大風區(qū)接觸網(wǎng)正饋線新型絕緣防舞裝置有效性研究

趙珊鵬 ，馬愛彪 ，張友鵬 ，王思華 ，張海喜 ，葛威

（1.蘭州交通大學 自動化與電氣工程學院，甘肅 蘭州 730070；2.甘肅省軌道交通電氣自動化工程實驗室，甘肅 蘭州 730070）

蘭新高鐵跨越新疆、青海、甘肅三?。▍^(qū)），全長1 786 km，途徑五大風區(qū)，風區(qū)總長占全線總長的32.8%［1］.大風區(qū)內(nèi)自然環(huán)境條件惡劣，風速高，風期長，起風速度快，最大風速達60 m/s以上［2］.為了保證大風環(huán)境下鐵路行車安全，在大風區(qū)內(nèi)迎風側(cè)路基部位布設(shè)了擋風墻防風工程［3］，擋風墻有效防止了列車傾覆、脫軌及道路積沙等情況發(fā)生.然而當強風經(jīng)過擋風墻時在正饋線周圍形成加速區(qū)，并產(chǎn)生一定的仰角，受擋風墻尾流的影響，正饋線發(fā)生大振幅的舞動［4］.正饋線舞動會造成導(dǎo)線斷股斷線，連接金具嚴重磨損，易引發(fā)線間放電、接地短路及接觸網(wǎng)跳閘等事故，嚴重影響鐵路列車安全運行.為保障列車安全運營，亟待采取行之有效的防舞措施.

長期以來，國內(nèi)外學者針對輸電導(dǎo)線舞動機理及治理方面進行了深入研究.在舞動機理方面具有代表性的研究成果有Den Hartog［5］的垂直振動激發(fā)機理、Nigol 等［6-7］的扭轉(zhuǎn)振動激發(fā)機理、慣性耦合機理［8］及舞動動力學穩(wěn)定性機理［9-10］.在防舞方面，眾多學者研究了具有不同特點的防舞措施，朱寬軍等［11］通過分析國內(nèi)特高壓輸電導(dǎo)線舞動特點，研發(fā)了基于舞動動力學穩(wěn)定性機理的線夾回轉(zhuǎn)式間隔棒雙擺防舞器.嚴波等［12］采用數(shù)值模擬的方法研究了不同檔距三相雙分裂導(dǎo)線相間間隔棒防舞布置方案，進一步優(yōu)化了間隔棒對舞動的防治技術(shù).王黎明等［13］以河南尖山實驗基地特高壓試驗線路為基礎(chǔ)，通過現(xiàn)場實驗和仿真計算驗證了基于相間間隔棒的新型防舞措施相地間隔棒的防舞有效性.董志聰［14］針對輸電線-防振錘系統(tǒng)，研究了防振錘類型、安裝位置和安裝數(shù)目對輸電導(dǎo)線微風振動的抑制作用.樓文娟等［15］根據(jù)Den Hartog 垂直振動激發(fā)機理和Nigol 扭轉(zhuǎn)振動激發(fā)機理，研究了擾流防舞器的防舞效果和不同直徑擾流防舞器對防舞的影響.孫珍茂等［16］通過計算覆冰導(dǎo)線舞動的非線性微分方程，得到發(fā)生舞動的條件，驗證了扭轉(zhuǎn)激發(fā)機理，研究了失諧擺和壓重錘的防舞效果.

上述研究大多是針對覆冰輸電導(dǎo)線的舞動及防舞措施而得出的結(jié)論，由于導(dǎo)線舞動問題的復(fù)雜性，并沒有統(tǒng)一的防舞標準且每種裝置只能適用于特殊地區(qū)、特殊條件下的導(dǎo)線防舞.與覆冰導(dǎo)線舞動不同，蘭新高鐵接觸網(wǎng)正饋線無覆冰小跨距舞動是由擋風墻引起的尾流馳振.為保障高速鐵路的安全運營，現(xiàn)有的覆冰輸電導(dǎo)線防舞措施并不完全適用于蘭新高鐵接觸網(wǎng).針對高速鐵路接觸網(wǎng)正饋線防舞措施的研究，王玉環(huán)［17］利用流體仿真軟件分析了擋風墻的增速效應(yīng)和導(dǎo)線舞動的共振頻率，提出正饋線恒張力補償技術(shù)，但沒有提出具體的線路防舞裝置.張友鵬等［18］根據(jù)蘭新高鐵接觸網(wǎng)正饋線舞動特點，研究了斜拉絕緣子防舞措施，通過有限元軟件仿真對比安裝斜拉絕緣子前后正饋線舞動響應(yīng)驗證了防舞措施的有效性.斜拉絕緣子雖抑制了蘭新高鐵接觸網(wǎng)正饋線舞動，但防舞裝置需要借助擋風墻結(jié)構(gòu)安裝施工，具有一定的復(fù)雜性.

本文針對蘭新高鐵接觸網(wǎng)結(jié)構(gòu)和正饋線舞動特點，提出一種新型絕緣防舞裝置.建立正饋線有限元模型，對比安裝防舞裝置前后正饋線氣動特性和導(dǎo)線舞動的位移時程、幅值變化，驗證了絕緣防舞裝置的防舞有效性和優(yōu)越性，研究了裝置參數(shù)對防舞裝置防舞效果的影響，最后分析了絕緣防舞裝置的電場特性.研究成果可為蘭新高鐵大風區(qū)段接觸網(wǎng)正饋線舞動提供合理有效的防舞設(shè)計，亦可為其他大風地區(qū)架空導(dǎo)線舞動防治提供參考.

1 新型絕緣防舞裝置及正饋線有限元模型建立

1.1 新型絕緣防舞裝置

蘭新高鐵采用自耦變壓器（Autotransformer，AT）供電方式，正饋線和保護線同桿懸掛于接觸網(wǎng)的田野側(cè)，正饋線電壓為27.5 kV，保護線接地，接觸網(wǎng)結(jié)構(gòu)如圖1 所示.受擋風墻影響大風區(qū)段正饋線發(fā)生劇烈舞動，并且舞動使正饋線與保護線的間距減小而導(dǎo)致線間放電.

圖1 蘭新高鐵接觸網(wǎng)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic of the OCS structure of Lanzhou-Urumqi high-speed railway

本文結(jié)合正饋線空間位置、電位及舞動特點，提出一種新型絕緣防舞裝置.裝置擾流段利用不同截面彼此相互干擾、相互抵消，能夠有效抑制擋風墻尾流對正饋線的影響，絕緣保護套能有效防止附加導(dǎo)線線間放電，通過在導(dǎo)線劇烈舞動處加裝新型絕緣防舞裝置，起到抑制正饋線劇烈舞動和導(dǎo)線發(fā)生線間放電的作用，圖2為新型絕緣防舞裝置安裝示意圖.

圖2 新型絕緣防舞裝置安裝示意圖Fig.2 Installation diagram of new insulation anti-galloping device

新型絕緣防舞裝置由絕緣保護套、擾流段第一外沿及第二外沿構(gòu)成，裝置橫截面如圖3 所示.絕緣保護套包裹于導(dǎo)線表面，護套可提高導(dǎo)線間絕緣裕度，同時兼顧機械強度和低風阻要求.護套表面設(shè)計擾流段，由第一外沿及第二外沿組合而成，擾流段沿導(dǎo)線長度方向螺旋延伸.擾流段第一外沿和第二外沿之間接縫呈L 形，既方便安裝，也可以防止放電從接縫處竄入.裝置尺寸參數(shù)主要包含：絕緣保護套的厚度A，擾流段第一外沿的高度B，擾流段外沿的寬度C，擾流段的旋距l(xiāng).新型絕緣防舞裝置可以改變整體導(dǎo)線的氣動特性，導(dǎo)線不同截面受到的氣動力相互抵消及干擾，從而有效防治、緩解導(dǎo)線舞動.

圖3 新型絕緣防舞裝置橫截面圖Fig.3 Cross section diagram of new insulation anti-galloping device

裝置選用硅橡膠材質(zhì)，采用室溫硫化工藝制作，具有良好的電氣機械性能以及耐電腐蝕、耐氣候老化等性能［19］，具體參數(shù)如表1所示.

表1 新型絕緣防舞裝置參數(shù)Tab.1 Parameters of new insulation anti-galloping device

裝置安裝前將鋼芯鋁絞線表面涂覆硅橡膠專用黏合劑，去除導(dǎo)線與護套之間的氣隙.裝置擾流段接縫部分亦用專用黏合劑粘接，并且擾流段第一外沿和第二外沿之間用環(huán)氧樹脂絕緣螺栓加固，防止裝置松脫.

1.2 正饋線有限元模型建立

蘭新高鐵正饋線采用LGJ-300/25 型鋼芯鋁絞線，特征擋距為50 m，只考慮重力作用下導(dǎo)線中點弧垂為0.950 m，導(dǎo)線參數(shù)見表2.

利用ANSYS 有限元軟件建立接觸網(wǎng)正饋線有限元模型，正饋線是一種柔性大變形線索結(jié)構(gòu)，幾何非線性強，在自重荷載作用下只受拉力和自身重力，而不會受到壓力和彎矩［20］，在外荷載作用下會產(chǎn)生較大的形變和位移.本文選取LINK10 單元來模擬正饋線，LINK10 單元有類似于正饋線的桿單元特性，只需設(shè)定該單元僅受拉力，就可以模擬自重荷載下的正饋線.正饋線離散劃分為50 個單元，導(dǎo)線兩端固定約束，采用“小彈性模量法”進行收斂計算，找形后接觸網(wǎng)正饋線有限元模型如圖4所示.

圖4 接觸網(wǎng)正饋線有限元模型Fig.4 Finite element model of the OCS positive feeder

2 正饋線舞動方程及氣動特性分析與風洞試驗

2.1 正饋線舞動方程

接觸網(wǎng)正饋線的基本動力學方程為：

式中：M、C、K分別為結(jié)構(gòu)單元質(zhì)量矩陣、阻尼矩陣、剛度矩陣；q為單位導(dǎo)線位移；t為時間；F(t)為單元載荷向量.

正饋線在風荷載作用下，其圓形截面會受到垂直于來流方向的氣動升力FL和與來流方向同向的氣動阻力FD，如圖5 所示.升力和阻力計算表達式如式（2）、式（3）所示：

圖5 正饋線風荷載示意圖Fig.5 Diagram of positive feeder wind load

式中：ρ為空氣密度；U為平均風速；D為導(dǎo)線直徑；CL、CD分別為升力、阻力系數(shù).

將升力和阻力FL、FD分解到垂直方向fy和水平方向fz，可以得到垂直和水平方向的受力情況，如式（4）所示：

導(dǎo)線在平均風U作用下產(chǎn)生垂直和水平方向的位移，運動速度為,導(dǎo)線相對風速V和相對風攻角θ可以表示為：

2.2 正饋線氣動特性分析

對于不可壓縮且具有黏性的空氣，連續(xù)方程和動量方程分別如式（7）、式（8）所示：

式中：ρf為不可壓縮流體密度；ui表示i方向上的瞬時速度分量，為i方向上速度脈動量，為速度的時間平均值；為雷諾應(yīng)力張量；xi、t、p、μ分別表示笛卡兒坐標系、時間、壓力、運動黏度；μt為湍流黏度，下標“t”表示湍流；kt為湍流動能；δij是“Kroneckerdelta”符號，當i=j時，δij=1，當i≠j時，δij=0.

研究正饋線舞動響應(yīng)時，氣動荷載是非常重要的因素，氣動荷載可由氣動力系數(shù)計算得到.建立包括擋風墻的流體計算域，在10 m/s、15 m/s、20 m/s 及25 m/s 來流風速下，利用流體仿真軟件，對擋風墻后正饋線位置處的風速及氣動數(shù)據(jù)進行仿真計算.采用瞬態(tài)分析法，時間步長設(shè)置為0.005 s，計算1 000步，利用Transition SST 湍流模型，求解器設(shè)置SIMPLEC 算法，壓力方程采用二階精度離散，得到入口風速為15 m/s時正饋線升、阻力系數(shù)時程如圖6所示.圖7 為入口風速為15 m/s 時模型計算域風速云圖，來風沿擋風墻爬升，出現(xiàn)分層現(xiàn)象，在擋風墻后方產(chǎn)生加速區(qū)，加速區(qū)域內(nèi)風速急劇增大并形成一定的上仰角.正饋線正處在加速區(qū)域，這種風速的急劇改變使得正饋線的氣動系數(shù)和風攻角發(fā)生突變，導(dǎo)致正饋線出現(xiàn)劇烈舞動現(xiàn)象.

圖6 15 m/s風速正饋線升力、阻力系數(shù)時程圖Fig.6 Time history diagram of lift and drag coefficient of positive feeder at 15 m/s wind speed

圖7 正饋線模型計算域風速云圖Fig.7 Wind speed cloud of positive feeder model calculation domain

考慮到升力系數(shù)正負交替變化，故選用均方根值來表征升力系數(shù)，擋風墻后正饋線升力、阻力系數(shù)與不同入口風速對應(yīng)關(guān)系如表3 所示.隨著風速的增大，正饋線升力系數(shù)逐漸減小，阻力系數(shù)呈先增大后減小的趨勢，在15 m/s 時阻力系數(shù)達到最大值.不同入口風速下正饋線位置處的風攻角α變化曲線如圖8 所示，當入口風速大于15 m/s 時，正饋線風攻角穩(wěn)定在30°左右.

表3 不同風速下正饋線升力、阻力系數(shù)值Tab.3 Numerical simulation lift and drag coefficient of positive feeder under different wind speeds

圖8 正饋線風攻角變化曲線Fig.8 Curve of positive feeder wind attack angle

2.3 風洞試驗驗證

基于實際現(xiàn)場與試驗?zāi)Ｐ拖嗨圃?，設(shè)計風洞試驗縮尺模型，如圖9 所示.風洞試驗?zāi)Ｐ蛽躏L墻高度59.1 mm，正饋線中點高度106.7 mm，正饋線距擋風墻17.7 mm，路堤高度33.8 mm，路堤坡度與實際現(xiàn)場相同比例1∶1.5，試驗?zāi)Ｐ团c實際幾何比為1∶59，風速測量裝置如圖10所示.

圖9 風洞試驗縮尺模型圖Fig.9 Wind tunnel test model

圖10 風速儀Fig.10 Anemometer

利用流體仿真軟件監(jiān)測不同入口風速下?lián)躏L墻后方接觸網(wǎng)正饋線位置處的風速.試驗與仿真結(jié)果對比如表4 所示.正饋線位置處的風速基本是入口風速的2 倍，誤差在可接受范圍內(nèi)（主要由風洞的氣密性以及測量工具的偏差所致）.上述研究說明，本文采用的流體仿真方法能夠準確反映風沿擋風墻抬升后在正饋線處產(chǎn)生的增速效果，在一定程度上驗證了本文所采用的仿真方法的正確性和合理性［21］.

表4 試驗與模擬結(jié)果比較Tab.4 Comparison of test and simulation results m·s-1

3 新型絕緣防舞裝置防舞有效性分析

3.1 裝置對正饋線氣動特性影響分析

本文首先選用絕緣保護套厚度為4 mm；擾流段高度為25%絕緣保護套橫截面外徑（即7.94 mm）；擾流段外沿的寬度為8 mm；裝置旋距為1 200 mm 的裝置參數(shù)進行防舞效果的驗證.為更清晰地展現(xiàn)正饋線的尾流現(xiàn)象，建立安裝新型絕緣防舞裝置前后的三維正饋線模型.15 m/s 入口風速下，正饋線安裝防舞裝置前后模型Z截面的渦量圖如圖11、圖12 所示，在安裝防舞裝置前后正饋線后方均出現(xiàn)兩個剪切層.未安裝防舞裝置時，正饋線尾流產(chǎn)生兩個大小相等、交替脫落的渦旋，并隨著渦旋的脫落持續(xù)發(fā)展，說明此時正饋線在擋風墻尾流加速區(qū)影響下壓差增大，受力波動更大，正饋線垂向和橫向舞動較劇烈.安裝防舞裝置后，由于導(dǎo)線各截面相互不同，所引起的空氣動力效應(yīng)相互制約，相互抵消，破壞了擋風墻尾流在正饋線附近的氣動作用，使得正饋線后方尾流沒有產(chǎn)生持續(xù)發(fā)展的渦旋，正饋線舞動幅值在一定程度上受到抑制.

圖11 安裝絕緣防舞裝置前正饋線渦量圖Fig.11 Transient vorticity diagram of positive feeder before installation of insulation and anti-galloping device

圖12 安裝絕緣防舞裝置后正饋線渦量圖Fig.12 Transient vorticity diagram of positive feeder after installation of insulation and anti-galloping device

圖13 為正饋線升力系數(shù)均方根值與阻力系數(shù)平均值隨不同風速變化對比圖，安裝新型絕緣防舞裝置后正饋線升力系數(shù)均方根值降低，在10 m/s 風速下升力系數(shù)最大減小5.757.隨著風速的增大，安裝防舞裝置后升力系數(shù)先增大后減小，在15 m/s 風速時達到最大值7.659.阻力系數(shù)平均值在安裝新型絕緣防舞裝置后增大明顯，基本是未安裝前的2 倍，在15 m/s風速下阻力系數(shù)達到最大值14.439.安裝新型絕緣防舞裝置后正饋線升力系數(shù)的減小和阻力系數(shù)的增大使正饋線舞動幅值相對減小，一定程度上證明了裝置的防舞有效性.

圖13 正饋線氣動升力阻力系數(shù)隨風速變化情況Fig.13 Variation of positive feeder aerodynamic lift and drag coefficient with wind speed

3.2 裝置對正饋線舞動響應(yīng)影響分析

根據(jù)大風區(qū)段現(xiàn)場觀測發(fā)現(xiàn)，正饋線無覆冰舞動多為1 階模態(tài)，還有少量的2 階模態(tài)，在檔距中點處舞動位移最大，舞動軌跡呈斜橢圓形.本文模擬計算了在檔距1/2，1/4、1/2、3/4，1/5、2/5、3/5、4/5 點處安裝每段5 m 新型絕緣防舞裝置后的防舞效果，裝置在檔距中平均分布，安裝位置如圖14 所示，研究新型絕緣防舞裝置覆蓋率對抑舞效果的影響.

圖14 新型絕緣防舞裝置安裝位置示意圖Fig.14 Installation position diagram of new insulation anti-galloping device

為了驗證新型絕緣防舞裝置抑舞有效性，對接觸網(wǎng)正饋線進行舞動時程模擬.利用有限元仿真軟件中array 數(shù)值型數(shù)組讀取升力、阻力系數(shù)文本，進行線性插值，采用2.2 節(jié)所得正饋線處實際風速及攻角，利用式（7）將升力、阻力轉(zhuǎn)化為垂直和橫向方向的風荷載作用于索單元模型的節(jié)點，采用Newmark 法迭代求解，得到收斂穩(wěn)定的10 m/s、15 m/s、20 m/s 和25 m/s 這4 種風速下正饋線舞動時程響應(yīng).仿真中時間步長為0.001 s，迭代次數(shù)為25，仿真時間80 s，分析安裝新型絕緣防舞裝置前后的舞動響應(yīng).限于篇幅，本文選取15 m/s 入口風速為例進行分析，其他風速和安裝覆蓋率下的舞動數(shù)據(jù)以表格形式列出.

圖15為15 m/s風速下接觸網(wǎng)正饋線安裝新型絕緣防舞裝置前后的位移時程曲線.正饋線1/2檔距（中點）處垂向振幅為1.90 m，橫向振幅為1.92 m.由于風速的增大，正饋線在舞動周期內(nèi)吸收的能量持續(xù)增大，正饋線舞動劇烈.安裝一段新型絕緣防舞裝置后垂向振幅降低至1.54 m，橫向振幅降低至1.56 m，較安裝防舞裝置前分別減小18.95%、18.75%.安裝三段防舞裝置后垂向振幅降低至1.16 m，橫向振幅降低至1.23 m，較安裝防舞器前分別減小38.95%、35.94%.在安裝四段新型絕緣防舞裝置后正饋線垂向振幅降低至0.98 m，橫向振幅降低至0.87 m，對比安裝前分別減小48.42%、54.68%，有效降低了接觸網(wǎng)正饋線舞動的幅值.說明安裝新型絕緣防舞裝置后對正饋線舞動起到明顯抑制作用，且裝置新型絕緣防舞裝置覆蓋率越高，防舞效果越明顯.

不同風速和安裝覆蓋率下正饋線振幅如圖16所示.正饋線舞動幅值隨著風速的增大呈線性增大的趨勢，在15 m/s時垂向和橫向位移幅值達到1.90 m和1.92 m.當風速大于15 m/s 時，正饋線舞動幅值開始下降，與現(xiàn)實觀測到的導(dǎo)線舞動位移趨勢相符［22］.在相同的風速下，橫向振幅大于垂向振幅.可見不同風速下安裝不同覆蓋率新型絕緣防舞裝置后正饋線中點處垂向和橫向振幅有不同程度的下降，證明了安裝新型絕緣防舞裝置對正饋線舞動抑制效果明顯.

表5、表6給出了在10 m/s、15 m/s、20 m/s和25 m/s 4種風速下，安裝不同覆蓋率防舞裝置的接觸網(wǎng)正饋線垂向和橫向振幅降低率.在15 m/s 風速下安裝一段防舞裝置時，垂向和橫向振幅分別降低18.95%和18.75%.在25 m/s 風速下安裝一段防舞裝置時，垂向和橫向振幅分別降低11.68%和12.37%，安裝四段時垂向和橫向振幅分別降低39.42%和37.10%.可見，新型絕緣防舞裝置極大地改變了正饋線的舞動幅值，即使風速增大，防舞效果依然明顯.

表5 安裝防舞裝置前后正饋線垂向振幅比較Tab.5 Comparison of positive feeder vertical amplitude before and after installation of anti-galloping device

表6 安裝防舞裝置前后正饋線橫向振幅比較Tab.6 Comparison of positive feeder horizontal amplitude before and after installation of anti-galloping device

4 新型絕緣防舞裝置的參數(shù)影響分析

4.1 擾流段高度

為研究新型絕緣防舞裝置擾流段高度對正饋線防舞效果的影響，保持絕緣保護套厚度與擾流段寬度不變，將擾流段高度增加到25%、50%、75%、1倍絕緣保護套外徑，即7.94 mm、15.88 mm、23.82 mm、31.79 mm.以此來對比分析裝置擾流段高度對防舞效果的影響.以在10 m/s、15 m/s、20 m/s和25 m/s這4種風速下正饋線檔距中點處安裝新型絕緣防舞裝置為例，觀 察不同擾流段高度下的正饋線舞動振幅，結(jié)果如圖17所示.

圖17 不同擾流段高度正饋線振幅比較Fig.17 Comparison of positive feeder amplitude of different spoiler heights

由圖17 可知，在絕緣保護套厚度不變的情況下，將擾流段高度從25%護套外徑增加到50%后，正饋線的垂向和橫向振幅在不同風速下都有一定程度的下降.在15 m/s 風速時垂向和橫向振幅分別下降22.63%和22.92%，較7.94 mm 高度垂向和橫向振幅分別增加3.68%和4.17%；當擾流段高度增加到75%護套外徑時，垂向和橫向舞動幅值達到最小值，再增大擾流段高度，舞動幅值變化趨于平穩(wěn)，說明最優(yōu)防舞擾流段高度為75%護套外徑.

4.2 絕緣保護套厚度

考慮新型絕緣防舞裝置絕緣保護套厚度對正饋線防舞效果的影響，將絕緣保護套厚度分別取1 mm、2 mm、3 mm、4 mm，擾流段高度取25%絕緣保護套橫截面外徑.不同絕緣保護套厚度正饋線振幅比較如圖18所示，在15 m/s風速下，正饋線中點處安裝絕緣保護套厚度1 mm 的新型絕緣防舞裝置時垂向振幅和橫向振幅分別降低22.11% 和22.90%，較安裝4 mm 絕緣保護套厚度時分別增加3.16%和4.15%，說明在減小絕緣保護套厚度后防舞效果有所增加，但對防舞效果的影響較擾流段高度較低.

圖18 不同絕緣保護套厚度正饋線振幅比較Fig.18 Comparison of positive feeder amplitude of different insulation layer thickness

經(jīng)過對比，擾流段高度是影響防舞效果的主要因素.考慮經(jīng)濟性和防舞有效性，在滿足材料機械強度及絕緣裕度（硅橡膠電氣強度15～20 kV/mm）等前提下推薦選擇擾流段高度為75%護套外徑，絕緣保護套厚度為3 mm 的新型絕緣防舞裝置，其防舞效果更顯著.

5 新型絕緣防舞裝置電場特性分析

蘭新高鐵接觸網(wǎng)正饋線和保護線都處于同一側(cè)，且懸掛點水平距離僅為1.5 m，垂直距離僅為1.6 m.由于兩導(dǎo)線距離較近以及舞動過程中周期和相位不同，極易發(fā)生因線間最小空氣間隙不再滿足安全距離要求，從而導(dǎo)致的線間放電跳閘事故.圖19 為接觸網(wǎng)附加導(dǎo)線舞動線間距離示意圖，由于附加導(dǎo)線主要發(fā)生單半波舞動，僅取檔距中點處舞動位移進行分析即可，線間安全距離判據(jù)式為：

圖19 接觸網(wǎng)附加導(dǎo)線舞動線間距離示意圖Fig.19 Schematic diagram of distance between the galloping additional conductors of OCS

式中：Dab為正饋線和保護線在自重狀態(tài)下的最小距離；Dm為線間安全距離，根據(jù)《高速鐵路設(shè)計規(guī)范》（TB 10621—2014）［23］，安全距離取300 mm.

因接觸網(wǎng)工作在工頻交流電壓下，導(dǎo)線間電場在任一瞬間可近似為靜電場.利用有限元軟件COMSOL Multiphysics建立包含正饋線與保護線的幾何模型.導(dǎo)線模型均為鋼芯鋁絞線真實外輪廓，兩線間距設(shè)置300 mm，以模擬導(dǎo)線舞動狀態(tài)的不利工況.空氣域尺寸設(shè)置5 倍于兩線間距，以降低空氣域尺寸對電場結(jié)果的影響.正饋線施加電壓為其工作電壓的瞬態(tài)峰值27.5kV，保護線設(shè)置接地.模型中各材料的相對介電常數(shù)設(shè)置如表7 所示.安裝新型絕緣防舞裝置前后正饋線電場分布如圖20所示.

表7 各材料相對介電常數(shù)Tab.7 Relative dielectric constant of each material

圖20 安裝絕緣防舞裝置前后正饋線電場云圖Fig.20 Electric field cloud diagram of positive feeder before and after installation of insulation and anti-galloping device

由圖20 可知，未安裝絕緣防舞裝置時，正饋線表面電場強度最大值出現(xiàn)在正饋線絞凸外緣位置，安裝新型絕緣防舞裝置后正饋線表面電場強度明顯下降，電場強度分布更均勻.對比發(fā)現(xiàn)安裝絕緣防舞裝置前后正饋線表面電場強度平均值由142 668 V/m下降到57 051 V/m，降低60.01%；正饋線表面電場強度最大值由363 241 V/m 下降到170 868 V/m，降低52.96%.

提取距正饋線表面4 mm圓周的電場分布，安裝新型絕緣防舞裝置后周圍電場強度平均值由329 635 V/m下降到208 639 V/m，降低36.71%；電場強度最大值由358 840 V/m 下降到240 505 V/m，降低32.98%.安裝絕緣保護套后，正饋線表面及周圍最大電場強度大幅降低從而一定程度上抑制了電暈的產(chǎn)生.絕緣保護套可以起到屏障作用，阻礙流注的發(fā)展，提高擊穿電壓，改善正饋線的絕緣性能.

6 結(jié)論

1）安裝新型絕緣防舞裝置前正饋線尾流氣動系數(shù)變化劇烈，在剪切層后方持續(xù)產(chǎn)生交替脫落的渦旋，升力系數(shù)增大導(dǎo)致正饋線在一定程度上劇烈舞動.安裝后剪切層后方尾流保持穩(wěn)定，導(dǎo)線升力系數(shù)均方根值減小，阻力系數(shù)平均值增大，使得舞動幅值降低，正饋線舞動被抑制.

2）在15 m/s 風速下安裝一段新型絕緣防舞裝置，垂向和橫向振幅分別減小18.95%和18.75%，安裝四段防舞裝置，垂向和橫向振幅分別減小48.42%和54.68%，且安裝覆蓋率越高，防舞效果越好.

3）不同擾流段高度和絕緣保護套厚度的新型絕緣防舞裝置都具有一定的防舞效果，其中擾流段高度是影響防舞效果的主要因素.在滿足材料機械強度及絕緣裕度的前提下，推薦選擇擾流段高度為75%絕緣保護套外徑，護套厚度為3 mm 的新型絕緣防舞裝置，其防舞效果更顯著.

4）安裝新型絕緣防舞裝置后，正饋線表面和距正饋線4 mm 圓周處電場強度均值分別降低60.01%和36.71%，最大值分別降低52.96%和32.98%.電場強度的大幅降低，在一定程度上抑制了電暈產(chǎn)生，絕緣護套可以阻礙流注發(fā)展，提高擊穿電壓，改善正饋線的絕緣性能.