代笑颜，牛华伟，杨佳，陈奋飞，陈政清

(1.湖南大学 风工程与桥梁工程湖南省重点实验室，湖南 长沙 410028；2.中铁二院工程集团有限责任公司，四川 成都 610031)

接触网是为列车供电的结构，为电气化铁路的重要组成部分，具有跨距长、柔性大的特点。随着我国西部高铁的建设，高铁线路桥隧占比越来越高，自然风经由峡谷地形上的桥梁断面及风屏障到达接触网所在位置，其风场特性会发生较大变化[1-5]，导致桥上接触网风毁。何玮等[6-10]研究了风屏障高度和透风率对列车气动特性、车桥耦合振动特性的影响；HE 等[11-12]研究了百叶窗型风屏障防风效果及其参数优化；李永乐等[13]研究了铁路风屏障气动绕流及风屏障特性；谢强等[14-16]通过刚性节段模型风洞试验研究了接触线覆冰和不覆冰状态下的气动力特性，通过气弹模型试验研究了接触网在不同紊流度和风速下的风振响应特性；吴凡平等[17]通过CFD 数值模拟研究了典型峡谷地形下接触网风振特性；刘改红[18]研究了风区挡风墙下的接触网设计风速；接触网抗风设计的参考规范[19-21]，对接触网在平坦地区的抗风设计已较为可靠，但对于架设在具有特殊风场的桥梁接触网设计风速及设计风荷载取值研究还不够充分，对不同布置形式接触网的体型系数探究尚不明晰。在此基础上，本文依托某铁路特大桥接触网项目，提出桥梁接触网设计风荷载修正方法，针对桁架梁断面及风屏障和双线单导的新型布置形式，分别制作主梁节段模型及单线单导和双线单导接触网结构节段模型，通过风洞试验探究峡谷桥梁接触网设计风荷载修正系数，研究成果为桥梁接触网的设计提供参考，为我国电气化铁路将来修订相关设计规范提供依据及技术支撑。

1 桥梁接触网设计风荷载修正方法

本文所涉及的接触网结构，为架设在桥梁上的特殊结构。考虑桥梁轴线方向垂直来流风向的状况，参考建筑结构荷载规范[20]风荷载标准值及基本风压的计算公式提出桥梁接触网设计风荷载的计算方法。假定远方来流为U，U经过地形到达桥位主梁时处变为U0，U0越过桥梁断面及风屏障到达接触网所在位置处变为风速Uij。其中U可由气象站资料确定，作用在接触网结构体系上的风速Uij，需先对远方来流风速进行地形修正ηt，修正后为桥梁主梁所在高度位置处风速U0，再经由桥梁断面及风屏障修正ηb，修正到接触网结构所在位置处风速Uij，修正后的接触网设计风速Vka的公式为：

式中：Vka为接触网设计风速；V10为桥梁所在地区的10 m 高度处设计基准风速；ηt为地形修正系数，值得注意的是，本文ηt中已包含了风速对高度的修正；ηb为考虑桥梁断面及风屏障影响的修正系数；U为峡谷谷口来流风速；U0为桥址处桥梁断面高度前来流风速；Uij为桥梁接触网结构体系不同结构处对应风速。根据修正后的接触网结构所在位置处风速Vka计算风压，再对结构进行体型系数μs和风振系数βz修正，得到接触网结构体系的设计风荷载，修正后的接触网结构设计风荷载Wks公式为：

式中：Wks为接触网设计荷载标准值；Wka为考虑地形与桥梁断面及风屏障等影响修正后的风压；βs为接触网不同部位的风振系数；μs是接触网不同部位的体型系数；U0为桥址处桥梁断面高度前来流风速；A为结构在空间平面内的投影面积；ρ为空气密度，取1.225 kg/m3；FV为体轴阻力沿横线向，与来流方向一致；FH为体轴升力沿竖向，如图4 所示；CV为体轴阻力系数；CH为体轴升力系数。

2 风洞试验

2.1 工程背景

某铁路特大桥位于四川西部，桥面高程约1 700 m，大桥主梁为钢桁梁，跨度为1 060 m，如图1(a)所示。与普通接触网单线单导的布置形式(见图1(b))不同，该铁路接触网线路拟采用双线单导的布置形式(见图1(c))，沿线增加一条承力索，以增大接触网载流，提升列车通行能力，克服川藏地区复杂地形。

图1 某峡谷特大桥及桥上接触网结构布置示意图Fig.1 A large canyon bridge and catenary structure layout diagram on the bridge

2.2 主梁节段模型及风屏障风洞试验

现行规范中接触网设计基本风速分为风偏设计风速和结构设计风速，2 类设计风速按照接触网所在地空旷地区的10 m 高度处的10 min 时距下，分别取15 a和50 a重现期内风速的平均最大值。对于桥梁接触网，来流需经过桥梁断面和桥面风屏障，其风速特性会产生明显的变化，而现行规范中桥梁断面和风屏障对接触网设计风速取值的影响并未得到充分考虑。为了研究该桁架桥主梁断面及桥面风屏障对接触网区域风速的影响，在湖南大学高速试验段进行了主梁节段模型及风屏障风洞试验测试。

根据工程初步方案，该桥主梁采用桁架方案，梁宽30 m，梁高12 m，桥面风屏障顶部距离上桥面高3 m，透风率为30%。按照1/50 缩尺比，制作长2 m，宽0.6 m 的主梁刚性节段模型，桥上风屏障缩尺后高度为0.06 m，如图2(a)所示。试验将主梁刚性阶段模型固结在立柱上，保证模型刚性；试验通过旋转模型实现0°，15°和30°风偏角的变化；试验风攻角保持为0°；试验来流为均匀流，紊流度在1%以内；试验风速在10～20 m/s 范围内变化，风速采集设备为澳大利亚TFI公司的三维眼镜蛇探针，探针固定在特制的由电机控制升降的移测架上，如图2(b)所示，风速采集仪采样频率为1 000 Hz，采样时间为60 s。

图2 主梁节段模型风洞试验Fig.2 Wind tunnel test of main girder segment model

选取桥上接触网所在区域各部件位置作为测点，采集测点风速Uij，测点布置如图3，其中Ui1～Ui4为接触网立柱不同高度处测点，Ui5为承力索高度处测点，Ui6为接触线高度处测点。在节段模型前5倍梁宽位置采集与目标测点相同高度处的风速作为桥位处来流参考风速U0。根据式(3)计算不同风速和风向角下各测点处风速与来流参考风速的比值作为接触网区域各点的风速修正系数ηb，来研究该桥桁架断面及风屏障对接触网所在区域来流风速的影响。

图3 桥梁断面及风屏障影响系数ηb节段模型测点布置图Fig.3 Measuring point layout of bridge section and wind barrier influence coefficient ηb segment model

图4 体轴力示意图Fig.4 Schematic diagram of body axial force

2.3 接触网风洞试验

因缩尺比限制，接触网结构无法在桥梁节段模型上直接测力，故根据该桥接触网初步设计方案，取线索体系跨中1.8 m 按照1∶1 比例制作刚性节段模型测力。试验接触线为CTS150 型，横截面为双燕尾槽葫芦形导线，直径为14.4 mm；承力索为JTMH120 型，是19 根1 束的绞线，直径为14 mm。针对单/双承力索接触网的实际布置形式，设置了5种工况的布置形式，研究不同布置形式的接触线、单/双承力索体型系数在不同风速和风偏角下的变化情况，接触线和承力索截面尺寸及试验工况如图5所示，工况1，工况2和工况3分别测试无干扰时接触线和单/双承力索的气动力，工况4和工况5 先后分别测试单/双承力索和接触线互为干扰时的气动力。其中工况3 和工况5 中双承力索间距取50 mm，工况4 和工况5 中承力索与接触线间距取623 mm。模型气动外形用3D打印的外衣模拟，内芯采用不锈钢管，增加模型刚度。试验风场为均匀流场，通过转盘实现0°和30°风偏角变换，风攻角保持为0°，试验风速10～30 m/s，试验雷诺数在0.98×104～2.96×104范围内，天平采用SRI 低量程高精度六分量测力天平，采样频率100 Hz，试验照片如图6 所示。采集各工况下承力索和接触线上所受阻力FV和升力FH，根据式(6)～(8)计算线索结构体型系数μs。对比不同风速条件下，双承力索、单线单导和双线单导等布置形式及风偏角对接触线和承力索体型系数影响。

图5 接触网刚性模型工况示意图Fig.5 Schematic diagram of catenary rigid model working condition

图6 接触网刚性测力试验Fig.6 Force test of catenary rigidity

3 风荷载修正系数

3.1 桥梁断面及风屏障影响的修正系数ηb

桥梁节段风速测试风洞试验结果如图7 和图8所示。由图7 可见，在1/2 栏杆高度处迎风侧ηb稳定在0.4左右，背风侧ηb稳定在0.1左右；在栏杆上缘高度处ηb随风速的增加略微减小，迎风侧ηb取值0.35～0.55之间，背风侧ηb取值在0.25～0.40之间；自接触网腕臂结构最低点开始，到接触网立柱顶端，背风侧ηb稳定在1.1，迎风侧ηb取值在1.0～1.1之间。

图7 不同风速0°风偏角下ηb随距离模型桥面高度变化图Fig.7 Diagram of height variation of model bridge deck ηb with distance at 0° wind declivity angle of different wind speeds

图8 不同风速下接触线及承力索位置处ηb随风偏角变化图Fig.8 Variation diagram of ηb at contact line position with wind deflection angle under different wind speeds

图8为不同风速不同风偏角下接触线、承力索所在高度位置处的ηb变化图，二者在迎风侧和背风侧、不同风偏角以及不同风速条件下ηb基本保持不变，接触线迎风侧ηb取值在1.08～1.11 之间，背风侧ηb取值在1.10～1.12 之间，承力索迎风侧ηb取值在1.07～1.11 之间，背风侧ηb取值在1.10～1.125之间。

综上所述，本文所针对的设立3 m高30%透风率的风屏障的桁架梁断面，其桥梁断面及风屏障修正系数ηb，接触线高度处可按1.12取值，承力索处可按1.13 取值，这与刘改红[18]的研究结果基本一致。

3.2 接触网体型系数μs

接触网体型系数风洞试验结果如图9～10 所示。图9 和图10 分别为接触线和承力索在不同风偏角下不同布置形式的体型系数μs随风速变化图。根据试验结果，随风速增大接触线和承力索各工况下μs变化不大；由图9 和图10 试验结果对比可知，30°风偏角下接触线和承力索的μs均略小于0°风偏角下的μs。

图9 各工况接触线体型系数随风速变化图Fig.9 Variation diagram of shape coefficient of contact line under various working conditions with wind speed

图10 各工况承力索体型系数随风速变化图Fig.10 Variation diagram of shape coefficient of load-bearing cable under various working conditions with wind speed

接触线结构在0°风偏角，不同布置形式下，单接触线工况的接触线μs最小，μs取值在1.25～1.30之间；单线单导工况的接触线μs最大，取值在1.3～1.4 之间；双线单导工况的接触线μs取值略小于单线单导工况，取值在1.3～1.35之间。

承力索结构在0°风偏角，不同布置形式条件下，单承力索工况的承力索μs最小，μs取值在1.39～1.45 之间；双线单导工况的双承力索μs最大，取值在1.60～1.75之间；双承力索的体型系数取值在1.56～1.75之间，单承力索的体型系数取值在1.39～1.49之间，双承力索体型系数高出单承力索12.2%～17.4%。需要指出的是，含有双承力索的工况体型系数计算时阻力系数CV的投影面积A取1 根承力索在顺风向投影面积，升力系数CH的投影面积取2根承力索在竖向的投影面积。

综上所述，不同布置形式的接触线和承力索的体型系数随风偏角增大而减小，最大值在0°风偏角处取得；不同布置形式下接触线和承力索之间气动干扰不明显；双承力索大于单承力索的体型系数，小于2 倍单根接触线的体型系数，故50 mm 间距的双承力索之间存在一定的气动干扰。接触线μs偏保守可取1.4，单承力索μs偏保守可取1.5。相较于现行接触网设计规范[19]中接触网线索结构单承力索和接触线体型系数μs取值所规定的1.2，分别增大了16.7%和25%，其主要原因是：本文体型系数同时考虑了线索结构受到的顺风向和竖向所受气动力，计算取阻力和升力的合力，而规范体型系数仅考虑了顺风向的阻力[15-16]。双承力索偏保守可取1.75，比1 倍单规范单索取值1.2增加了45.8%，是因为本文测试双承力索工况测试的是2根承力索合力，计算时的投影面积与单索相同，所以计算的体型系数较大；比2倍规范单索取值2.4，减少了27.1%，是因为本文双承力索为串列布置，其间距50 mm 与单根索直径14 mm 的比值仅为3.57，间距比较小的串列双圆柱结构，在较低的雷诺数下，会发生上游圆柱剪切层附着在下游圆柱上的现象，导致下游圆柱受到的阻力减小[22]，从而导致串列双索合力减小，体型系数减小。

3.3 接触网设计风荷载修正

若远方来流U的10 m 高度基本风速为V10，峡谷来流地形地貌取C 类，则依规范[19-21]取离地400 m 结构的风压高度系数2.76，地形修正系数取1.2，单索结构体型系数取1.2，风振系数取1.0；峡谷地形修正系数取3.31；按照本文研究结果，桥梁断面及风屏障修正系数接触线取1.12，承力索取1.13，体型系数接触线取1.4，单承力索取1.5，双承力索取1.75，风振系数取1.0，计算出在2 种方法下接触线和承力索的设计风荷载，如表1。比较结果可知，在地形和高度修正相同的条件下，峡谷区桁架梁桥面接触线和承力索设计风速较规范增大12%和13%，接触线、单承力索和双承力索设计风荷载较规范的单索设计风荷载分别增大46.3%，59.6%和86.2%。

表1 接触网设计风荷载值对比Table 1 Comparison of design wind load values of catenary

4 结论

1) 针对现有规范对于桥梁接触网设计风荷载确定缺乏依据的现状，提出桥梁接触网设计风荷载的修正计算方法。

2) 通过桁架梁节段及风屏障缩尺模型风洞试验，测试了迎风侧与背风侧的桥梁断面及风屏障修正系数ηb，结果表明0°风偏角ηb最大，背风侧ηb比迎风侧大，不同风速对接触线和承力索所在高度的ηb基本没有影响。根据试验结果，峡谷桥梁接触网的风速修正系数接触线高度处取1.12，承力索高度处取1.13。

3) 接触网线索结构刚性节段模型风洞试验结果表明，接触线和承力索之间的气动干扰较小，双承力索之间存在明显的气动干扰，接触线、单承力索和双承力索体型系数包络值分别为1.4，1.5和1.75，相较于现行接触网设计规范值1.2 分别增大了16.7%，25%和45.8%。

4) 对比按规范常规接触网计算的设计风速和风荷载的结果，本文依据试验结果修正得到的峡谷桥梁的接触线设计风速增大12%，设计风荷载增大46.3%；承力索设计风速增大13%，单承力索和双承力索设计风荷载相较于规范中的单承力索结构分别增大59.6%和86.2%。因此，桥梁线路接触网设计需要考虑风荷载的修正。