孔隙率下迎風側和背風側不同高度處風速殘余系數可以發現,無孔擋風墻時軌道中心位置風速殘余系數在0.31～0.50之間;而擋風墻孔隙率為0.3時,風速殘余系數在0.46～0.69之間,說明開孔式擋風墻保持了較好的防風效果。擋風墻孔隙率的變化也會直接影響接觸網正饋線位置風速,入口風速15 m/s時不同孔隙率擋風墻下正饋線位置處平均風速變化如圖13、表5所示。

表5 不同孔隙率下擋風墻下正饋線位置處風速

圖13 不同孔隙率擋風墻下正饋線位置風速變化

由圖13可知在擋風墻影響下,正饋線位置處風速隨著時間的變化逐漸增大并趨于穩定值,同時擋風墻孔隙率的增大使得各風速呈現明顯降低趨勢。從表4可以看出,正饋線位置風速以水平分量為主,且存在一定豎直方向分量,結合圖3正饋線受力分析,說明正饋線的舞動受來流風水平分量的影響更大。

在原有擋風墻的高度、厚度和距離列車的位置都固定的前提下,在擋風墻上有規律地設定一部分開孔,定義開孔高度與墻體總高度之比為擋風墻的孔隙率。通過分析擋風墻不同孔隙率下列車周圍流場特性,進一步明確擋風墻孔隙率的設置對于列車的影響。

圖14、15分別為列車在不同孔隙率擋風墻作用下的風速流線圖及壓力分布云圖,從圖中可以看出列車在擋風墻結構變化后的流場特征差異較為明顯。當來流風遇到路堤和擋風墻阻擋后,擋風墻的迎風側壓力變大,同時背風側壓力減小,受回旋氣流的影響,氣流在擋風墻背風側形成了較大的漩渦;當氣流從擋風墻背風側(即列車迎風側)流經列車,列車背風面氣流分離較嚴重, 基本處于尾流漩渦之中(見圖14(a)),形成了一定的負壓區。當擋風墻設置一定的孔隙率后,氣流大部分還是繞過擋風墻后在列車周圍形成旋渦。由于有一小部分氣流從擋風墻的孔隙流過,因此繞過擋風墻在列車周圍形成旋渦的氣流一定程度上減少,所以旋渦也會隨之變小(見圖14(b)),在列車周圍負壓區范圍呈現降幅,同時從孔隙中流過的氣流會對形成旋渦的流場進行沖擊,使流場趨于平穩。但是并非擋風墻孔隙率越大,對于列車及正饋線處氣流影響越大,隨著擋風墻孔隙率的增大,直接作用在列車表面的氣流會之間逐漸增多,壓力分布不均勻也會越來越明顯,因此只要擋風墻孔隙率設置合適,列車運行不會受到較大影響。

圖14 不同孔隙率擋風墻下列車周圍風速流線圖

圖15 不同孔隙率擋風墻下列車周圍壓力分布云圖

橫風作用下列車車體截面的氣動性能一般用氣動力系數來表示,根據在橫風作用下車輛穩定性研究,傾覆力矩是衡量車輛橫向穩定性的重要指標。由于本文在數值模擬時假定列車靜止時受橫風影響的傾覆系數,其中傾覆力矩系數的定義如下:

(5)

式中:CM表示傾覆力矩系數;MT為列車受到的傾覆力矩;r表示空氣密度,取1.225 kg/m3;v表示來流風速;B表示列車寬度,取3 257 mm;H表示列車高度,取3 890 mm。

通過對擋風墻有、無開孔情況下列車氣動特性進行仿真分析可知,隨著擋風墻結構的變化,列車受到的氣動力呈現一定變化。結合列車周圍流場變化可知,由于擋風墻設置一定孔隙率后,從擋風墻縫隙中穿過的氣流會擾亂擋風墻背風側流場的分布,但部分氣流會直接作用在列車上,從而使得列車所受傾覆力矩出現一定變化。其中擋風墻無孔情況下,列車所受傾覆力矩為-1 013 N·m,當擋風墻孔隙率設置為0.3時,列車所受傾覆力矩為-1 278 N·m,列車所受氣動力沒有太大的變化。因此在擋風墻對高速列車防風研究中,擋風墻孔隙率的合理設置,不僅可以節約材料,還可以在保障列車運行安全的同時能夠抑制正饋線的舞動。

3.3 不同孔隙率下正饋線氣動特性分析

對入口風速1 m/s、5 m/s、10 m/s、15 m/s、20 m/s、25 m/s及30 m/s有孔擋風墻下正饋線氣動特性進行仿真分析,并對比無孔擋風墻下正饋線氣動力系數變化情況,其中入口風速15 m/s時有孔擋風墻下正饋線氣動力系數變化如圖16所示。

圖16 有孔擋風墻下正饋線氣動力系數變化

從圖16可以看出,有孔擋風墻下正饋線氣動力系數的曲線變化同樣周期復雜且呈無規律性,但其幅值相比無孔擋風墻時有所下降。其中正饋線升力系數下降明顯,在正區域內下降到15以下,負區域內下降到10以下;而阻力系數降幅程度相對較小,且幾乎均位于正區域內,說明擋風墻孔隙率的變化對于正饋線氣動特性有著重要的影響。不同入口風速下不同孔隙率擋風墻下正饋線氣動力系數變化如圖17所示。

圖17 不同孔隙率擋風墻下正饋線氣動力系數隨風速變化趨勢

從圖17中可以看出,不同孔隙率擋風墻下正饋線升、阻力系數整體變化趨勢基本相同,都是隨著風速先增大后減小,并且在風速15 m/s時達到峰值。在擋風墻孔隙率為0.3時,正饋線氣動力系數降幅最為明顯,其中升力系數相較無孔擋風墻下降低了41.56%,阻力系數降低了24.59%。說明擋風墻孔隙率的設置可以在一定程度上改善正饋線的氣動特性。

3.4 最佳開孔角度的確定

根據上述研究,在擋風墻孔隙率為0.3時,正饋線氣動力系數降幅程度明顯?？紤]到擋風墻開孔角度的變化對于正饋線氣動特性也會存在一定影響,因此在擋風墻孔隙率為0.3的基礎上,進一步研究擋風墻開孔角度對于正饋線氣動特性響應的規律,圖18為不同開孔角度擋風墻模型。

圖18 不同開孔角度擋風墻模型

分別對擋風墻不同開孔角度下的接觸網正饋線氣動特性進行仿真分析,并對比擋風墻開孔角度對于正饋線升、阻力系數變化的影響。同樣,升力系數取其均方根值表示,阻力系數取其平均值表示,其中入口風速15 m/s時擋風墻不同開孔角度下正饋線氣動力系數變化如圖19所示。圖20為擋風墻開孔角度分別為30°和150°時計算域整體風速云圖。

圖19 入口風速15 m/s時不同開孔角度擋風墻下正饋線氣動力系數變化

圖20 不同開孔角度擋風墻下計算域風速云圖

由圖20可知隨著擋風墻開孔角度的增大,正饋線升、阻力系數均呈現先增大后減小的趨勢,說明擋風墻的開孔角度對于正饋線氣動特性存在一定的影響。對比圖18擋風墻不同開孔角度下計算域周圍流場特征變化可以發現,在開孔角度小于90°時,氣流在流經擋風墻時會吹向斜上方接觸網正饋線區域,從而會使得正饋線舞動加劇,導致正饋線升、阻力系數隨著開孔角度的增大呈現上升趨勢。在開孔角度大于90°時,隨著擋風墻結構對于風速導向的改變,會降低對接觸網正饋線處的氣流的影響,此時正饋線氣動升力、阻力系數呈現遞減趨勢。同樣,分析其他入口風速下擋風墻開孔角度對于正饋線氣動特性影響,其中不同開孔角度擋風墻下正饋線氣動力系數隨風速變化趨勢如圖21所示。

圖21 不同開孔角度擋風墻下正饋線氣動力系數隨風速變化

由圖21可知,隨著風速的不斷增大,不同開孔角度擋風墻下正饋線升力系數和阻力系數的變化趨勢基本一致,但各自對應的峰值均不同。其中升力系數在15 m/s時達到峰值;阻力系數在擋風墻開孔角度小于90°入口風速為5 m/s下達到峰值,開孔角度大于等于90°入口風速為15 m/s下達到峰值。對比不同風速下正饋線氣動力系數變化可以看出,擋風墻開孔角度為150°時正饋線升、阻力系數幅值明顯低于其他開孔角度,說明在兼顧擋風墻的開孔角度時,正饋線氣動特性會得到進一步的改善。

4 結 論

本文通過設計一種新型開孔式擋風墻,對擋風墻的防風效果進行評估,并仿真分析擋風墻孔隙率及開孔角度對于正饋線氣動特性響應的影響規律,得出以下結論:

1)隨著擋風墻孔隙率的增大,在擋風墻尾流失穩的斜上方區域氣流增速區范圍大幅減少,正饋線位置處風速也逐漸減小并趨于穩定值;且擋風墻設置一定孔隙率后,會沖擊擋風墻后形成的旋渦流場,使流場趨于平穩,列車所受傾覆力矩變化不大,從而列車運行不會受到較大影響。

2)不同孔隙率擋風墻下正饋線氣動力系數變化周期依然復雜且呈無規律性,但其幅值相較無孔擋風墻降幅明顯,且在擋風墻孔隙率為0.3時,升力系數下降了41.56%,阻力系數下降了24.59%,說明擋風墻孔隙率的設置在一定程度上可以明顯改善正饋線的氣動特性。

3)在同時考慮擋風墻孔隙率及開孔角度對于正饋線氣動特性的影響時,擋風墻孔隙率取0.3且開孔角度為150°時正饋線氣動力系數降幅顯著,此時在垂直和水平方向上正饋線所受氣動力也隨之減小,從而可以有效抑制正饋線的舞動,提高蘭新高鐵牽引供電系統運行的安全可靠性。