蘭新鐵路隧道與路堤相連處防風過渡段 接觸網風場特性研究

穆 鑫

(中國鐵路總公司機輛部，北京 100844)

接觸網與受電弓的良好接觸是保證列車安全運行的關鍵，但由于接觸網線長點多，其空間姿態、位置和連接狀態都會受環境風的影響，當風速變化劇烈時，受電弓振動加劇[1-3]，影響正常受流。在蘭新鐵路，部分線路處于我國風害最嚴重的地區，風區總長度500 km以上，尤其是百里、三十里風區，大風頻繁、風力強勁且變化劇烈，最大瞬時風速超過64 m/s[4-5]。為確保列車順利通過大風區，通常需要對特殊線路結構采取防風措施，如對路堤、橋梁迎風側加擋風墻(擋風屏)等[6]。擋風墻的設置，雖然可以改善列車的氣動性能[7-11]，但改變了接觸網附近的風場，會使接觸網產生風致振動[12]，特別是在防風過渡段，自然風與列車風相互耦合，使接觸網及承力索附近風場變化更加復雜。因此，需要對防風措施對接觸網處風場的影響進行深入研究，為防風過渡段設計提供依據。

國外對接觸網防風穩定性的研究較早，Bocciolone等[13]基于一種簡化的受電弓模型，考慮在高速氣流下受電弓雙滑板尾流的影響，研究表明受電弓氣動特性對弓網接觸壓力及受流有很大的影響。Pombo等[14]采用有限元和多體動力學方法建立接觸網和受電弓模型，采用Von Karman功率譜密度函數模擬數值風場，并將橫風作為時變非線性外載荷分別施加到受電弓和接觸網上，研究結果表明：橫風會增加受電弓的抬升力，接觸壓力波動更加劇烈，弓網受流惡化。在國內，李燕飛[15]通過數值模擬，研究了蘭新線橫風作用下車輛及弓網的氣動性能。王迎波[16]以蘭新線上強風區段接觸網的四跨絕緣錨段關節為研究對象，分析不同脈動風下結構參數對接觸網系統防風性能的影響，并提出接觸網可靠性評價方法及標準。施成華等[17]采用三維數值模擬方法對高速列車在隧道內運行過程中所產生的列車風速度變化過程進行分析，計算隧道內不同位置的最大風速和最大風壓，并對接觸網懸掛件進行安全性分析。陳榮[18]利用STAR-CD軟件建立列車過隧道的縱斷面動網格模型，分析不同列車運行速度及外形條件下接觸網高度處的流場特性，并將接觸線高度處的風速轉化為作用力，加載到接觸線節點上，對接觸線的偏移量進行分析。從上述研究現狀可以看出，目前僅對特定線路下接觸網的氣動特性進行研究，而對防風過渡段處接觸網的氣動特性研究較少。

本文根據蘭新鐵路線路的實際結構，列車以250 km/h和350 km/h在30 m/s自然風條件下運行為例，研究隧道與路堤相連處防風過渡段接觸網的風場特性，分析過渡段擋風墻對接觸網風場特性的影響，為防風過渡段設計及列車的安全運行提供一定的參考依據。

1 列車及線路模型

本文模型選取CRH2型高速列車，車頭車長度25.7 m，中間車長25 m，車體寬3.38 m，高3.7 m。列車運行速度為250 km/h。根據高速鐵路設計規范確定隧道橫截面積為92 m2的單洞雙線隧道，隧道口通常為垂直型(明洞)或斜切型(隧道)，斜切形隧道入口如圖1所示。隧道與路堤過渡段如圖2所示，其中路堤高5 m，雙側擋風墻高度為3 m。擋風墻內側距線路中心5.7 m且直接延伸至隧道洞口。

圖1 斜切型隧道口結構圖圖2 隧道口與路堤擋風墻過渡段

2 防風過渡段風場數值計算模型與方法

2.1 流場控制方程與數值計算方法

高速列車沿地面高速運行，由于車頭的擠壓、車身的摩擦及車尾的吸引，帶動列車周圍空氣隨之運動，形成具有強烈脈動效應的列車風[19]。列車風具有典型的三維、非穩態、湍流、黏性流動特征。根據質量守恒定律、動量守恒定律和能量守恒定律，可以得到高速列車周圍流場的通用控制方程[20-21]

( 1 )

式中：ρ為流體密度；φ為流場中某一參數；U為空氣流速，U=Ur+Ug，Ur為相對速度，Ug為遷移速度；Γφ稱為廣義擴散系數；Sφ稱為廣義源項。φ、Γφ以及Sφ分別取不同的值，式( 1 )即表示不同的控制方程：當φ=1,Γφ=0,Sφ=0時，式( 1 )為連續性方程；當φ=u,v,w時，式( 1 )為動量方程；當φ=e時，式 ( 1 )為能量方程;當φ=k、ε時，式( 1 )為k方程和ε方程。

式( 1 )是一組非常復雜的非線性偏微分方程，通常需采用數值計算方法求解。本文選取有限體積法(FVM)離散方程組( 1 )，采用PISO算法求解線性方程組，應用移動網格技術實現列車的運動[20]。

2.2 計算模型

本文應用大型流體力學計算軟件STAR CCM+計算列車周圍的流場。為分析不同隧道口結構及防風過渡段設置對接觸網周圍風場的影響，分別建立無擋風墻的隧道與路基、斜切型隧道口與5 m高路堤(含雙側3m擋風墻)以及垂直型隧道口與5 m高路堤(含雙側3 m擋風墻)三種模型，如圖3所示。

圖3 計算模型

2.3 計算網格及邊界條件

以斜切型隧道與5 m高路堤過渡段為例，計算網格如圖4所示。采用六面體網格，近壁面區域網格設置邊界層。

圖4 網格劃分

對于邊界條件，列車前后方、計算域頂部及垂直列車運行方向(自然風方向)均設置速度入口邊界，速度大小及方向與自然風相同，路堤、擋風墻、隧道及車身均為墻體邊界。由于擋風屏較薄，表面均勻分布氣孔，將其簡化為厚度可忽略的多孔擋板。

2.4 風洞實驗及數值計算方法驗證

為驗證上述計算模型及方法準確性，進行風洞實驗并分析過渡段風場特性。實驗在西南交通大學XNJD-3風洞中進行，隧道及車體模型布置如圖5(a)所示，列車截面模型尺寸如圖5(b)所示。風洞斷面尺寸為22.5 m×4.5 m(寬×高)，模型比例為1∶20，路堤的模型總長為7 m，擋風墻模型高度0.175 m。實驗中隧道洞口采用垂直形狀，隧道模型長3 m，模型車長2.5 m。實驗來流名義風速為6 m/s。模型具體尺寸如圖5(c)和圖5(d)所示。

圖5 模型尺寸(單位：mm)

2.4.1測點布置

由于過渡段流場變化顯著，分別對承力索(距軌面0.32 m)及接觸網(距軌面0.265 m)處6列測點進行風速測量。監測點布置如圖6(a)所示，風速采用眼鏡蛇多孔探針風速儀測量，該風速儀探針頭部包括4個小孔，可測量監測點3個方向的風速，采用支架固定，并可根據測點位置調整，如圖6(b)所示。

圖6 測點布置(單位：mm)

2.4.2試驗結果及與數值計算的對比

根據圖6建立過渡段風場計算模型，擋風墻、接觸網及承力索處三方向風速與合成風速的數值計算與實驗結果的對比如圖7所示。從圖7中可以看出：數值模擬結果與風洞試驗結果分布規律相同，相對誤差在15%以內，表明上述仿真模型是可行的。

圖7 計算與實驗對比(擋風墻高度0.175 m)

3 隧道與路堤相連處防風過渡段接觸網風場特性計算結果

為對比防風設施、防風過渡段隧道口結構對接觸網處風場特性的影響，本文分別對無擋風墻和有雙側3 m擋風墻過渡段的風場進行計算，其中擋風墻的過渡段隧道口分別為斜切型和垂直型兩種結構。

3.1 無擋風墻風場特性

(1)隧道口

當列車以250 km/h速度運行時，隧道口與路基相連處列車周圍的速度分布如圖8所示。從圖8中看出，由于受列車風及自然風的共同作用，列車頂部迎自然風一側速度較高，而背自然風一側速度較低。

圖8 列車周圍流場分布

隧道口線路中心上方不同高度處監測點各方向速度變化規律如圖9所示。圖中x為列車運行方向(即與線路平行的方向)，y為豎直高度方向，z為垂直列車的水平方向。從圖9中看出，列車初始在隧道內運行，當列車未到達監測點附近時，接觸網附近風速基本保持不變，為自然風與隧道活塞風的共同作用。而當列車經過監測點時，由于列車頭、尾部的繞流作用，導致沿列車運行方向的速度呈現了先減后增大再減小的變化規律。在豎直方向，由于部分空氣被抬升，使速度不斷增大，當車尾經過監測點之后，受列車尾渦影響，風速不斷減小直至列車遠離監測點后速度再次增大并趨于穩定。在垂直列車的水平方向，當列車未經過時，監測點的風速主要為自然風速，而當列車經過時，受來流經過車身的繞流作用，使z方向速度急劇增大，直至列車逐漸遠離監測點后，風速減小并最后趨于穩定。對于監測點的合成速度，主要受z方向的影響，其變化規律與z方向速度基本一致。

圖9 隧道口處線路中心上方的速度變化(無擋風墻)

(2)過渡段

當列車以250 km/h速度運行時，過渡段線路中心上方不同高度處監測點各方向速度計算結果，如圖10所示。由圖10可見，在x方向：當列車到達監測點前，速度基本不變，當車頭經過監測點時，在列車風的作用下，風速不斷增大，直到車頭遠離監測點后，速度逐漸衰減并趨于穩定，當車尾經過監測點時，速度再次增大，隨著列車遠離監測點，風速再次衰減并逐漸趨于穩定。在y方向：列車到達前，速度基本不變，車頭經過監測點時，推動空氣向前流動，一部分空氣向列車前進方向及列車兩側擴散，一部分空氣被抬升，使速度不斷增大，列車風與自然風耦合，使速度較列車到達前增大，車尾到達監測點時，速度又不斷減小，主要是列車尾部漩渦所致，當列車完全遠離監測點，速度逐漸趨于穩定并恢復至原來只受自然風影響時的值。在z方向：列車到達前，只受側風影響，速度基本不變，列車經過監測點后，橫風經過車身繞流作用，氣流在列車頂部發生分離，并在車身頂部上方出現加速，因此監測點速度不斷增大，隨著車頭遠離監測點后，速度趨于穩定，直到車體完全遠離監測點，速度再衰減至原來只受橫風影響時的風速值。同理，由于z方向為自然風速，合成速度仍主要由z方向速度決定，其變化規律也與z方向速度一致。

圖10 過渡段風速變化規律

3.2 含雙側3 m擋風墻風場特性

(1)隧道口

當列車以250 km/h速度運行時，隧道與5 m高路堤相連線路結構、路堤雙側設3 m高擋風墻時隧道口列車周圍的流場分布如圖11所示。作為例子，圖11給出的是斜切型隧道口附近列車周圍的流場分布。從圖11中可以看出，由于路堤護坡的導流作用，當氣流到達坡頂時，與上層氣流匯聚，風速明顯增大。

圖11 斜切型隧道口列車周圍流場分布

圖12 斜切型隧道口速度變化規律

圖13 垂直型隧道口速度變化規律

斜切型及垂直型隧道口線路中心上方不同高度處監測點各方向速度變化規律分別如圖12和圖13所示。由圖12可見，對于斜切型隧道口，在列車運行方向：當列車到達時，由于受列車頭部列車風的影響，監測點處的風速先增大后減小；車身經過監測點整個過程時，速度基本保持不變，當車尾經過監測點時，受車尾繞流的影響，風速先減小后增大；直到車尾遠離監測點后，活塞風速逐漸衰減，使得監測點風速趨于穩定。在豎直方向：同樣由于車頭繞流的影響，車頭及車尾經過時也均呈現了先增大后減小的變化規律。在垂直列車的水平方向：當列車頭部到達監測點時，由于受列車繞流的影響，列車風與自然風耦合，使監測點風速度先減小后增大，而當車尾經過時，受尾部繞流及隧道結構的影響，也呈現了先減小后增大的變化規律。隨著列車逐漸遠離監測點后，風速減小并最后趨于穩定。合速度的大小主要受z方向的速度影響，其變化規律與z方向速度基本一致。

由圖13中可見，對于垂直型隧道口，由于隧道口對自然風的影響較小，隧道口處的風場為列車風與自然風的疊加，x，y，z三個方向及合成速度變化規律呈單峰值性。

(2)過渡段

當列車以250 km/h速度運行時，斜切型及垂直型隧道口過渡段線路中心上方監測點風速的變化規律分別如圖14和圖15所示。由圖14可以看出，在列車運行方向：車頭經過監測點時，在列車風的作用下，風速不斷增大，直到車頭遠離監測點后，速度又逐漸衰減；當車尾經過監測點時，速度再次增大，受擋風墻影響，幅值略大于受車頭影響的幅值；隨著列車遠離監測點，風速再次衰減并逐漸趨于穩定。在豎直方向：車頭經過監測點時，推動空氣向前流動，一部分空氣向列車前進方向及列車兩側擴散，一部分空氣被抬升，使速度不斷增大；車尾到達監測點時，受尾渦影響，速度又不斷減小，當列車完全遠離監測點，速度逐漸趨于穩定并恢復至原來只受自然風影響時的值。在垂直列車的水平方向：當列車到達監測點時，向兩側排開的空氣與側向來流匯合，即列車風與自然風耦合，使得該方向速度減小，隨著車頭的遠離，速度又增大并趨于穩定；當車尾經過監測點時，速度又增大，主要是尾部漩渦所致，隨著列車逐漸遠離監測點后，風速再次衰減并最后趨于穩定。合速度主要由z方向速度決定，其變化規律與z方向速度基本一致。

對比圖14和圖15可以看出，在過渡段，隧道口結構對過渡段風速變化規律影響不大，在兩種隧道洞口結構型式下，過渡段接觸網風速變化規律相似。

圖14 過渡段風速變化規律(斜切型隧道口)

圖15 過渡段風速變化規律(垂直型隧道口)

3.3 防風過渡段對接觸網處風速的影響分析

從上述計算結果可以看出：在路堤上設置擋風墻，不僅改變接觸網處風速的變化規律，而且影響風速的峰值。為進一步分析在列車從隧道進入過渡段整個過程中接觸網處的風速峰值變化規律，表1和表2為隧道口、過渡段處接觸網(5.3 m)及承力索(6.4 m)高度各方向速度峰值。從表1和表2可以看出，接觸網高度處，在列車運行方向：無論出口是否設有擋風墻，在列車駛出隧道的過程中接觸網處的速度峰值在隧道口處增大，到達過渡段后降低，這主要是由于列車駛出隧道后進入相對敞開的大氣環境，使該方向的風速降低；對比有無擋風墻的速度峰值計算結果還可以看出，有擋風墻的斜切型隧道口處速度增幅達到50%以上，垂直型隧道口接觸網風速增加約20%。在豎直方向：無擋風墻時，列車在駛出隧道過程風速變化規律與列車運行方向相似，即先增大后減小；當有擋風墻時，斜切型隧道口接觸網處的速度峰值先減小后增大，垂直型隧道口接觸網處的速度峰值則先增大后減小。對于垂直列車的水平方向及合成速度，無擋風墻時，由于受自然風與列車繞流的共同作用，列車駛出隧道的過程中接觸網處速度峰值迅速逐漸增大，特別是從隧道口到過渡段，風速依然在增加；有擋風墻時，垂直列車的水平方向速度峰值先增大后減小，特別是對于斜切型隧道口，該方向及合成速度在過渡段降低明顯。由此可見，3 m高的通透型擋風墻，對于降低接觸網處的風速大小是有幫助的。

表1 接觸網(5.3 m)處不同位置的速度峰值 m/s

表2 承力索(6.4 m)處不同位置的速度峰值 m/s

對于承力索高度處，無擋風墻時各方向速度的變化規律與接觸網高度處相同，但有擋風墻時豎直方向的風速變化規律與接觸網處不同，速度逐漸增大。此外，對比表1及表2的結果還可以看出，在斜切型隧道口雙側加裝3 m擋風墻時，防風過渡段接觸網及承力索附近的風速均較低。

4 結論

本文通過對蘭新鐵路隧道與路堤相連處防風過渡段接觸網風場特性，得出如下結論：

(1)在隧道口與5 m高路基雙側設3 m高通透型擋風墻，可以使接觸網附近的風速變化平緩，速度峰值降低，使過渡段接觸網附近的風場特性得到改善。

(2)在隧道口位置，由于受路堤護坡及擋風墻的繞流作用，導致垂直列車的水平方向速度增大，可見，當列車從隧道內行至隧道口時，受電弓處的風速發生突變，可能影響受電弓的安全性。

(3)在列車從隧道駛出進入防風段的整個過程中，接觸網處的風速變化較為劇烈，各方向的變化規律又不盡相同，這不僅影響接觸網自身的安全，而且影響受電弓的氣動特性，應在實際受電弓安全性分析中予以考慮和重視。