兰新铁路隧道与路堤相连处防风过渡段 接触网风场特性研究

穆 鑫

(中国铁路总公司机辆部，北京 100844)

接触网与受电弓的良好接触是保证列车安全运行的关键，但由于接触网线长点多，其空间姿态、位置和连接状态都会受环境风的影响，当风速变化剧烈时，受电弓振动加剧[1-3]，影响正常受流。在兰新铁路，部分线路处于我国风害最严重的地区，风区总长度500 km以上，尤其是百里、三十里风区，大风频繁、风力强劲且变化剧烈，最大瞬时风速超过64 m/s[4-5]。为确保列车顺利通过大风区，通常需要对特殊线路结构采取防风措施，如对路堤、桥梁迎风侧加挡风墙(挡风屏)等[6]。挡风墙的设置，虽然可以改善列车的气动性能[7-11]，但改变了接触网附近的风场，会使接触网产生风致振动[12]，特别是在防风过渡段，自然风与列车风相互耦合，使接触网及承力索附近风场变化更加复杂。因此，需要对防风措施对接触网处风场的影响进行深入研究，为防风过渡段设计提供依据。

国外对接触网防风稳定性的研究较早，Bocciolone等[13]基于一种简化的受电弓模型，考虑在高速气流下受电弓双滑板尾流的影响，研究表明受电弓气动特性对弓网接触压力及受流有很大的影响。Pombo等[14]采用有限元和多体动力学方法建立接触网和受电弓模型，采用Von Karman功率谱密度函数模拟数值风场，并将横风作为时变非线性外载荷分别施加到受电弓和接触网上，研究结果表明：横风会增加受电弓的抬升力，接触压力波动更加剧烈，弓网受流恶化。在国内，李燕飞[15]通过数值模拟，研究了兰新线横风作用下车辆及弓网的气动性能。王迎波[16]以兰新线上强风区段接触网的四跨绝缘锚段关节为研究对象，分析不同脉动风下结构参数对接触网系统防风性能的影响，并提出接触网可靠性评价方法及标准。施成华等[17]采用三维数值模拟方法对高速列车在隧道内运行过程中所产生的列车风速度变化过程进行分析，计算隧道内不同位置的最大风速和最大风压，并对接触网悬挂件进行安全性分析。陈荣[18]利用STAR-CD软件建立列车过隧道的纵断面动网格模型，分析不同列车运行速度及外形条件下接触网高度处的流场特性，并将接触线高度处的风速转化为作用力，加载到接触线节点上，对接触线的偏移量进行分析。从上述研究现状可以看出，目前仅对特定线路下接触网的气动特性进行研究，而对防风过渡段处接触网的气动特性研究较少。

本文根据兰新铁路线路的实际结构，列车以250 km/h和350 km/h在30 m/s自然风条件下运行为例，研究隧道与路堤相连处防风过渡段接触网的风场特性，分析过渡段挡风墙对接触网风场特性的影响，为防风过渡段设计及列车的安全运行提供一定的参考依据。

1 列车及线路模型

本文模型选取CRH2型高速列车，车头车长度25.7 m，中间车长25 m，车体宽3.38 m，高3.7 m。列车运行速度为250 km/h。根据高速铁路设计规范确定隧道横截面积为92 m2的单洞双线隧道，隧道口通常为垂直型(明洞)或斜切型(隧道)，斜切形隧道入口如图1所示。隧道与路堤过渡段如图2所示，其中路堤高5 m，双侧挡风墙高度为3 m。挡风墙内侧距线路中心5.7 m且直接延伸至隧道洞口。

图1 斜切型隧道口结构图图2 隧道口与路堤挡风墙过渡段

2 防风过渡段风场数值计算模型与方法

2.1 流场控制方程与数值计算方法

高速列车沿地面高速运行，由于车头的挤压、车身的摩擦及车尾的吸引，带动列车周围空气随之运动，形成具有强烈脉动效应的列车风[19]。列车风具有典型的三维、非稳态、湍流、黏性流动特征。根据质量守恒定律、动量守恒定律和能量守恒定律，可以得到高速列车周围流场的通用控制方程[20-21]

( 1 )

式中：ρ为流体密度；φ为流场中某一参数；U为空气流速，U=Ur+Ug，Ur为相对速度，Ug为迁移速度；Γφ称为广义扩散系数；Sφ称为广义源项。φ、Γφ以及Sφ分别取不同的值，式( 1 )即表示不同的控制方程：当φ=1,Γφ=0,Sφ=0时，式( 1 )为连续性方程；当φ=u,v,w时，式( 1 )为动量方程；当φ=e时，式 ( 1 )为能量方程;当φ=k、ε时，式( 1 )为k方程和ε方程。

式( 1 )是一组非常复杂的非线性偏微分方程，通常需采用数值计算方法求解。本文选取有限体积法(FVM)离散方程组( 1 )，采用PISO算法求解线性方程组，应用移动网格技术实现列车的运动[20]。

2.2 计算模型

本文应用大型流体力学计算软件STAR CCM+计算列车周围的流场。为分析不同隧道口结构及防风过渡段设置对接触网周围风场的影响，分别建立无挡风墙的隧道与路基、斜切型隧道口与5 m高路堤(含双侧3m挡风墙)以及垂直型隧道口与5 m高路堤(含双侧3 m挡风墙)三种模型，如图3所示。

图3 计算模型

2.3 计算网格及边界条件

以斜切型隧道与5 m高路堤过渡段为例，计算网格如图4所示。采用六面体网格，近壁面区域网格设置边界层。

图4 网格划分

对于边界条件，列车前后方、计算域顶部及垂直列车运行方向(自然风方向)均设置速度入口边界，速度大小及方向与自然风相同，路堤、挡风墙、隧道及车身均为墙体边界。由于挡风屏较薄，表面均匀分布气孔，将其简化为厚度可忽略的多孔挡板。

2.4 风洞实验及数值计算方法验证

为验证上述计算模型及方法准确性，进行风洞实验并分析过渡段风场特性。实验在西南交通大学XNJD-3风洞中进行，隧道及车体模型布置如图5(a)所示，列车截面模型尺寸如图5(b)所示。风洞断面尺寸为22.5 m×4.5 m(宽×高)，模型比例为1∶20，路堤的模型总长为7 m，挡风墙模型高度0.175 m。实验中隧道洞口采用垂直形状，隧道模型长3 m，模型车长2.5 m。实验来流名义风速为6 m/s。模型具体尺寸如图5(c)和图5(d)所示。

图5 模型尺寸(单位：mm)

2.4.1测点布置

由于过渡段流场变化显著，分别对承力索(距轨面0.32 m)及接触网(距轨面0.265 m)处6列测点进行风速测量。监测点布置如图6(a)所示，风速采用眼镜蛇多孔探针风速仪测量，该风速仪探针头部包括4个小孔，可测量监测点3个方向的风速，采用支架固定，并可根据测点位置调整，如图6(b)所示。

图6 测点布置(单位：mm)

2.4.2试验结果及与数值计算的对比

根据图6建立过渡段风场计算模型，挡风墙、接触网及承力索处三方向风速与合成风速的数值计算与实验结果的对比如图7所示。从图7中可以看出：数值模拟结果与风洞试验结果分布规律相同，相对误差在15%以内，表明上述仿真模型是可行的。

图7 计算与实验对比(挡风墙高度0.175 m)

3 隧道与路堤相连处防风过渡段接触网风场特性计算结果

为对比防风设施、防风过渡段隧道口结构对接触网处风场特性的影响，本文分别对无挡风墙和有双侧3 m挡风墙过渡段的风场进行计算，其中挡风墙的过渡段隧道口分别为斜切型和垂直型两种结构。

3.1 无挡风墙风场特性

(1)隧道口

当列车以250 km/h速度运行时，隧道口与路基相连处列车周围的速度分布如图8所示。从图8中看出，由于受列车风及自然风的共同作用，列车顶部迎自然风一侧速度较高，而背自然风一侧速度较低。

图8 列车周围流场分布

隧道口线路中心上方不同高度处监测点各方向速度变化规律如图9所示。图中x为列车运行方向(即与线路平行的方向)，y为竖直高度方向，z为垂直列车的水平方向。从图9中看出，列车初始在隧道内运行，当列车未到达监测点附近时，接触网附近风速基本保持不变，为自然风与隧道活塞风的共同作用。而当列车经过监测点时，由于列车头、尾部的绕流作用，导致沿列车运行方向的速度呈现了先减后增大再减小的变化规律。在竖直方向，由于部分空气被抬升，使速度不断增大，当车尾经过监测点之后，受列车尾涡影响，风速不断减小直至列车远离监测点后速度再次增大并趋于稳定。在垂直列车的水平方向，当列车未经过时，监测点的风速主要为自然风速，而当列车经过时，受来流经过车身的绕流作用，使z方向速度急剧增大，直至列车逐渐远离监测点后，风速减小并最后趋于稳定。对于监测点的合成速度，主要受z方向的影响，其变化规律与z方向速度基本一致。

图9 隧道口处线路中心上方的速度变化(无挡风墙)

(2)过渡段

当列车以250 km/h速度运行时，过渡段线路中心上方不同高度处监测点各方向速度计算结果，如图10所示。由图10可见，在x方向：当列车到达监测点前，速度基本不变，当车头经过监测点时，在列车风的作用下，风速不断增大，直到车头远离监测点后，速度逐渐衰减并趋于稳定，当车尾经过监测点时，速度再次增大，随着列车远离监测点，风速再次衰减并逐渐趋于稳定。在y方向：列车到达前，速度基本不变，车头经过监测点时，推动空气向前流动，一部分空气向列车前进方向及列车两侧扩散，一部分空气被抬升，使速度不断增大，列车风与自然风耦合，使速度较列车到达前增大，车尾到达监测点时，速度又不断减小，主要是列车尾部漩涡所致，当列车完全远离监测点，速度逐渐趋于稳定并恢复至原来只受自然风影响时的值。在z方向：列车到达前，只受侧风影响，速度基本不变，列车经过监测点后，横风经过车身绕流作用，气流在列车顶部发生分离，并在车身顶部上方出现加速，因此监测点速度不断增大，随着车头远离监测点后，速度趋于稳定，直到车体完全远离监测点，速度再衰减至原来只受横风影响时的风速值。同理，由于z方向为自然风速，合成速度仍主要由z方向速度决定，其变化规律也与z方向速度一致。

图10 过渡段风速变化规律

3.2 含双侧3 m挡风墙风场特性

(1)隧道口

当列车以250 km/h速度运行时，隧道与5 m高路堤相连线路结构、路堤双侧设3 m高挡风墙时隧道口列车周围的流场分布如图11所示。作为例子，图11给出的是斜切型隧道口附近列车周围的流场分布。从图11中可以看出，由于路堤护坡的导流作用，当气流到达坡顶时，与上层气流汇聚，风速明显增大。

图11 斜切型隧道口列车周围流场分布

图12 斜切型隧道口速度变化规律

图13 垂直型隧道口速度变化规律

斜切型及垂直型隧道口线路中心上方不同高度处监测点各方向速度变化规律分别如图12和图13所示。由图12可见，对于斜切型隧道口，在列车运行方向：当列车到达时，由于受列车头部列车风的影响，监测点处的风速先增大后减小；车身经过监测点整个过程时，速度基本保持不变，当车尾经过监测点时，受车尾绕流的影响，风速先减小后增大；直到车尾远离监测点后，活塞风速逐渐衰减，使得监测点风速趋于稳定。在竖直方向：同样由于车头绕流的影响，车头及车尾经过时也均呈现了先增大后减小的变化规律。在垂直列车的水平方向：当列车头部到达监测点时，由于受列车绕流的影响，列车风与自然风耦合，使监测点风速度先减小后增大，而当车尾经过时，受尾部绕流及隧道结构的影响，也呈现了先减小后增大的变化规律。随着列车逐渐远离监测点后，风速减小并最后趋于稳定。合速度的大小主要受z方向的速度影响，其变化规律与z方向速度基本一致。

由图13中可见，对于垂直型隧道口，由于隧道口对自然风的影响较小，隧道口处的风场为列车风与自然风的叠加，x，y，z三个方向及合成速度变化规律呈单峰值性。

(2)过渡段

当列车以250 km/h速度运行时，斜切型及垂直型隧道口过渡段线路中心上方监测点风速的变化规律分别如图14和图15所示。由图14可以看出，在列车运行方向：车头经过监测点时，在列车风的作用下，风速不断增大，直到车头远离监测点后，速度又逐渐衰减；当车尾经过监测点时，速度再次增大，受挡风墙影响，幅值略大于受车头影响的幅值；随着列车远离监测点，风速再次衰减并逐渐趋于稳定。在竖直方向：车头经过监测点时，推动空气向前流动，一部分空气向列车前进方向及列车两侧扩散，一部分空气被抬升，使速度不断增大；车尾到达监测点时，受尾涡影响，速度又不断减小，当列车完全远离监测点，速度逐渐趋于稳定并恢复至原来只受自然风影响时的值。在垂直列车的水平方向：当列车到达监测点时，向两侧排开的空气与侧向来流汇合，即列车风与自然风耦合，使得该方向速度减小，随着车头的远离，速度又增大并趋于稳定；当车尾经过监测点时，速度又增大，主要是尾部漩涡所致，随着列车逐渐远离监测点后，风速再次衰减并最后趋于稳定。合速度主要由z方向速度决定，其变化规律与z方向速度基本一致。

对比图14和图15可以看出，在过渡段，隧道口结构对过渡段风速变化规律影响不大，在两种隧道洞口结构型式下，过渡段接触网风速变化规律相似。

图14 过渡段风速变化规律(斜切型隧道口)

图15 过渡段风速变化规律(垂直型隧道口)

3.3 防风过渡段对接触网处风速的影响分析

从上述计算结果可以看出：在路堤上设置挡风墙，不仅改变接触网处风速的变化规律，而且影响风速的峰值。为进一步分析在列车从隧道进入过渡段整个过程中接触网处的风速峰值变化规律，表1和表2为隧道口、过渡段处接触网(5.3 m)及承力索(6.4 m)高度各方向速度峰值。从表1和表2可以看出，接触网高度处，在列车运行方向：无论出口是否设有挡风墙，在列车驶出隧道的过程中接触网处的速度峰值在隧道口处增大，到达过渡段后降低，这主要是由于列车驶出隧道后进入相对敞开的大气环境，使该方向的风速降低；对比有无挡风墙的速度峰值计算结果还可以看出，有挡风墙的斜切型隧道口处速度增幅达到50%以上，垂直型隧道口接触网风速增加约20%。在竖直方向：无挡风墙时，列车在驶出隧道过程风速变化规律与列车运行方向相似，即先增大后减小；当有挡风墙时，斜切型隧道口接触网处的速度峰值先减小后增大，垂直型隧道口接触网处的速度峰值则先增大后减小。对于垂直列车的水平方向及合成速度，无挡风墙时，由于受自然风与列车绕流的共同作用，列车驶出隧道的过程中接触网处速度峰值迅速逐渐增大，特别是从隧道口到过渡段，风速依然在增加；有挡风墙时，垂直列车的水平方向速度峰值先增大后减小，特别是对于斜切型隧道口，该方向及合成速度在过渡段降低明显。由此可见，3 m高的通透型挡风墙，对于降低接触网处的风速大小是有帮助的。

表1 接触网(5.3 m)处不同位置的速度峰值 m/s

表2 承力索(6.4 m)处不同位置的速度峰值 m/s

对于承力索高度处，无挡风墙时各方向速度的变化规律与接触网高度处相同，但有挡风墙时竖直方向的风速变化规律与接触网处不同，速度逐渐增大。此外，对比表1及表2的结果还可以看出，在斜切型隧道口双侧加装3 m挡风墙时，防风过渡段接触网及承力索附近的风速均较低。

4 结论

本文通过对兰新铁路隧道与路堤相连处防风过渡段接触网风场特性，得出如下结论：

(1)在隧道口与5 m高路基双侧设3 m高通透型挡风墙，可以使接触网附近的风速变化平缓，速度峰值降低，使过渡段接触网附近的风场特性得到改善。

(2)在隧道口位置，由于受路堤护坡及挡风墙的绕流作用，导致垂直列车的水平方向速度增大，可见，当列车从隧道内行至隧道口时，受电弓处的风速发生突变，可能影响受电弓的安全性。

(3)在列车从隧道驶出进入防风段的整个过程中，接触网处的风速变化较为剧烈，各方向的变化规律又不尽相同，这不仅影响接触网自身的安全，而且影响受电弓的气动特性，应在实际受电弓安全性分析中予以考虑和重视。