目前，我国在役高铁隧道衬砌的开裂损伤和掉块现象日益凸显，这给高铁安全运营造成了较大隐患^[1]。在探究高铁隧道衬砌开裂损伤时，以往学者大都关注于非荷载损伤的成因与防治，而对于外荷载带来的衬砌混凝土损伤研究较少^{[2 − 3]}。气动荷载作为隧道及其附属结构典型外荷载，具有瞬时高值、循环冲击等特点，作用于接触网等附属设施，易诱发其锚固端结构松动、混凝土裂缝萌生及损伤掉块等安全性问题^[4]。

高速列车经过隧道时会产生复杂的空气动力学效应，主要包括列车风、活塞压力和微气压波等^[5]，并主要受阻塞比^[6]、隧道长度^[7]、列车速度^[8]等因素影响。其中，活塞压力和列车风为隧道衬砌和附属结构的主要气动荷载形式。施成华等^[9]和曹宏凯等^[10]以活塞压力极值为静荷载，研究了轨旁盖板提升量和配电箱-锚栓结构的内力分布。吴磊^[11]发现在地铁活塞压力极值作用下，广告牌等附属结构有较大的强度富余量。LIU等^[12]发现隧道内气动压力极值所引起的衬砌的最大径向力仅为围岩压力的8%。然而，上述研究仅考虑了压力极值下隧道附属结构的静载响应，未体现隧道空气动力学现象的动力和疲劳效应。

LI等^[13]运用计算流体动力学方法(CFD)模拟得到了列车过隧时接触网、受电弓的气动阻力时程，发现受电弓平均阻力相比明线形式增大了21.18%。杨伟超等^[14]通过数值模拟研究了隧道接触网在列车过隧过程中的振动响应，发现当车头经过时，接触网纵向加速度和衬砌混凝土应力同时达到峰值。施成华等^[15]运用简化分析模型和平衡力矩关系，对接触网结构进行了风压极值作用下的静力计算，发现锚固端C30混凝土最大附加拉应力与其抗拉强度的比值达到0.672，存在疲劳破坏的风险。目前，对隧道接触网锚固系统的力学分析主要从整体上考察结构风致振动响应与静风荷载安全性^[16]。然而，锚固端系统主要由衬砌混凝土和锚杆构件组成，其损伤多源于杆件与混凝土的局部粘连失效或混凝土微裂缝开展^[17]，既有的整体分析无法考虑上述效应，同时也忽略了风荷载的动力放大作用。

本文以高速铁路隧道内的接触网锚固端混凝土结构为研究对象，利用CFD和非线性有限元分析(NFEA)方法，建立列车-隧道-接触网流场计算模型，探究隧道内活塞压力、风速时空分布特点，开展风速与风荷载的相关性分析，以确定最不利接触网位置及其所受列车风荷载时程。其次，研究最不利风荷载时程下接触网结构动力响应，计算动力放大系数；最后，考虑动力放大效应对锚固混凝土结构进行了非线性计算，获得损伤因子分布，科学评估结构关键部位的疲劳破坏风险。研究结果为隧道接触网结构的设计、衬砌混凝土损伤分析及其维护加固提供参考。

1   研究方法

旨在量化评估列车风荷载作用下隧道接触网结构动力放大效应及其锚固结构应力分布、损伤开裂情况，本研究基于现场实测数据、理论结果与模拟的对比验证，利用ANSYS和ABAQUS商业软件，依次建立了具有工程典型参数的隧道-接触网流场计算模型、结构动力分析和结构非线性有限元分析模型，完成了研究对象从流场到结构有限元计算的全流程联合仿真。

1.1   列车高速过隧流场计算

本文首先使用FLUENT建立了列车-隧道-接触网三维计算模型，模拟列车过隧全过程。为确定接触网在隧道纵向上的受风荷载最不利位置，本文首先建立了隧道典型位置处的接触网模型，提取了分别布置在隧道入口、中部、出口附近的接触网荷载时程、测点风速、压力分布；发现接触网风荷载与腕臂附近测点的风速时程上具有较强的相关性，与柳墩利等^[18]学者的研究结论类似。

随后，本文依据列车过隧时风速时空分布规律，提取接触网最不利风速分布，同时考虑到隧道接触网的悬挂规范^[19]，确定了接触网在隧道纵向上的最不利位置，从而获得该处最不利风荷载时程。与在隧道纵向上等间距建立接触网模型对比，由于隧道接触网的阻塞率(1.54%)较小，本文能以最危险情况计算接触网最不利荷载时程，忽略接触网对隧道流场的干扰，减小计算开销。

隧道典型工况的模拟采用8节编组CRH2C动车组(长201.4 m)以350 km/h的速度经过800 m长单线隧道，开展流场计算得到该处接触网所受最不利列车风荷载以用于后续结构计算。典型工况计算具体参数如表1。流场计算中车型、车长、隧道断面、接触网型式等模型参数均参考相应标准规程取用典型值，其他参数如隧道长度、网格更新方法、湍流模型等根据相关学者研究^{[20 − 21]}选取。隧道横截面及接触网模型示意如图1所示，按1∶1进行建模，风压、风速测点布置在接触网平、斜腕臂周围。

图2所示为典型工况下的整个流场计算域，包括大气计算外域、列车滑移区域及隧道计算域，计算坐标系以隧道入口底面中心为原点，隧道纵向为X方向、横向为Y方向、竖向为Z方向。边界条件的设置中，除计算外域包含压力出(入)口、压力远场条件外，其余边界为无滑移壁面(wall)边界。

列车初始位置被放置在距隧道入口50 m处，在此以350 km/h速度启动匀速通过隧道。此外，长500 m、宽120 m、高60 m的计算外域能保证隧道入口的流动不受外部环境的影响，列车进入隧道前，隧道内流场压力、风速的波动可忽略不计。

表  1  典型工况计算参数

Table  1.  Calculation parameters of typical working conditions

参数/单位	数值
CRH2C列车长×宽×高/m	201.4×3.38×3.5
列车行驶速度/(km/h)	350
列车底部间隙/m	0.2
隧道净空面积	73.655
列车隧道横截面阻塞比	0.152
隧道长度/m	800
接触网吊柱长×宽×高/m	0.16×0.12×2.5
接触网平面距隧道入口距离/m	775
网格更新方法	滑移网格
湍流模型	三维可压缩SST k-ω模型
监测截面距隧道入口距离/m	25, 100, 200,……700, 775

下载: 导出CSV 

| 显示表格

图  1  隧道断面及接触网尺寸　/mm

Figure  1.  Tunnel section and overhead contact system size

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图  2  流场计算区域　/m

Figure  2.  Fluid calculation area

下载: 全尺寸图片 幻灯片

为分析接触网荷载效应，从结果中提取了接触网气动力、吊柱根部的等效弯矩；此外，沿隧道纵向布置测点，以探究列车风风速峰值纵向分布情况；同时，提取接触网测点与阻力时程同步的风速、动压时程，开展相关性分析。本研究基于式(1)近似给出了接触网所受气动阻力(${F_{\mathrm{D}}}$)与风速等物理量的关系，初步确定风速与气动荷载的相关性。

式中：${C_x}$为接触网阻力系数，参考文献[22]取值1.2；$\rho$为空气密度；$v$为来流速度；$A$为接触网迎风面积；${F_{\mathrm{p}}}$为接触网所受动压。

1.2   接触网腕臂结构动力计算

1.2.1   计算模型

接触网腕臂结构在列车风下的动力响应数值计算在ANSYS结构分析平台进行，通过对腕臂有限元模型施加流场计算结果中接触网所受最不利列车风荷载时程，开展动力分析计算动力放大系数及接触网的动力特性。参考现有的研究结论^[23]，以及我国高速铁路运用较多的接触网型式，本文建立的非组合式零件反定位铝合金腕臂结构计算模型如图3(a)所示，忽略了套筒、垫片等零部件细节对整体分析的影响。整体接触网模型中吊柱相对隧底标高5.6 m，接触线距轨面高度6.0 m。接触网腕臂采用外径70 mm，壁厚为6 mm的铝合金管，6082-T6材质；吊柱材料属性为Q345A钢材；棒式绝缘子材料属性为陶瓷。模型各构件尺寸型号以及弹性模量、密度、泊松比力学参数，与李科^[23]研究参数保持一致，同时满足电气化铁路接触网零部件规范^[24]中的规定。

考虑到实际工程中腕臂尺寸灵活可调，整体模型动力响应不一。为此，对比典型工况的腕臂模型，本文建立了定位管支撑角度α 和与斜腕臂连接距离 Δ 的两类参数分析模型(如图3)，以分析接触网腕臂尺寸参数变化对动力放大系数的影响规律。其中：角度α变量中，模型A为60°、模型B为65°、模型C为70°、模型D为75°；距离变量Δ中，模型1为0 mm、模型2为200 mm、模型3为400 mm、模型4为600 mm。

1.2.2   计算方法与边界条件

本文结构动力计算采用模态叠加法，模态阶数取120阶；通过分别试算40阶、60阶、80阶、100阶、120阶模态叠加的结构响应，对比静力计算结果发现，结构放大效应系数从100阶~120阶的变化约为0.011，小于3%。且从导出的模态质量参与量计算统计，所有振型的累积有效质量需要占总质量的比例为80%，故叠加的模态阶数可以满足计算精度。

时间积分中步长取实际流场计算中的时间步长0.004 s。吊柱根部采用固定支撑边界条件，其余为自由端，各构件绑定接触。列车风以分布荷载形式作用在模型各构件的迎风面上，合力时程取自流场计算的接触网列车风荷载时程；考虑到结构动力计算模型相比流场计算模型设置了更多的细部构件，输入的列车风荷载时程乘以了面积修正系数1.241。

1.3   锚固端结构非线性有限元损伤分析

本文采用ABAQUS/Standard模块，建立了包括连接板、螺栓和衬砌混凝土的锚固端结构模型，开展结构非线性分析。模型几何尺寸如图3(b)所示，根据向荣^[25]总结的工程经验，衬砌混凝土标号在C30以上，拱墙厚度大于300 mm，可满足接触网基础的需要。故考虑不利情况选用混凝土衬砌厚度300 mm，标号C30建立模型。

除此之外，整体混凝土模型长、宽尺寸相比连接板下各加长了220 mm，满足规范^[26]中锚栓边距大于6倍公称直径的要求。本文根据该规范选用锚栓，同时参考在铁路成熟应用的相关品牌的力矩控制式胶粘螺栓设计参数，锚固螺栓确定为5.8级Q235镀锌M20化学胶粘型螺栓，锚固深度170 mm，扭紧力矩120 N·m。连接板面设置吊柱压印面，用于施加载荷。图3(b)中三维坐标系的定义以连接板中心为原点，以列车运行方向为+X，腕臂伸出方向为+Y，依据所处位置将螺栓编号为NP、FP、NR、FR。即NP(Near Positive Side)为迎风侧、腕臂伸出方向螺栓；FP(Far Positive Side)为背风侧、腕臂伸出方向螺栓；NR(Near Reverse Side)为迎风侧、腕臂背部螺栓；FR(Far Reverse Side)为背风侧、腕臂背部螺栓。对于材料本构关系，螺栓、连接板定义为弹塑性材料，属性设置Q235钢，弹性模量为210 GPa。

图  3  接触网腕臂及锚固段模型参数　/mm

Figure  3.  The overhead contact system and anchoring section model parameters

下载: 全尺寸图片 幻灯片

对于混凝土材料，采用塑性损伤模型(CDP)考虑其受力后的不可恢复塑性变形和刚度退化非线性行为，以模拟锚固系统在外荷载下的混凝土开裂、内力重分布、损伤累积现象。其中，C30混凝土的真实应力、损伤变量及相应塑性应变由规范^[27]计算得出，其他力学参数参考文献[28]进行取值，并通过ABAQUS中模拟混凝土材料试验，对CDP参数进行标定后用于该模型的非线性分析。

对于模型边界与接触条件，从实际工程中总结的经验来看^[25]，力矩控制式胶结(化学)螺栓采用化学膨胀药剂锚入混凝土，螺栓提供足够的预紧力使接触网吊柱底板压紧混凝土而不发生锚固失效。故螺栓与吊柱底板、吊柱底板与混凝土两接触对属性简化设置为法向“硬接触”，不允许穿透，允许接触后分离；切向上两接触对“摩擦接触”。

参考相应规范^[29]，吊柱底板和混凝土面的摩擦系数定义为0.7；螺栓螺帽与吊柱底板摩擦条件定义为“粗糙”，以此来传递风荷载带来的切向力。除此之外，考虑到现役螺栓控制避免整体拔出破坏，将螺栓和混凝土接触属性简化定义为绑定接触(Bonded)，即在两个面间设置各方向位移协调方程，连接后不再分开。

模型边界与接触条件设置如图4所示。实际工程中螺栓采用化学膨胀药剂锚入混凝土，螺栓提供足够预紧力和混凝土间不发生锚固失效，故将螺栓和混凝土接触条件设置为绑定接触(Bonded)，连接板与混凝土两者只发生静摩擦，设置硬接触(Hard)，摩擦系数为0.7。模型混凝土四周施加固定边界条件，载荷条件中共设置3步载荷分析步，分别为螺栓载荷(预紧力)、接触网正常负载和自重载荷、列车风载荷；

各分析步的载荷加载基于上一分析步结果，叠加完成全荷载加载。其中，螺栓预紧力在软件内通过内部面(interior face)形式施加，即选择位于连接板孔中的螺栓截面，施加对向拉力；螺栓预紧力大小由式(2)计算得出。

式中：$T$为扭紧力矩；$K$为扭紧力矩无量纲系数，参考机械设计手册取0.22；$D$为螺栓公称直径，20 mm。接触网结构正常负载参考文献[30]取值，自重载荷为结构计算模型导出。列车风载荷来自结构动力计算，由接触网迎风面传递最不利反力、反弯矩，等效作用于吊柱根部压印面。

图  4  模型边界与接触条件示意

Figure  4.  Boundary and contact conditions in the model

下载: 全尺寸图片 幻灯片

2   结果及分析

2.1   接触网列车风荷载

2.1.1   方法验证结果

为了验证流场计算模型对压力、风速的预测准确性，本文开展了基于现场实测结果的模拟方法性验证以及模型网格无关性验证。风速实测结果参考LI等^[31]在京沪高铁上开展的现场试验，计算工况与文献中保持一致；压力实测结果采用团队于2021年10月在张家界新华山隧道开展的实车试验，计算工况为8编组列车以300 km/h速度通过长5931 m的双线隧道，壁面测点距入口650 m，离地2 m。各验证工况中软件计算方法等参数与典型工况保持一致。风速、压力的验证结果如图5所示，可以看出，模拟所得隧道纵向风速、压力时程能与实测数据趋势基本吻合。车身经过测点时，风速峰值最大偏差为0.94 m/s，压力峰值最大偏差为270.8 Pa，各自的相对误差能控制在5.0%以内。其余时刻产生的误差主要是由于模拟中将隧道出入口形状、道砟、竖井等隧道结构进行了理想简化。

网格无关性验证采用约800万、1500万、2800万三种网格尺寸对典型工况重复计算，结果中同一测点风速最大偏差为1.5 m/s，压力最大偏差为90 Pa；故典型工况设置的计算参数能较为准确地预测列车过隧的压力与风速变化。

图  5  风速、压力结果验证

Figure  5.  Verification of wind speed and pressure results

下载: 全尺寸图片 幻灯片

2.1.2   最不利列车风荷载时程

模拟高速列车过隧过程中，本文在Fluent软件中监测了接触网壁面所受风荷载的三分量力，各分量力方向定义与图2所示的计算坐标系一致。其中以X方向(隧道纵向)为接触网阻力方向；Y为升力方向；Z为竖直力方向。

从整个计算结果来看，以X方向风速(u)和接触网阻力(${F_{\mathrm{D}}}$)变化最为显著。为分析活塞压力、风速各自影响阻力变化的流动特性，以距隧道入口775 m处设置的接触网为例，本文提取了横截面内同一测点的压力、X方向风速以及阻力时程，分别与马赫波的传播叠加进行对比，如图6所示。

图  6  压力、风速、阻力时程与马赫波传播关系

Figure  6.  Relationship between pressure, wind speed, drag force time history and mach wave propagation

下载: 全尺寸图片 幻灯片

测点设置在图1所示的线路中线上，距隧底高度为6.45 m，受隧道和接触网壁面边界层的流动影响较小，监测的物理量能较好地代表接触网附近的流动特性。此外，隧道内马赫波的传播对压力和风速的影响效果不同，而对风速和阻力的影响效果一致，两者拥有相似的变化趋势。隧道纵向其他位置结果相同，列车车尾经过接触网时出现风速负峰值(u_min)，相应阻力大小达到峰值；相比列车未到达接触网时，风速正峰值(u_max)对应的阻力较小。可以认为列车车身经过时(列车风)风速引起的阻力变化更显著，占主导作用。

为了具体探究风速与接触网所受阻力相关关系，提取了列车车身通过接触网过程中风速u和阻力时程(风速最不利段)数据，进行相关性拟合分析，结果如图7所示。从图7中得知，当列车经过接触网时，风速与接触网阻力在数值上具有强二次方关系，相关系数大于0.99，接触网测点风速u达到峰值时，其阻力表现为最不利。故依据式(1)可近似计算出整体接触网的阻力系数为1.095。

图  7  风速、阻力拟合结果

Figure  7.  The fitting results of wind speed and drag force data

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图8给出了接触网测点中u风速峰值沿隧道纵向的分布情况，可以看出，风速峰值在隧道中部附近较小，而在出入口附近较大。

图  8  风速峰值沿隧道纵向分布

Figure  8.  Longitudinal distribution in tunnel of wind speed peak

下载: 全尺寸图片 幻灯片

具体地，隧道入口附近正峰值u_max最大值为12.93 m/s；而隧道出口附近，距隧道入口775 m处测点风速负峰值u_min高达27.3 m/s，接近接触网设计用风速30 m/s，故在此处设置接触网模型，计算最不利列车风荷载。

典型工况下，接触网所受各方向作用力时程如图9所示。可以看出，相比其他两方向，阻力(X方向)作用显著；列车车身经过时(t=8.36 s~10.43 s)，接触网将受到X方向的冲击阻力，与列车运行方向相反，峰值达到394.17N。因阻力在t=7.7 s~10.7 s时程段(如图9计算段)变化最为剧烈，具有较大梯度，故提取此时程段用于接触网结构动力特性分析。

图  9  接触网所受各方向作用力时程

Figure  9.  The force acting on the overhead contact system in each directions

下载: 全尺寸图片 幻灯片

2.2   接触网结构动力放大系数

接触网结构动力计算基于模态计算结果，包括基础模型在内的2类分析模型结构计算结果如表2所示，其中基础模型模态振型及频率与现有研究结果基本一致^[14]，计算模型及方法可靠。

表  2  各模型结构静、动力计算结果

Table  2.  Static and dynamic calculation results of each model structure

模型类别	迎风面积/m2	一阶模态频率/Hz	静力计算应力结果/MPa			动力计算应力结果/MPa		近似放大 效应系数
			等效应力	最大主应力		等效应力	最大主应力
基础模型A(1)	1.1416	4.195	23.073	24.963		31.311	33.926	1.358
模型B	1.1396	4.205	23.428	26.317		32.324	36.265	1.379
模型C	1.1380	4.211	23.277	26.267		32.675	37.108	1.409
模型D	1.1369	4.391	23.846	26.951		34.004	38.486	1.427
模型2	1.1368	4.292	26.207	31.345		40.726	48.841	1.556
模型3	1.1320	4.396	26.330	31.356		40.279	47.222	1.518
模型4	1.1271	4.483	26.686	31.531		40.697	47.356	1.514
模型5	1.1222	4.510	27.418	31.921		41.457	48.338	1.513

下载: 导出CSV 

| 显示表格

对比各模型静力、动力计算中结构最危险部位(均出现在定位管支撑的上部连接处)的等效应力(von Mises)、最大主应力结果，计算结构动力放大系数。可以看出，在列车风峰值静力作用下，模型5的结构内力响应最不利，对应的支撑结构参数为α=60°，Δ=800 mm。

列车风荷载附加最大等效应力为27.4 MPa，最大主应力为31.9 MPa，结合铝合金材料条件屈服强度260 MPa，风荷载静力作用下各模型结构强度利用率较低，最大为12.3%。

列车风动力作用下结构附加的最大主应力为48.3 MPa，强度利用率不超过18.6%。对比静力计算结果，计算得到基础模型A(1)的动力放大系数最小，为1.358；模型2动力放大系数最大，达到1.556。列车风对接触网结构的动力放大效应不可忽略。

此外，从基础模型出发，随定位管支撑水平角度的增大，模型A~模型D的放大系数逐渐增大至1.427；随着斜腕臂连接距离的增大，模型2~模型5的放大系数逐渐减小至1.513，模型2~模型5的动力放大系数大于模型A~模型D。

在实际工程中，对于定位管支撑连接在平腕臂的接触网形式(模型A~模型D)，安装水平角度较小的定位管支撑，在列车风动力作用下结构将获得较小的内力放大效应。

各模型模态计算结果中，模型5的一阶模态频率最大，为4.51 Hz，而接触网结构所受列车风荷载峰值段的激振频率约为0.483 Hz，远小于结构一阶模态频率，因此，接触网受到列车风荷载冲击时无共振风险。

2.3   非线性有限元损伤

基于流场计算和基础模型动力计算结果，非线性有限元分析输入的载荷条件及依据如表3所示，各分析步下的载荷加载基于上一分析步结果。表4列出了第2载荷、第3载荷分析步下锚固结构的等效应力计算结果。可以发现，在第3载荷分析步计算结果中，最大等效应力出现在迎风侧、腕臂伸出方向的螺栓NP内，为137.68 MPa；对比材料屈服强度，其利用率为58.59%，构件有一定的安全储备。

表  3  模型载荷条件设置及计算依据

Table  3.  Load condition setting and calculation basis

分析步序号	名称	数值	计算依据
Step-1	螺栓载荷(单个)	${F_Z} = 27272 \;{\mathrm{N}}$	预紧力计算公式
Step-2	正常负载、自重载荷	${F}_{Y}=712\;{\mathrm{N}}，{F}_{Z}=3396.27\;{\mathrm{N}}，{M}_{X}=3565.53\;{\mathrm{N\cdot m}}$	结构计算输入
Step-3	列车风载荷	${F}_{X}=664.28\;{\mathrm{N}}，{M}_{Y}=855.58\;{\mathrm{N\cdot m}}，{M}_{Z}=-392.33\;{\mathrm{N\cdot m}}$	结构计算传递

下载: 导出CSV 

| 显示表格

表  4  不同荷载分析步下结构等效应力计算结果

Table  4.  Structural equivalent stress under different load analysis steps

部件	Step-2加载			Step-3加载		风阻内力 贡献/(%)
	最大等效 应力/MPa	强度利 用率/(%)		最大等效 应力/MPa	强度利 用率/(%)
连接板	92.46	39.34		107.05	45.55	13.63
螺栓NP	126.37	53.77		137.68	58.59	8.21
螺栓FP	131.79	56.08		124.32	52.90	6.01
螺栓NR	100.69	42.85		103.71	44.13	2.91
螺栓FR	100.35	42.70		99.88	42.50	0.50

下载: 导出CSV 

| 显示表格

对比两种载荷分析步计算结果，可知列车风荷载对结构内力贡献在连接板中为13.63%，在螺栓中不超过8.21%。受螺栓预紧力和自重荷载叠加的主导作用，螺栓NP和FP同为最不利受拉，其应力响应相差不大；螺栓NR和FR列车风内力贡献最小，两者应力响应相差不大。

对于混凝土损伤破坏程度，因塑性损伤模型适用于模拟结构构件的受力损伤、裂缝开展、裂缝闭合及刚度恢复等行为^[32]，本研究引入该模型的损伤因子判断准则。

混凝土作为多孔隙非均质材料，拉伸损伤最不利；其发生损伤在宏观方面的表现为(微)裂缝的产生，在较低应力下即会存在微裂缝，当拉应力在60%左右抗拉强度以内时，裂缝处于稳定开展阶段；随着荷载继续增加，裂缝非稳定开展并相互贯通；应力达到极限抗拉强度后，混凝土受拉破坏，应力应变曲线进入软化段。依据文献中提出的基于损伤因子的混凝土破坏判断准则，结合材料应力应变关系得出C30混凝土的压缩、拉伸临界损伤因子分别为0.325和0.624，用以判断混凝土损伤破坏风险。本文计算结果中各螺栓孔附近混凝土剖面拉伸、压缩损伤因子分布云图分别如图10、图11所示。

结果表明：在螺栓预紧力、隧道接触网自重及列车风荷载等共同作用下，各螺栓孔附近混凝土所受最大主拉应力超过混凝土开裂应力，拉伸损伤因子在一定深度范围内超过临界值，存在局部微裂缝萌生，其中受拉损伤因子峰值0.769出现在螺栓NP孔附近。而对于受压混凝土损伤，螺栓NP、FP孔附近混凝土损伤因子略高于临界值，其峰值0.365同样出现在螺栓NP孔附近。接触网螺栓NP因处于腕臂背部，承受整体结构重力带来的等效拉伸荷载，同时接触网迎风面峰值阻力的等效弯矩作用在NP处，造成螺栓NP最不利受拉状态。此外，由于混凝土抗压不抗拉，NP相较于其他位置处混凝土受拉损伤最不利；列车风等荷载传递路径由浅如深，损伤从螺栓与混凝土的交界面逐步发展，形成图10、图11所示的椭圆状。

图  10  拉伸损伤因子分布云图

Figure  10.  Tensile damage factor distribution

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图  11  压缩损伤因子分布云图

Figure  11.  Compression damage factor distribution

下载: 全尺寸图片 幻灯片

进一步，具体探究各螺栓孔附近混凝土损伤因子超过临界值的深度范围，以及范围内的失效形态。对于受拉损伤深度，螺栓NP、FP孔混凝土损伤深度相差不大，约为77 mm，FR、NR孔混凝土损伤深度较浅，约为44 mm。对于受压损伤深度，NP孔混凝土约为10 mm，而FP孔混凝土较浅，约为5 mm。此外，螺栓水平荷载较小，考虑螺栓拉力主导作用时，根据莫尔圆理论，结合积分点最大主应力方向分布云图，损伤范围内的混凝土破坏形态类似倒锥形，锥形边约与竖直方向成45°。

由于反复荷载下微裂缝的萌生与扩展是混凝土结构的疲劳劣化、破坏的重要诱因，因此，在列车风循环荷载作用下，螺栓孔附近损伤混凝土微裂缝进一步开展，隧道接触网混凝土锚固结构存在疲劳破坏、螺栓松动被拔出的风险，并且，疲劳破坏将始于NP螺栓孔。

3   结论

本文联合CFD和NFEA方法依次对列车过隧过程中最不利处接触网所受列车风荷载、结构风荷载动力响应、锚固端混凝土受力损伤展开了完整流程的模拟计算，得出的主要结论如下。

(1) 基于CFD计算结果可知，列车通过接触网时，结构所受列车风阻力荷载与相应方向风速时程数据上具有强二次方关系，可通过风速峰值分布确定最不利接触网位置；隧道出口附近(距隧道入口775 m)存在列车风风速负峰值，高达27.3 m/s，接近接触网设计风速30 m/s。相应的，接触网列车风阻力峰值为394.17 N，阻力系数约为1.095。

(2) 基于接触网结构列车风下动力响应计算可知，列车风下接触网结构内力的动力放大效应显著。对于不同定位管倾角和斜腕臂连接位置模型，基础模型列车风动力放大系数最小，为1.358；水平倾角60°、斜腕臂连接距离200 mm的模型具有最大动力放大系数，为1.556。此外，列车风动力荷载下，金属腕臂结构材料强度利用率最大值为18.6%，偏安全。

(3) 基于接触网锚固结构非线性有限元分析结果可知，列车风荷载对结构的内力贡献较小，不超过13.63%。螺栓预紧力、接触网自重及正常负载、列车风三类荷载作用下，迎风侧、腕臂伸出方向的螺栓受拉最不利，等效应力峰值137.68 MPa，仍有一定的安全储备；然而，各螺栓孔附近锚固混凝土在一定深度存在微裂缝萌生；其中，迎风侧、腕臂伸出方向螺栓孔处于最不利受力状态，其界面混凝土在10 mm~77 mm深度发生受拉损伤，在列车风循环荷载作用下，该处混凝土具有疲劳破坏、锚固失效的风险。