張友鵬,馮 強(qiáng),趙珊鵬,2,王思華

(1.蘭州交通大學(xué) 自動化與電氣工程學(xué)院,蘭州 730070;2.甘肅省軌道交通電氣自動化工程實(shí)驗(yàn)室(蘭州交通大學(xué)),蘭州 730070)

蘭新高速鐵路全長1 776 km,橫穿甘肅至新疆境內(nèi)的安西風(fēng)區(qū)、煙墩風(fēng)區(qū)、百里風(fēng)區(qū)、三十里風(fēng)區(qū)和達(dá)坂城風(fēng)區(qū),是世界上一次性建成通車?yán)锍套铋L、攻克技術(shù)難題最多的高速鐵路[1]。風(fēng)區(qū)內(nèi)大風(fēng)頻繁,風(fēng)力強(qiáng)勁,瞬間破壞性大,致使列車脫軌、傾覆等事故頻發(fā),對鐵路的運(yùn)營、養(yǎng)護(hù)和運(yùn)輸造成了嚴(yán)重的危害[2-3],為此在鐵路沿線修建了擋風(fēng)墻防風(fēng)工程[4]。擋風(fēng)墻的設(shè)立雖然可以防止列車遭受風(fēng)襲、線路沙埋,卻加劇了靠近擋風(fēng)墻背風(fēng)側(cè)正饋線的舞動,使得線索、金具疲勞磨損,甚至?xí)斐删€間放電、掉線等事故發(fā)生,嚴(yán)重威脅高速列車運(yùn)行的安全性。

目前,國內(nèi)外學(xué)者對于輸電線路舞動已經(jīng)進(jìn)行了大量研究,而對于蘭新高鐵接觸網(wǎng)正饋線舞動研究相對較少。針對覆冰輸電導(dǎo)線舞動,Den Hartog等提出垂直舞動激發(fā)機(jī)理[5];Nigol等[6-7]在垂直激發(fā)機(jī)理的基礎(chǔ)上,提出扭轉(zhuǎn)舞動激發(fā)機(jī)理;Yu等[8-9]提出了偏心慣性耦合失穩(wěn)機(jī)理。在蘭新高鐵大風(fēng)區(qū)擋風(fēng)墻防風(fēng)研究方面,文獻(xiàn)[10-12]對大風(fēng)區(qū)高速鐵路沿線不同形式擋風(fēng)墻的防風(fēng)效果進(jìn)行了研究。李燕飛等[13]對比分析了擋風(fēng)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(fēng)墻結(jié)構(gòu)變化影響下的接觸網(wǎng)正饋線氣動特性未做進(jìn)一步研究。李鯤[14]針對既有擋風(fēng)墻難以同時滿足防止列車傾覆、保護(hù)接觸網(wǎng)安全等要求,提出一種新型防風(fēng)設(shè)施即防風(fēng)走廊。在接觸網(wǎng)附加導(dǎo)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(guān)導(dǎo)線防舞措施。王玉環(huán)[16]對擋風(fēng)墻增速效應(yīng)及線索同階次共振頻率進(jìn)行了研究,并提出了正饋線恒張力補(bǔ)償設(shè)計(jì)方案。趙珊鵬等[17-19]分析了擋風(fēng)墻尾流下附加導(dǎo)線的舞動機(jī)制,提出采用新型絕緣防舞裝置、低風(fēng)壓導(dǎo)線等防舞措施。綜上所述,蘭新高鐵既有沿線擋風(fēng)墻的設(shè)立大多只考慮了列車防風(fēng)安全問題,而忽略了接觸網(wǎng)正饋線處的風(fēng)速激增情況。在同時兼顧高速列車運(yùn)行安全和接觸網(wǎng)正饋線穩(wěn)定性時,擋風(fēng)墻勢必較高,此時從列車角度來說已處于過保護(hù)狀態(tài),并且造價過高,經(jīng)濟(jì)性較差。因此,需要在風(fēng)、墻、網(wǎng)等方面開展新的系統(tǒng)研究,并基于擋風(fēng)墻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)行之有效的正饋線防舞方案。

本文在現(xiàn)有擋風(fēng)墻的結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上,設(shè)計(jì)一種新型開孔式擋風(fēng)墻,通過分析擋風(fēng)墻的防風(fēng)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(guī)律,以得到合理的擋風(fēng)墻孔隙率和開孔角度,從而為蘭新高鐵大風(fēng)區(qū)段接觸網(wǎng)正饋線舞動防治提供更加合理、有效的解決方法。

1 數(shù)值分析與模型建立

蘭新高鐵接觸網(wǎng)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(dǎo)線舞動時不僅可以降低對于計(jì)算機(jī)硬件的要求、提高計(jì)算效率,并且得到的結(jié)果也是偏安全的[20],因此本文基于流體力學(xué)理論以實(shí)際尺寸建立二維模型進(jìn)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(xù)方程(質(zhì)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(fēng)速,v為y軸方向的風(fēng)速,p為壓力。

1.2 湍流模型及計(jì)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(chǔ)上增加了兩個運(yùn)輸方程及相關(guān)的經(jīng)驗(yàn)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(jìn)行積分的過程,具有計(jì)算要求低、計(jì)算周期短的優(yōu)點(diǎn)。同時相關(guān)學(xué)者通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了采用Transition SST模型模擬得到的壓力和摩擦力系數(shù)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果更為相符,其可以更為準(zhǔn)確地模擬圓柱繞流背風(fēng)面壓力和摩擦力的變化情況[21]。本文將蘭新高鐵接觸網(wǎng)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(yōu)越性。

為保證計(jì)算模型和結(jié)果更加貼近實(shí)際,模型與現(xiàn)場尺寸保持一致,設(shè)置為23.8 m×15 m。迎風(fēng)側(cè)路堤高度為2 m,擋風(fēng)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(fēng)墻水平距離為1.05 m。計(jì)算域整體網(wǎng)格為100萬,如圖1所示。

圖1 擋風(fēng)墻下流體計(jì)算域整體網(wǎng)格

流體計(jì)算過程中,正饋線周圍網(wǎng)格尺寸大小會直接影響到計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。由于離正饋線截面遠(yuǎn)近不同時流體流動參數(shù)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(wǎng)格劃分密一些,而離正饋線截面較遠(yuǎn)處的網(wǎng)格可以稀疏一些,對各個邊線采用漸疏性節(jié)點(diǎn)分布。以無量綱的參數(shù)γ+～1來估算湍流情況下正饋線近壁面處網(wǎng)格的第1層厚度,并利用網(wǎng)格劃分軟件對整體網(wǎng)格進(jìn)行加密,正饋線周圍網(wǎng)格如圖2所示。

圖2 正饋線近壁面網(wǎng)格

1.3 邊界條件設(shè)置

計(jì)算域左側(cè)邊界設(shè)置為風(fēng)速入口(velocity-inlet),空氣速度垂直于邊界進(jìn)入流場,計(jì)算域右側(cè)邊界設(shè)置為壓力出口(pressure-outlet),上、下邊界、擋風(fēng)墻、路堤均設(shè)置為壁面(wall),正饋線表面設(shè)置為無滑移邊界。時間步長選定為0.005 s,計(jì)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(fēng)格式。

2 擋風(fēng)墻對正饋線氣動特性影響分析

2.1 正饋線受力分析

導(dǎo)線舞動的過程中流體流過其表面時會產(chǎn)生不均勻的壓力分布,此時單位導(dǎo)線會受到一個與風(fēng)速方向垂直的升力和一個與風(fēng)速方向水平的阻力[22-23],如式(3)、(4)所示,其中二者所對應(yīng)的無量綱系數(shù)CL、CD分別稱為升力系數(shù)、阻力系數(shù)。導(dǎo)線的升、阻力系數(shù)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(wǎng)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(biāo)準(zhǔn)氣壓時空氣密度,v為導(dǎo)線位置處風(fēng)速,D為正饋線直徑。

2.2 有、無擋風(fēng)墻下正饋線氣動特性分析

據(jù)現(xiàn)場觀測蘭新高鐵大風(fēng)區(qū)段最大風(fēng)速可達(dá)60 m/s以上,相當(dāng)于17級大風(fēng),但這種極端情況出現(xiàn)的次數(shù)并不多見,大風(fēng)區(qū)段風(fēng)力常年為7、8級,因此本文選擇風(fēng)速1～30 m/s時分析接觸網(wǎng)正饋線氣動特性。圖4為有、無擋風(fēng)墻下正饋線風(fēng)速云圖。

圖4 有、無擋風(fēng)墻下正饋線風(fēng)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(tǒng)的圓柱繞流一樣,在正饋線兩側(cè)會周期性的脫落出旋轉(zhuǎn)方向相反的旋渦,它們互相干擾,互相吸引,形成卡門渦街現(xiàn)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(fā)生一定變化。有墻條件下,由于擋風(fēng)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(fēng)速15 m/s時有、無擋風(fēng)墻下正饋線氣動力系數(shù)變化如圖5所示。

圖5 有、無擋風(fēng)墻下正饋線氣動力系數(shù)變化時程圖

由圖5可知,有、無擋風(fēng)墻下正饋線升、阻力系數(shù)均呈交替變化,且有墻條件下正饋線升、阻力系數(shù)幅值遠(yuǎn)大于無墻時,說明擋風(fēng)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(shù)曲線在正負(fù)區(qū)域內(nèi)交替變化明顯,而阻力系數(shù)曲線變化大部分位于正區(qū)域內(nèi),故對升力系數(shù)取其均方根值來表示,阻力系數(shù)取其平均值來表示。不同入口風(fēng)速時有、無擋風(fēng)墻下正饋線氣動力系數(shù)如表1和圖6所示。

表1 無墻、有墻下正饋線升、阻力系數(shù)

圖6 正饋線氣動力系數(shù)隨風(fēng)速變化趨勢

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

圖7 入口風(fēng)速15 m/s時計(jì)算域風(fēng)速云圖

2.3 風(fēng)洞試驗(yàn)

與動力特性相似,只考慮整體模型的幾何相似即可[24]。根據(jù)幾何相似比設(shè)計(jì)并制作的風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D8所示,對擋風(fēng)墻后的風(fēng)速測量裝置如圖9所示。

圖8 風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

圖9 風(fēng)速測量儀

通過風(fēng)機(jī)調(diào)頻控制,模擬不同入口風(fēng)速,利用風(fēng)速測量儀在擋風(fēng)墻后方正饋線位置處對增速后的氣流進(jìn)行監(jiān)測,其同比例模型下的試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果如表2所示。

表2 不同入口風(fēng)速下試驗(yàn)結(jié)果與仿真計(jì)算對比

對比表2數(shù)據(jù)可知,風(fēng)洞試驗(yàn)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(yàn)裝置的密閉性以及人工測量等因素,誤差均在允許范圍內(nèi)。同時從表中可以看出正饋線位置處風(fēng)速為入口風(fēng)速的2倍左右,與數(shù)值模擬結(jié)果基本一致,驗(yàn)證了擋風(fēng)墻下接觸網(wǎng)正饋線全尺寸模型建立的合理性與正確性。

3 新型擋風(fēng)墻優(yōu)化設(shè)計(jì)研究

在前文的基礎(chǔ)上選用3.5 m高度擋風(fēng)墻進(jìn)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(fēng)墻后方及接觸網(wǎng)正饋線位置處流場變化,考慮到蘭新高鐵大風(fēng)區(qū)實(shí)際情況,故選擇擋風(fēng)墻孔隙率分別為0.1、0.2、0.3進(jìn)行研究。根據(jù)相關(guān)研究得出,在開孔數(shù)為9時防風(fēng)效果最佳[25],各孔隙度擋風(fēng)墻模型如圖10所示。

圖10 不同孔隙率擋風(fēng)墻模型

3.1 計(jì)算域流場特征變化

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

圖11 不同孔隙率擋風(fēng)墻下計(jì)算域及正饋線處風(fēng)速云圖

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

3.2 擋風(fēng)墻防風(fēng)效果分析

在數(shù)值計(jì)算時分別在擋風(fēng)墻迎風(fēng)側(cè)路肩1 m處(測點(diǎn)1)和擋風(fēng)墻內(nèi)軌道中心位置5.7 m處(測點(diǎn)2)設(shè)置風(fēng)速監(jiān)測點(diǎn),如圖12所示。通過對比各孔隙率擋風(fēng)墻迎風(fēng)側(cè)和背風(fēng)側(cè)不同高度處風(fēng)速變化,對擋風(fēng)墻的實(shí)際防風(fēng)效果進(jìn)行評估。擋風(fēng)墻的防風(fēng)效果可以用風(fēng)速殘余系數(shù)(計(jì)算風(fēng)速與入口風(fēng)速之比)表示,風(fēng)速殘余系數(shù)越小,防風(fēng)效果越好。入口風(fēng)速15 m/s時計(jì)算結(jié)果見表3、4。

表3 不同孔隙率擋風(fēng)墻周圍流場風(fēng)速

表4 不同孔隙率擋風(fēng)墻周圍流場風(fēng)速殘余系數(shù)

圖12 擋風(fēng)墻內(nèi)、外風(fēng)速監(jiān)測點(diǎn)

對比表3數(shù)據(jù)可知,由于來風(fēng)在經(jīng)過路堤和擋風(fēng)墻阻擋后,擋風(fēng)墻背風(fēng)側(cè)區(qū)域風(fēng)速得到明顯降低,隨著墻內(nèi)各點(diǎn)高度上升,風(fēng)速也逐漸增大;同時擋風(fēng)墻背風(fēng)側(cè)各點(diǎn)風(fēng)速殘余系數(shù)明顯低于迎風(fēng)側(cè),說明擋風(fēng)墻有效地遮蔽了來風(fēng)。通過對比擋風(fēng)墻不同孔隙率下迎風(fēng)側(cè)和背風(fēng)側(cè)不同高度處風(fēng)速殘余系數(shù)可以發(fā)現(xiàn),無孔擋風(fēng)墻時軌道中心位置風(fēng)速殘余系數(shù)在0.31～0.50之間;而擋風(fēng)墻孔隙率為0.3時,風(fēng)速殘余系數(shù)在0.46～0.69之間,說明開孔式擋風(fēng)墻保持了較好的防風(fēng)效果。擋風(fēng)墻孔隙率的變化也會直接影響接觸網(wǎng)正饋線位置風(fēng)速,入口風(fēng)速15 m/s時不同孔隙率擋風(fēng)墻下正饋線位置處平均風(fēng)速變化如圖13、表5所示。

表5 不同孔隙率下?lián)躏L(fēng)墻下正饋線位置處風(fēng)速

圖13 不同孔隙率擋風(fēng)墻下正饋線位置風(fēng)速變化

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

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

圖14、15分別為列車在不同孔隙率擋風(fēng)墻作用下的風(fēng)速流線圖及壓力分布云圖,從圖中可以看出列車在擋風(fēng)墻結(jié)構(gòu)變化后的流場特征差異較為明顯。當(dāng)來流風(fēng)遇到路堤和擋風(fēng)墻阻擋后,擋風(fēng)墻的迎風(fēng)側(cè)壓力變大,同時背風(fēng)側(cè)壓力減小,受回旋氣流的影響,氣流在擋風(fēng)墻背風(fēng)側(cè)形成了較大的漩渦;當(dāng)氣流從擋風(fēng)墻背風(fēng)側(cè)(即列車迎風(fēng)側(cè))流經(jīng)列車,列車背風(fēng)面氣流分離較嚴(yán)重, 基本處于尾流漩渦之中(見圖14(a)),形成了一定的負(fù)壓區(qū)。當(dāng)擋風(fēng)墻設(shè)置一定的孔隙率后,氣流大部分還是繞過擋風(fēng)墻后在列車周圍形成旋渦。由于有一小部分氣流從擋風(fēng)墻的孔隙流過,因此繞過擋風(fēng)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(fù)壓區(qū)范圍呈現(xiàn)降幅,同時從孔隙中流過的氣流會對形成旋渦的流場進(jìn)行沖擊,使流場趨于平穩(wěn)。但是并非擋風(fēng)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(fēng)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(fēng)墻孔隙率設(shè)置合適,列車運(yùn)行不會受到較大影響。

圖14 不同孔隙率擋風(fēng)墻下列車周圍風(fēng)速流線圖

圖15 不同孔隙率擋風(fēng)墻下列車周圍壓力分布云圖

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

(5)

式中:CM表示傾覆力矩系數(shù);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(fēng)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(fēng)墻有、無開孔情況下列車氣動特性進(jìn)行仿真分析可知,隨著擋風(fēng)墻結(jié)構(gòu)的變化,列車受到的氣動力呈現(xiàn)一定變化。結(jié)合列車周圍流場變化可知,由于擋風(fēng)墻設(shè)置一定孔隙率后,從擋風(fēng)墻縫隙中穿過的氣流會擾亂擋風(fēng)墻背風(fēng)側(cè)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(xiàn)一定變化。其中擋風(fēng)墻無孔情況下,列車所受傾覆力矩為-1 013 N·m,當(dāng)擋風(fēng)墻孔隙率設(shè)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(fēng)墻對高速列車防風(fēng)研究中,擋風(fēng)墻孔隙率的合理設(shè)置,不僅可以節(jié)約材料,還可以在保障列車運(yùn)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(fēng)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(fēng)墻下正饋線氣動特性進(jìn)行仿真分析,并對比無孔擋風(fēng)墻下正饋線氣動力系數(shù)變化情況,其中入口風(fēng)速15 m/s時有孔擋風(fēng)墻下正饋線氣動力系數(shù)變化如圖16所示。

圖16 有孔擋風(fēng)墻下正饋線氣動力系數(shù)變化

從圖16可以看出,有孔擋風(fēng)墻下正饋線氣動力系數(shù)的曲線變化同樣周期復(fù)雜且呈無規(guī)律性,但其幅值相比無孔擋風(fēng)墻時有所下降。其中正饋線升力系數(shù)下降明顯,在正區(qū)域內(nèi)下降到15以下,負(fù)區(qū)域內(nèi)下降到10以下;而阻力系數(shù)降幅程度相對較小,且?guī)缀蹙挥谡齾^(qū)域內(nèi),說明擋風(fēng)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(fēng)速下不同孔隙率擋風(fēng)墻下正饋線氣動力系數(shù)變化如圖17所示。

圖17 不同孔隙率擋風(fēng)墻下正饋線氣動力系數(shù)隨風(fēng)速變化趨勢

從圖17中可以看出,不同孔隙率擋風(fēng)墻下正饋線升、阻力系數(shù)整體變化趨勢基本相同,都是隨著風(fēng)速先增大后減小,并且在風(fēng)速15 m/s時達(dá)到峰值。在擋風(fēng)墻孔隙率為0.3時,正饋線氣動力系數(shù)降幅最為明顯,其中升力系數(shù)相較無孔擋風(fēng)墻下降低了41.56%,阻力系數(shù)降低了24.59%。說明擋風(fēng)墻孔隙率的設(shè)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(jù)上述研究,在擋風(fēng)墻孔隙率為0.3時,正饋線氣動力系數(shù)降幅程度明顯?？紤]到擋風(fēng)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(fēng)墻孔隙率為0.3的基礎(chǔ)上,進(jìn)一步研究擋風(fēng)墻開孔角度對于正饋線氣動特性響應(yīng)的規(guī)律,圖18為不同開孔角度擋風(fēng)墻模型。

圖18 不同開孔角度擋風(fēng)墻模型

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

圖19 入口風(fēng)速15 m/s時不同開孔角度擋風(fēng)墻下正饋線氣動力系數(shù)變化

圖20 不同開孔角度擋風(fēng)墻下計(jì)算域風(fēng)速云圖

由圖20可知隨著擋風(fēng)墻開孔角度的增大,正饋線升、阻力系數(shù)均呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢,說明擋風(fēng)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(fēng)墻不同開孔角度下計(jì)算域周圍流場特征變化可以發(fā)現(xiàn),在開孔角度小于90°時,氣流在流經(jīng)擋風(fēng)墻時會吹向斜上方接觸網(wǎng)正饋線區(qū)域,從而會使得正饋線舞動加劇,導(dǎo)致正饋線升、阻力系數(shù)隨著開孔角度的增大呈現(xiàn)上升趨勢。在開孔角度大于90°時,隨著擋風(fēng)墻結(jié)構(gòu)對于風(fēng)速導(dǎo)向的改變,會降低對接觸網(wǎng)正饋線處的氣流的影響,此時正饋線氣動升力、阻力系數(shù)呈現(xiàn)遞減趨勢。同樣,分析其他入口風(fēng)速下?lián)躏L(fēng)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(fēng)墻下正饋線氣動力系數(shù)隨風(fēng)速變化趨勢如圖21所示。

圖21 不同開孔角度擋風(fēng)墻下正饋線氣動力系數(shù)隨風(fēng)速變化

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

4 結(jié) 論

本文通過設(shè)計(jì)一種新型開孔式擋風(fēng)墻,對擋風(fēng)墻的防風(fēng)效果進(jìn)行評估,并仿真分析擋風(fēng)墻孔隙率及開孔角度對于正饋線氣動特性響應(yīng)的影響規(guī)律,得出以下結(jié)論:

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

2)不同孔隙率擋風(fēng)墻下正饋線氣動力系數(shù)變化周期依然復(fù)雜且呈無規(guī)律性,但其幅值相較無孔擋風(fēng)墻降幅明顯,且在擋風(fēng)墻孔隙率為0.3時,升力系數(shù)下降了41.56%,阻力系數(shù)下降了24.59%,說明擋風(fēng)墻孔隙率的設(shè)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(fēng)墻孔隙率及開孔角度對于正饋線氣動特性的影響時,擋風(fēng)墻孔隙率取0.3且開孔角度為150°時正饋線氣動力系數(shù)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(tǒng)運(yùn)行的安全可靠性。