張友鵬，王彤，趙珊鵬, 2，王思華

蘭新高鐵大風(fēng)區(qū)段擋風(fēng)墻對(duì)接觸網(wǎng)正饋線氣動(dòng)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(xué) 自動(dòng)化與電氣工程學(xué)院，甘肅 蘭州 730070；2. 蘭州交通大學(xué) 甘肅省軌道交通電氣自動(dòng)化工程實(shí)驗(yàn)室，甘肅 蘭州 730070)

為研究蘭新高鐵大風(fēng)區(qū)段擋風(fēng)墻對(duì)接觸網(wǎng)正饋線氣動(dòng)特性的影響，基于流體力學(xué)建立正饋線流場(chǎng)模型，分別針對(duì)無(wú)墻和有墻的情況，分析正饋線在不同風(fēng)速下氣動(dòng)特性的變化規(guī)律。研究結(jié)果表明：擋風(fēng)墻對(duì)氣流有較強(qiáng)的匯聚作用，大幅增加了正饋線周圍的空氣流動(dòng)速度。隨著來(lái)風(fēng)速度的增大，擋風(fēng)墻后正饋線處風(fēng)攻角也隨之增大，當(dāng)風(fēng)速達(dá)到15 m/s及以上時(shí)，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(wú)規(guī)律振蕩，擋風(fēng)墻對(duì)正饋線氣動(dòng)力的增大效應(yīng)是導(dǎo)致正饋線發(fā)生低頻高幅舞動(dòng)的主要原因。擋風(fēng)墻外形尺寸對(duì)于正饋線氣動(dòng)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(dòng)特性，以減少舞動(dòng)的發(fā)生。

蘭新高鐵接觸網(wǎng)；大風(fēng)區(qū)；正饋線；擋風(fēng)墻；氣動(dòng)特性

蘭新高鐵全長(zhǎng)1 776 km，是世界上里程最長(zhǎng)的高速鐵路。橫穿新疆境內(nèi)的煙墩風(fēng)區(qū)、百里風(fēng)區(qū)、三十里風(fēng)區(qū)及達(dá)坂城風(fēng)區(qū)等四大風(fēng)區(qū)，是我國(guó)乃至世界上鐵路風(fēng)災(zāi)最嚴(yán)重的地區(qū)之一[1]。鐵路途經(jīng)部分區(qū)段年均大于8級(jí)大風(fēng)的天氣超過(guò)200 d，對(duì)鐵路行車安全造成嚴(yán)重影響。為保證列車安全通行，鐵路沿線重點(diǎn)區(qū)段來(lái)風(fēng)一側(cè)建設(shè)了擋風(fēng)墻防風(fēng)工程，以避免列車被大風(fēng)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(guò)絕緣子懸掛在接觸支柱的田野側(cè)，且沒(méi)有補(bǔ)償裝置的懸掛特點(diǎn)，易受到大風(fēng)影響，而發(fā)生舞動(dòng)。通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)觀察發(fā)現(xiàn)蘭新高鐵擋風(fēng)墻段正饋線舞動(dòng)相比無(wú)墻段更為劇烈，線索、金具磨損嚴(yán)重，易發(fā)生掉線事故。另外舞動(dòng)經(jīng)常導(dǎo)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(duì)線路的風(fēng)致振動(dòng)現(xiàn)象，相關(guān)學(xué)者已做了大量研究。Den[3]針對(duì)輸電線覆冰舞動(dòng)，提出垂直激發(fā)機(jī)理；針對(duì)垂直激發(fā)機(jī)理的不足，Nigol等[4?5]提出扭轉(zhuǎn)激發(fā)機(jī)理，首次較為完整地給出導(dǎo)線系統(tǒng)的3自由度運(yùn)動(dòng)方程；Luongo等[6]采用一種曲梁?jiǎn)卧M覆冰導(dǎo)線，研究覆冰單導(dǎo)線的舞動(dòng)；Belloli等[7]利用空氣作為介質(zhì)，進(jìn)行高雷諾數(shù)高質(zhì)量比下的圓柱渦致振動(dòng)試驗(yàn)；夏瑩沛[8]對(duì)由渦脫和尾流效應(yīng)引起的輸電線路的微風(fēng)振動(dòng)與次檔距振蕩進(jìn)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(jì)算模型，分析高速鐵路隧道內(nèi)列車風(fēng)荷載下接觸網(wǎng)系統(tǒng)的振動(dòng)響應(yīng)特性；劉志剛等[10]建立接觸線動(dòng)力學(xué)方程，對(duì)接觸線微風(fēng)振動(dòng)特性進(jìn)行研究，但并未涉及接觸網(wǎng)附加導(dǎo)線；張昊等[11]總結(jié)了接觸網(wǎng)風(fēng)致舞動(dòng)研究現(xiàn)狀與進(jìn)展；韓佳棟[12]針對(duì)接觸網(wǎng)附加導(dǎo)線在大風(fēng)環(huán)境中的舞動(dòng)進(jìn)行研究，并提出相應(yīng)的防護(hù)措施，但研究?jī)H限于對(duì)風(fēng)速分析，未對(duì)附加導(dǎo)線氣動(dòng)力特性進(jìn)行研究，不能直觀的反映附加導(dǎo)線受力情況并揭示發(fā)生舞動(dòng)的原因；王玉環(huán)[13]對(duì)蘭新線正饋線舞動(dòng)進(jìn)行分析，但研究側(cè)重于對(duì)于正饋線懸掛結(jié)構(gòu)分析，對(duì)于擋風(fēng)墻影響下氣流對(duì)正饋線作用力變化特點(diǎn)未作深入研究?，F(xiàn)場(chǎng)調(diào)研發(fā)現(xiàn)，蘭新高鐵大風(fēng)區(qū)段發(fā)生的正饋線舞動(dòng)呈現(xiàn)高振幅低頻率的特點(diǎn)。這一特點(diǎn)與電力系統(tǒng)輸電線舞動(dòng)現(xiàn)象類似，但輸電線舞動(dòng)一般發(fā)生在覆冰條件下，而正饋線的舞動(dòng)發(fā)生在無(wú)覆冰的干燥環(huán)境里，無(wú)法簡(jiǎn)單運(yùn)用已有結(jié)論對(duì)這一現(xiàn)象進(jìn)行解釋，另外多種現(xiàn)象已經(jīng)表明蘭新高鐵擋風(fēng)墻與接觸網(wǎng)正饋線舞動(dòng)存在較大關(guān)系。由于氣動(dòng)特性變化是導(dǎo)致正饋線舞動(dòng)的直接原因，故本文主要針對(duì)蘭新高鐵大風(fēng)區(qū)段正饋線氣動(dòng)特性進(jìn)行研究，以對(duì)正饋線的舞動(dòng)機(jī)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(fēng)區(qū)高速鐵路的安全 運(yùn)行。

1 模型建立及計(jì)算設(shè)置

由于計(jì)算流體力學(xué)具有計(jì)算速度快、研究周期短、測(cè)試效率高，可以模擬真實(shí)及理想條件，后處理技術(shù)完善，便于分析計(jì)算結(jié)果等優(yōu)點(diǎn)，本文利用計(jì)算流體力學(xué)軟件對(duì)正饋線氣動(dòng)特性進(jìn)行研究。

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

1.1 基本控制方程

對(duì)于不可壓縮黏性流體，其控制方程為：

1) 連續(xù)方程：

2) 動(dòng)量方程：

式中：為空氣密度；為空氣動(dòng)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(fēng)面壓力和摩擦力的變化情況，所得結(jié)果與實(shí)驗(yàn)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(dòng)力；d為正饋線在水平方向所受氣動(dòng)力；為空氣密度；為風(fēng)速；為正饋線直徑；為空氣動(dòng)力黏度。

1.3 計(jì)算網(wǎng)格及邊界條件

1.3.1 無(wú)墻條件

無(wú)墻條件下，計(jì)算域長(zhǎng)寬分別為23.8 m和15 m。計(jì)算域網(wǎng)格如圖1所示，網(wǎng)格總數(shù)約為90萬(wàn)。

圖1 無(wú)墻條件下計(jì)算域網(wǎng)格圖

計(jì)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(jìn)入流場(chǎng)，選取不同速度進(jìn)行仿真。正饋線表面設(shè)置為無(wú)滑移邊界。計(jì)算域右邊界設(shè)置為流動(dòng)出口邊界。

1.3.2 有墻條件

有墻條件下，迎風(fēng)側(cè)路堤坡度1:1.5，擋風(fēng)墻距路肩面高3.5 m，寬0.4 m，距軌道中心5.7 m，正饋線距路肩面7.2 m，與擋風(fēng)墻水平距離為1.05 m[13]。計(jì)算域整個(gè)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(wàn)。

圖2 有墻條件下計(jì)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(shí)間步長(zhǎng)，計(jì)算1 000步，仿真時(shí)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(dòng)量采用二階迎風(fēng)格式。

2 結(jié)果分析

2.1 擋風(fēng)墻對(duì)氣流的影響

考慮到大風(fēng)區(qū)段常年風(fēng)力為8級(jí)或更高，本文主要研究1~30 m/s(1~10級(jí))風(fēng)速的影響。首先對(duì)擋風(fēng)墻對(duì)氣流的影響進(jìn)行研究，入口速度分別選取1，5，10，15，20及30 m/s進(jìn)行仿真，對(duì)正饋線位置處風(fēng)速進(jìn)行監(jiān)測(cè)。

圖4為流場(chǎng)入口速度為15 m/s時(shí)，正饋線位置處風(fēng)速隨時(shí)間變化圖，平均風(fēng)速為33.86 m/s，遠(yuǎn)大于入口風(fēng)速，可見(jiàn)擋風(fēng)墻對(duì)于氣流有較強(qiáng)的匯聚作用。表1為不同入口風(fēng)速下正饋線位置處風(fēng)速仿真結(jié)果。

圖4 入口速度為15 m/s時(shí)正饋線位置處風(fēng)速

表1 正饋線位置處風(fēng)速

從表中可以看出，各風(fēng)速在擋風(fēng)墻影響下增速較大，正饋線位置處的風(fēng)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(fēng)攻角，圖6為各風(fēng)速下正饋線處的風(fēng)攻角隨時(shí)間變 化圖。

圖5 正饋線位置處的風(fēng)攻角

圖6 風(fēng)攻角隨速度變化

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

2.2 無(wú)墻條件下正饋線氣動(dòng)特性仿真結(jié)果分析

分別選取風(fēng)速為1，5，10，15，20及30 m/s進(jìn)行仿真。

在無(wú)墻情況下，正饋線的氣動(dòng)特性近似圓柱繞流特性。在風(fēng)速為1 m/s時(shí)，雷諾數(shù)約為1 410，處于亞臨界雷諾數(shù)階段，氣流經(jīng)過(guò)正饋線后，在正饋線后方會(huì)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(dǎo)致正饋線的升力系數(shù)呈正負(fù)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?zhàn)枇ο禂?shù)曲線如圖9所示，從圖中可以看出，此時(shí)阻力系數(shù)基本呈現(xiàn)小幅的正弦振蕩。

圖7 無(wú)墻條件下風(fēng)速1 m/s時(shí)正饋線速度云圖

圖8 無(wú)墻條件下風(fēng)速1 m/s時(shí)正饋線升力系數(shù)時(shí)程圖

圖9 無(wú)墻條件下風(fēng)速1 m/s時(shí)正饋線阻力系數(shù)時(shí)程圖

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

表2為無(wú)墻條件下，不同風(fēng)速時(shí)正饋線升、阻力系數(shù)值?？紤]到升力系數(shù)正負(fù)交替變化，阻力系數(shù)一直為正值，故選用均方根值來(lái)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(fēng)速增加先減小后增大，而阻力系數(shù)變化則相對(duì)較小。

圖10 無(wú)墻條件下風(fēng)速15 m/s時(shí)正饋線升力系數(shù)時(shí)程圖

圖11 無(wú)墻條件下風(fēng)速15 m/s時(shí)正饋線阻力系數(shù)時(shí)程圖

表2 無(wú)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(dòng)特性仿真結(jié)果分析

由于擋風(fēng)墻目前設(shè)置的高度，擋風(fēng)墻對(duì)流經(jīng)氣流產(chǎn)生嚴(yán)重干擾，強(qiáng)大氣流在經(jīng)過(guò)路基和擋風(fēng)墻的阻擋匯聚之后，在擋風(fēng)墻后上方形成增速區(qū)，并沿著擋風(fēng)墻以浪涌的方式向正饋線移動(dòng)且運(yùn)動(dòng)形式變化劇烈，與無(wú)墻情況時(shí)相比，經(jīng)過(guò)正饋線的流場(chǎng)發(fā)生較大變化，從而對(duì)正饋線氣動(dòng)力產(chǎn)生重要影響。

風(fēng)速為1 m/s時(shí)，正饋線速度云圖如圖12所示。與無(wú)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(wú)墻時(shí)有較大變化。同時(shí)，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(wú)墻條件下，正饋線周圍流場(chǎng)平均速度基本在1 m/s左右，但在有墻條件下，由于擋風(fēng)墻的匯聚作用，正饋線周圍流場(chǎng)速度約為1.47~2.93 m/s，約為無(wú)墻時(shí)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(wú)墻條件下相比，此時(shí)的正饋線升力系數(shù)變化開(kāi)始呈現(xiàn)無(wú)規(guī)律性，幅值變化不一致，且幅值高于無(wú)墻時(shí)的升力系數(shù)幅值。同時(shí)，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(fēng)速1 m/s時(shí)正饋線速度云圖

圖13 有墻條件下風(fēng)速1 m/s時(shí)正饋線升力系數(shù)時(shí)程圖

圖14 有墻條件下風(fēng)速1 m/s時(shí)正饋線阻力系數(shù)時(shí)程圖

隨著進(jìn)一步加大風(fēng)速，當(dāng)風(fēng)速增至15 m/s時(shí)，正饋線升、阻力系數(shù)時(shí)程圖如圖15~16所示。與無(wú)墻條件下相比，均發(fā)生了較大變化。

圖15 有墻條件下風(fēng)速15 m/s時(shí)正饋線升力系數(shù)時(shí)程圖

圖16 有墻條件下風(fēng)速15 m/s時(shí)正饋線阻力系數(shù)時(shí)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(fēng)速時(shí)正饋線升、阻力系數(shù)值。圖17為有墻和無(wú)墻條件下氣動(dòng)力系數(shù)隨速度變化曲線。在風(fēng)速為1，5，10，15，20，25以及30 m/s時(shí)，有墻條件下正饋線升力系數(shù)分別是無(wú)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(wú)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(shuō)明擋風(fēng)墻極大增加了正饋線所受氣動(dòng)力。

圖17 有墻和無(wú)墻條件下氣動(dòng)力系數(shù)

氣動(dòng)力發(fā)生變化是導(dǎo)致線路舞動(dòng)的重要因素，根據(jù)已有的導(dǎo)線舞動(dòng)研究，無(wú)墻條件下無(wú)覆冰線路一般不會(huì)發(fā)生低頻高幅的舞動(dòng)現(xiàn)象，與之對(duì)比可以說(shuō)明，有墻條件下正饋線發(fā)生低頻高幅的舞動(dòng)與氣動(dòng)力的增大有重要關(guān)系。相同風(fēng)速下，有墻條件下正饋線氣動(dòng)力急劇增大是導(dǎo)致正饋線在無(wú)覆冰的條件下也能發(fā)生類似覆冰導(dǎo)線的舞動(dòng)現(xiàn)象的主要原因。

2.4 擋風(fēng)墻不同尺寸下正饋線氣動(dòng)特性

由于擋風(fēng)墻是導(dǎo)致正饋線氣動(dòng)特性發(fā)生改變的重要原因，故本小節(jié)對(duì)擋風(fēng)墻不同尺寸下正饋線的氣動(dòng)特性進(jìn)行仿真研究。

由于大風(fēng)區(qū)段常年風(fēng)速在7~8級(jí)，故以15 m/s風(fēng)速為例進(jìn)行研究。首先，保持擋風(fēng)墻寬度0.4 m，改變擋風(fēng)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(fēng)墻高度下正饋線氣動(dòng)力系數(shù)時(shí)程圖

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

保持擋風(fēng)墻高度3.5 m，改變擋風(fēng)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(fēng)墻寬度下正饋線氣動(dòng)力系數(shù)時(shí)程圖

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

3 結(jié)論

1) 擋風(fēng)墻對(duì)氣流有較強(qiáng)的匯聚作用，大幅增加了正饋線周圍的空氣流動(dòng)速度。隨著來(lái)風(fēng)速度的增大，擋風(fēng)墻后正饋線處風(fēng)攻角也隨之增大，當(dāng)風(fēng)速達(dá)到15 m/s及以上時(shí)，攻角基本穩(wěn)定在29°~30°之間，變化不再明顯。

2) 無(wú)墻條件下，隨著風(fēng)速增加，雷諾數(shù)逐漸變大，正饋線氣動(dòng)力系數(shù)變化從有規(guī)律性向無(wú)規(guī)律性發(fā)展。有墻條件下，正饋線氣動(dòng)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(yuǎn)大于無(wú)墻條件下的系數(shù)，說(shuō)明擋風(fēng)墻對(duì)正饋線氣動(dòng)特性有重要影響，而擋風(fēng)墻對(duì)氣動(dòng)力的增大效應(yīng)是導(dǎo)致正饋線發(fā)生舞動(dòng)現(xiàn)象的主要原因。

3) 仿真結(jié)果表明，擋風(fēng)墻高度和截面寬度對(duì)于正饋線氣動(dòng)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(dòng)特性，從而降低舞動(dòng)發(fā)生的概率。

[1] 李長(zhǎng)波. 蘭新高鐵接觸網(wǎng)附加線防舞動(dòng)技術(shù)研究[J]. 鐵道建筑技術(shù), 2017(2): 98?100, 108.LI Changbo. Research on anti-galloping technology of catenary additional line in Lanzhou-Xinjiang high-speed railway[J].Railway Construction Technology, 2017(2): 98 ?100, 108.

[2] 劉玖林. 大風(fēng)區(qū)段高速鐵路正饋線防風(fēng)技術(shù)探討[J]. 電氣化鐵道, 2014(4): 25?26. LIU Jiulin. Discussion on wind prevention technology of high speed railway positive feeder in strong wind zone[J]. Electric Railway, 2014(4): 25?26.

[3] Den Hartog J P. Transmission line vibration due to sleet[J]. AIEE Transactions,1932(51):1074?1076.

[4] Nigol O, Buchan P G. Conductor galloping 1: Den Hartog mechanism[J]. IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems, 1981, 100(2): 699?707.

[5] Nigol O, Buchan P G. Conductor galloping 2：Torsional mechanism[J]. IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems, 1981, 100(2): 708?720.

[6] Luongo A, Zulli D, Piccardo G. Analytical and numerical approaches to nonlinear galloping of internally resonant suspended cables[J]. Journal of Sound and Vibration, 2008(315): 375?393.

[7] Belloli M, Giappino S. Muggiasca S, et al. Force and wake analysis on a single circular cylinder subjected to vortex induced vibrations at high mass ratio and high Reynolds number[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 2012, 103(4): 96?106.

[8] 夏瑩沛. 輸電線路渦致振動(dòng)與尾流效應(yīng)的數(shù)值仿真[D].北京: 華北電力大學(xué), 2014: 53?54. XIA Yingpei. Numerical simulation of transmission line vortex-induced vibration and wake effects[D]. Beijing: North China Electric Power University, 2014: 53?54.

[9] 楊偉超, 何川, 彭立敏, 等. 隧道結(jié)構(gòu)內(nèi)列車風(fēng)荷載下接觸網(wǎng)系統(tǒng)的風(fēng)致振動(dòng)響應(yīng)[J]. 鐵道科學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2018, 15(2): 276?284. YANG Weichao, HE Chuan, PENG Limin, et al. Vibrating response of overhead contact system (OCS) under loading of slipstreams induced of high speed train (HST) traveling through tunnel[J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2018, 15(2): 276?284.

[10] 劉志剛, 宋洋, 劉煜鋮. 電氣化高速鐵路接觸網(wǎng)微風(fēng)振動(dòng)特性[J]. 西南交通大學(xué)學(xué)報(bào), 2015, 50(1): 1?6. LIU Zhigang, SONG Yang, LIU Yucheng. Aeolian vibration characteristics of electrified high-speed railway catenary[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2015, 50(1): 1?6.

[11] 張昊, 謝強(qiáng). 電氣化鐵路接觸網(wǎng)風(fēng)致舞動(dòng)研究現(xiàn)狀與進(jìn)展[J]. 鐵道標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì), 2015, 59(9): 145?148. ZHANG Hao, XIE Qiang. Researches on wind-induced galloping of electric railway catenary[J]. Railway Standard Design, 2015, 59(9): 145?148.

[12] 韓佳棟. 大風(fēng)區(qū)高速鐵路接觸網(wǎng)附加導(dǎo)線舞動(dòng)機(jī)理及防護(hù)措施研究[J]. 鐵道標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì), 2015, 59(12): 125? 129. HAN Jiadong. Study on mechanism of high-speed railway OCS additional wire dancing in strong wind area and protective measures[J]. Railway Standard Design, 2015, 59(12): 125?129.

[13] 王玉環(huán). 蘭新高鐵大風(fēng)區(qū)接觸網(wǎng)正饋線懸掛結(jié)構(gòu)適應(yīng)性分析[J]. 鐵道標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì), 2018, 62(3): 124?127, 134. WANG Yuhuan. Adaptability analysis of suspended structure of overhead contact line in wind areas for Lanzhou-urumqi high speed railway[J]. Railway Standard Design, 2018, 62(3): 124?127, 134.

[14] 孔德怡. 基于動(dòng)力學(xué)方法的特高壓輸電線微風(fēng)振動(dòng)研究[D]. 武漢: 華中科技大學(xué), 2009: 19?20. KONG Deyi. Research of transmission line aeolian vibration based on dynamic method[D]. Wuhan: Huazhong University of Seience & Technology, 2009: 19?20.

[15] 雷娟棉, 譚朝明. 基于Transition SST模型的高雷諾數(shù)圓柱繞流數(shù)值研究[J]. 北京航空航天大學(xué)學(xué)報(bào), 2017, 43(2): 207?217. LEI Juanmian, TAN Zhaoming. Numerical simulation for flow around circular cylinder at high Reynolds number based on Transition SST mode[J]. Journal Beijing University of Aeronautics and Astronautics, 2017, 43(2): 207?217.

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(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51867013，51567014，51767014)；中國(guó)鐵路總公司科技研究開(kāi)發(fā)計(jì)劃項(xiàng)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(yáng)麗霞)