风攻角对接触线模型气动力特性的影响

风攻角对接触线模型气动力特性的影响

自20世纪30年代以来，研究了接触网的舞蹈问题。经过多年的发展，外国科学家提出了各种理论模型来研究舞蹈问题。近年来我国铁路事业快速发展,对接触网的研究也越来越多,但大多数研究集中于接触网结构的动力稳定性、抗风性能改进和覆冰融冰试验等,但都未涉及其气动力特性和舞动机理方面。接触网中的接触线是直接为机车提供动力电源的装置,在机车高速运行时接触线发生大幅度舞动将导致设备短路、线缆拉断等,严重影响列车的运行安全。由于接触线截面形状的特殊性,使其舞动与输电线的舞动具有不同的特点,考虑舞动理论的一致性,因此将邓哈托垂直振动理论应用于接触线气动力特性的研究是可行的。2003年,M.T.Stickland和T.J.Scanlon进行了一系列试验,对接触线的气动力特性进行分析,并用邓哈托垂直振动理论判断其气动稳定性,为此类问题的研究提供了很好的借鉴,但是这些研究在风场模拟等方面存在一些不足,如雷诺数的取值与实际风场差别较大等,不能正确反映接触线的气动力特性。本文以我国高速铁路的接触线为原型,采用2∶1比例模型进行风洞试验,研究其在不同紊流场中不同风速下的气动力特性,并对模型进行舞动稳定性分析。1接触模型的风洞测试1.1刚性节段模型虽然接触线的覆冰情况对其舞动有着重要影响,但是由于接触线覆冰的厚度、形状等没有详细的灾害资料,因此本试验主要研究无覆冰接触线的舞动。试验以我国高速铁路采用的AC-150型接触线(截面积为150mm2)为原型。该接触线遵照欧洲BSEN50149标准制造,由铜银合金材料制成,截面基本形状为圆形,在上半圆周的两侧有对称的截面凹槽(如图1所示)。试验时按照2∶1的比例,制作长0.5m的AC-150型接触线刚性节段模型,如图2所示。模型用实心铝棒制作,使其具有足够的刚度,底部用螺栓固定在法兰板上与高频测力天平相连。1.2试验结果和模拟风洞试验的基本原则是需要满足特定的相似比例关系。结合本次试验目的以及接触线在风场中的受力特点,采用雷诺数相似准则。根据流体力学理论,定义风场中的雷诺数为Re=ρvD/μ(1)式中:ρ为空气密度;μ为空气的动力黏度系数;v为现场风速;D表示流场中物体即接触线的参考宽度。常温常压下,ρ=1.225kg·m-3,μ=17.9×10-6Pa·s。现有的灾害资料统计表明,接触线发生舞动时现场风速v约为8～15m·s-1。当D取接触线截面外径14.8mm时,接触线的雷诺数范围约为8000～15000。根据雷诺数相似准则和接触线模型比例,试验时取5,8和10m·s-1的风速,分别相当于10,16和20m·s-1的现场风速,基本覆盖了接触线发生舞动的现场风速范围。风洞试验时采取被动控制方法模拟0%,10%和14%等3种不同紊流场。0%紊流场即均匀紊流场为不布置格栅的空风洞,10%和14%紊流场为布置不同间距格栅的紊流场。14%紊流场格栅布置如图3所示。1.3试验数据分析风洞试验在同济大学土木工程防灾国家重点实验室TJ2号风洞进行,采用六分量高频测力天平测量接触线模型的气动力,该模型可以通过与底部转盘的同步转动变换迎风角度。试验采样频率为1000Hz,采样时间为2min,采样数量为12×104点。建立接触线模型体轴坐标系如图4所示,图中:x轴和y轴处于接触线模型的水平横截面上;z轴按照右手法则确定;α为风攻角,即风向与x轴负半轴的夹角,以顺时针方向为正。试验中风攻角α的变化范围为-60°～60°,增量为5°。试验直接测得的数据为接触线模型的气动力时程数据,包括x轴方向受到的阻力Fx(t)和y轴方向受到的升力Fy(t)以及垂直方向的扭矩Mz(t)。将气动力的采样数据在时程内取平均值,得到接触线模型在测试时间内受到的平均气动力Fx,Fy,Mz。根据空气动力学理论,接触线模型的体轴气动力系数为⎧⎩⎨⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪⎪CFx=2Fxρv21D1HCFy=2Fyρv21D1HCMz=2Mzρv21D21H(2){CFx=2Fxρv12D1ΗCFy=2Fyρv12D1ΗCΜz=2Μzρv12D12Η(2)式中:CFx,CFy和CMz分别为接触线模型的x向气动力系数、y向气动力系数和z向扭矩系数;v1,D1和H分别为试验风速、接触线模型的参考宽度和参考高度。试验时,v1分别取5,8和10m·s-1;D1为接触线模型的截面外径29.6mm;H为0.5m。根据坐标轴间的关系,将体轴气动力系数CFx,CFy和CMz转换为风轴气动力系数⎧⎩⎨⎪⎪⎪⎪CD=CFysinα+CFxcosαCL=CFycosα−CFxsinαCM=CMz(3){CD=CFysinα+CFxcosαCL=CFycosα-CFxsinαCΜ=CΜz(3)式中:CD,CL和CM分别为接触线模型的阻力系数、升力系数和扭矩系数。2接触工程中的气动力特征分析2.10接触线模型的升力分析接触线模型在0%紊流场中的阻力系数、升力系数和扭矩系数如图5所示,其最大值及最小值见表1。由图5(a)和图5(b)看出,阻力系数和升力系数随着风速的不断增大而增大,表明接触线模型受到的阻力和升力同时增加;与阻力系数和升力系数相比,在3种风速下扭矩系数值均较小,约在10-4～10-2之间,说明接触线模型受到的扭转作用并不明显。在3种风速下,随着风攻角的不断变化,阻力系数均呈缓慢增加趋势,但存在若干下降区域,最大值分别为0.903,1.951和2.931。接触线模型在10m·s-1风速下,阻力系数曲线在-55°≤α≤-45°和45°≤α≤55°时出现拐点,说明截面凹槽对接触线的阻力产生影响。升力系数曲线的负斜率区集中出现在-45°和5°风攻角附近。从趋势上看,风攻角在-45°～5°之间时升力逐渐下降,之后缓慢上升,在45°风攻角之后突然增大。3条升力系数曲线在-45°风攻角附近均出现1个较明显的波峰,在10m·s-1风速下尤其明显。升力系数在-50°风攻角时产生最大值1.765,说明在此风攻角区域附近接触线模型受到的升力最大。由于扭矩系数的数值较小,其对接触线受力的影响有限。从图5(c)的变化趋势上看,5m·s-1风速下扭矩呈上升趋势,而当风速升高至8和10m·s-1时扭矩反而呈下降趋势。2.21-40和5风攻角接触线模型在10%紊流场中的阻力系数、升力系数和扭矩系数如图6所示,其最大值及最小值见表2。由图6看出,在10%紊流场中接触线模型的阻力系数和升力系数仍随风速的增大而增大,扭矩系数与0%紊流场相比略有增大,但与前二者相比仍处于较低水平,最大值仅为0.02左右。阻力系数曲线与0%紊流场相比波动性增大,在-40°风攻角左右出现波谷,在45°风攻角附近出现波峰,在风速较高时此趋势较明显。与图5(a)相比,阻力系数增大约20%左右,说明接触线模型在10%紊流场中受到的阻力大于0%紊流场中受到的阻力。升力系数曲线在-45°风攻角附近出现明显波峰,3条曲线均在-45°风攻角时取最大值,说明在此风攻角处接触线受到的升力最大。负斜率区同样集中在-45°和5°风攻角附近。在20～50°风攻角之间出现1个较小的波谷。与图5(b)相比,升力系数总体上有一定降低,且曲线波峰波谷较为明显,说明接触模型在紊流场中升力的变化比较显著。扭矩系数随风速增大略有增大,但不明显。不同风速下,扭矩系数曲线变化趋势相近,这说明在紊流场中接触线模型受到的扭转作用随风速变化的趋势并不显著,而与风场的紊流情况关系密切。与图5(c)相比,曲线的波动性明显增大。综合分析并与0%紊流场结果进行对比可知,在10%紊流场中接触线模型受到的阻力明显增大;升力虽然减小,但其数值的变化比较显著,升力曲线具有2个较明显的下降段。2.31紊流场接触线模型在14%紊流场中的阻力系数、升力系数和扭矩系数如图7所示,其最大值及最小值见表3。由图7(a)看出,阻力系数仍随风速增大而增大,但最大值和最小值与0%紊流场相比降低约10%左右,但与10%紊流场相比降低30%左右。曲线的变化趋势与0%和10%紊流场中相似,仍在-40°风攻角附近出现波谷,在45°风攻角附近出现波峰,且风速越高越明显。由图7(b)看出,升力系数的变化趋势与10%紊流场中相似,曲线的下降段仍然集中在-45°和5°风攻角附近,在-45°风攻角附近出现波峰,但所不同的是在20～50°风攻角之间出现范围较大的波谷,表明在此区域内随着紊流度的增大接触线模型的升力也增大。由表3可知,升力系数的最大值与0%紊流场相比下降约50%。由图7(c)看出,扭矩系数曲线波动明显,但数值较小,其他特征与10%紊流场中基本一致。2.4紊流场(1)接触线模型的截面凹槽会显著影响其气动力特性,由气动力系数曲线可以看出气动力系数在-45°和45°风攻角附近出现波峰或波谷。因为在这2个风攻角附近风向与截面凹槽的2条斜边接近垂直,使接触线模型受到的风阻碍作用最大,所以实测得到的阻力系数最大。(2)随着接触线模型所处紊流场的不同,模型的气动力特征明显变化。在0%和14%紊流场中模型的阻力系数相近,均小于10%紊流场,但升力系数随着紊流度的升高不断降低,14%紊流场中升力系数最低。这表明随着紊流度的增加,模型受到的升力降低,同时升力系数的变化与紊流度呈现非线性关系。(3)与升力和阻力系数相比,接触线模型的扭矩系数一直很小,说明其在风荷载下受到的扭转作用较小。3气动阻尼对弛振的影响风洞试验表明,接触线模型在不同紊流场中不同风速下的扭矩系数都很小,而升力系数的变化较大,负斜率区域明显,因此可以用邓哈托垂直振动理论判别其舞动稳定性。根据邓哈托垂直振动理论,发生弛振时结构的总阻尼η为η=2ρlζω+12ρvD(dCLdα+CD)(4)η=2ρlζω+12ρvD(dCLdα+CD)(4)式中:ρl为物体的线密度;ζ为机械阻尼;ω为自振圆频率。式(4)等号后右数第1项和第2项分别称为结构的气动阻尼和机械阻尼。当η>0时,结构是稳定的,外界荷载输入的能量会不断耗散;当η=0时,结构处于气动失稳的临界状态;当η<0时,结构发生气动失稳,在这种情况下外界荷载输入结构的能量不会耗散,结构在初始扰动的作用下会发生长时间的自激振动。由于结构的机械阻尼恒大于0,所以要使结构的总阻尼η小于0,必须使气动阻尼小于0。因此,气动阻尼小于0是结构发生舞动的必要条件。由此可以得出结构发生弛振的判别方法,其具体可用下式表示:δD=CD+dCLdα<0(5)δD=CD+dCLdα<0(5)式中:δD为横风向邓哈托系数。由风洞试验得到不同紊流场中不同风速下接触线模型的横风向邓哈托系数曲线,如图8所示。由图8看出,δD<0的区域出现在0%紊流场5m·s-1风速,10%紊流场10m·s-1风速和14%紊流场5m·s-1风速下。总体来看,横风向邓哈托系数随着风速的升高而升高,但在-35°和35°风攻角处取最小值,曲线呈现2个明显的波谷,说明此风攻角区域为接触线模型舞动的危险区域。实际情况下,触发接触线舞动的风速为五到六级,即8～15m·s-1左右,风速超过20m·s-1时一般不容易发生舞动。试验得到的横风向邓哈托系数曲线随着风速的升高而增大,5m·s-1时横风向邓哈托系数最小,即在实际风场中10m·s-1时最容易发生舞动,与实际情况相符。4接触线相对主要参数的确定由以上分析可知,当总阻尼η=0时是接触线发生舞动的临界状态。则由式(4)得出接触线舞动的临界风速vc为vc=−2ρlζω12ρD(dCLdα+CD)(6)vc=-2ρlζω12ρD(dCLdα+CD)(6)其中,接触线的自振圆频率ω为ω=πlTm−−√(7)ω=πlΤm(7)式中:l和m分别为单跨接触线的长度和质量;T为接触线的预张力。由式(6)和式(7)可以看出,接触线舞动的临界风速vc与自振圆频率ω和机械阻尼ζ成正比,提高这2项参数可以提高接触线舞动的临界风速。武广客运专线和京沪高速铁路接触线的预张力T分别为22和37kN,单跨接触线长度l为60m,质量m为80kg,则自振圆频率ω分别为0.868和1.126rad·s-1。由于舞动最可能发生在横风向邓哈托系数值δD接近0时,因此取横风向邓哈托系数δD为-4～-1。根据我国高速铁路接触网的设计资料,D=14.8mm,ρ=1.225kg·m-3,ρl=1.335kg·m-1。根据M.T.Stickland的研究,接触线的机械阻尼ζ约为0.05。由式(6)可得2种不同预张力下接触线舞动的临界风速,见表4。5特定流场间的气动稳定性(1)接触线模型的截面凹槽会影响其气动力特性,降低其气动稳定性;在-45°和45°风攻角附近,由于风向与接