下擊暴流作用下高速列車運行安全性能評估

李 波，陳文龍，楊慶山，田玉基，李若琦

(1. 北京交通大學土木建筑工程學院，北京 100044；2. 結構風工程與城市風環境北京市重點實驗室，北京 100044；3. 中南大學土木學院，長沙 410075；4. 重慶大學土木學院，重慶 400045)

大風是影響列車運行安全的主要因素之一，國內外學者開展了大量研究。Baker 等[1]、田紅旗[2]建立了通過分析大風環境下列車空氣動力特性進行列車安全性研究的方法。Tian[3]采用數值模擬方法，研究了不同風速和不同擋風墻高度時的列車側力、升力和傾覆力矩等氣動力系數，并根據車輛的靜態力矩平衡原理，得到了不同風速和擋風墻高度時列車的傾覆系數，提出了一種實用的列車運行安全評估方法。郗艷紅等[4]采用CFD 數值模擬的方法，得到了橫風作用下CRH3 型列車的氣動力，通過脫軌系數和輪重減載率給出了橫風作用下高速列車的最大安全運行速度限值與橫風風速之間的對應關系。鈴木実和彭惠民[5]利用車輛模型走行裝置，通過風洞試驗測量了橫風作用下列車的車體表面壓力分布，研究了列車氣動力中對列車傾覆具有最大影響的側向風力特征。Kikuchi 和Suzuki[6]比較了通過風洞試驗和足尺模型試驗得到氣動力系數，評估了各氣動系數對臨界風速的影響，指出升力系數、傾覆力矩系數對車輛傾覆的影響小于側力系數。于夢閣等[7]建立了隨機風下高速列車運行安全可靠性及可靠性靈敏度的評估方法，得到了隨機風速作用下高速列車的概率特征風速曲線。Liu 等[8]研究了風速變化對列車動力學的影響，并將傾覆系數設置為安全極限，獲得了變化風速條件下列車的傾覆臨界風速。何佳駿等[9]通過CFD 數值模擬，基于車橋耦合振動分析，給出了CRH3 型列車通過橋隧過渡段時輪軌的動態響應，以此為基礎對列車運行安全進行了評估。李波等[10]采用數值模擬的方法，研究了防風柵對高速列車的擋風作用。

近年來，研究者還開始關注龍卷風作用下列車的運行安全問題。Baker 和Sterling[11]通過使用準穩態力系數，提出了一種對龍卷風作用下列車傾覆事故進行概率分析的方法。Xu 等[12]利用數值模擬的方法，得到了龍卷風渦旋作用下高速列車氣動力特征，并通過脫軌系數、傾覆系數對列車的運行安全性進行了評估。Suzuki 等[13-14]研究了列車經過龍卷風渦旋中心時的非穩態表面壓力，根據壓力數據估算了側力、升力和偏航力矩的氣動力特性。與龍卷風相似，下擊暴流也是一種強致災性局地極端強風，具有空間尺度小、突發性強、持續時間短、風速大且變化劇烈的特點，近年來在我國造成了巨大財產損失和人員傷亡，如2015 年“東方之星”游輪傾覆事故[15]。Sengupta等[16]利用物理模擬器研究了下擊暴流作用下立方體表面風壓分布特性；趙揚和曹曙陽[17]利用主動控制風洞研究了下擊暴流產生的風速突變氣流對結構空氣動力學參數的影響；李藝等[18]、李宏海和歐進萍[19]、汪之松等[20]、湯卓等[21]、陳勇等[22]分別利用數值模擬和物理試驗的方法研究了下擊暴流作用下，不同建筑結構的風荷載特征。

我國是高速鐵路運行里程最長、在建規模最大的國家，而在高速鐵路線網密集的華南、西南地區，下擊暴流發生頻次高、強度大[19]，高速列車遭受下擊暴流襲擊的風險越來越高，有必要對下擊暴流作用下高速列車的安全性能進行評估。

本文利用物理模擬器得到了高速列車在穩態下擊暴流作用下氣動力特征，并依據氣動流場作用下的輪軌力對列車運行安全進行了評估，建立了一套利用物理模擬器的下擊暴流作用下高速列車運行安全性評估方法。

1 風洞試驗概況

1.1 試驗風場

北京交通大學風洞實驗室下擊暴流模擬器噴口直徑Djet=600 mm ，噴口距底板Hjet=60 mm，出流速度Vjet=10 m/s，如圖1(a)所示。利用模擬器得到的下擊暴流風速場、氣壓場如圖1(b)、圖1(c)所示。

圖1 下擊暴流模擬風場Fig. 1 Simulated wind field for downburst

下擊暴流風場的作用區域劃分為核心區域、發展區域與外圍區域，可以根據距離下擊暴流核心的距離確定所處分區，依據區域內不同水平風速和豎向風速的特點進行下擊暴流風場及結構風致荷載分析。其中，在下擊暴流核心區域(0 ＜r/Djet＜0.5)，豎向風速大，水平風速較小，近地面受高氣壓的影響較大；在下擊暴流發展區域(0.5 ＜r/Djet＜1)，豎向風速逐漸減小，高氣壓的影響減弱，水平風速逐漸增大，當徑向距離等于出風口直徑即r/Djet=1時水平風速達到最大，水平風速隨高度增加先增大后減小的“鼻形”特征風剖面趨于明顯；在下擊暴流外圍區域(r/Djet＞1)，總體風剖面趨于均勻，但由于地面粗糙度的影響以及下擊暴流的影響范圍具有局限性，近地面風場的水平風速逐漸減小，而上部區域的水平風速值略有增加，這是水平環形渦影響的結果。距離噴口中心 1.2Djet處的水平風速的豎直風剖面如圖2所示，可以看出模擬得到的下擊暴流風場與已有解析模型[23-25]、實測數據[26]吻合較好。與邊界層風場中風速隨高度增加而單調增加不同，下擊暴流風速隨高度的增加先增大，達到最大值后迅速減小，呈現出明顯的“鼻型”分布。

圖2 水平風速的豎直風剖面歸一化比較Fig. 2 Normalized comparison of vertical wind profiles for horizontal wind speed

1.2 試驗模型與工況

采用ABS 材料制作高速列車中間車體的剛性測壓模型(見圖3)，幾何縮尺比為1∶75。為了考慮前后車體的影響，模型兩端延長，中間有效區域長度為333 mm。模型測點布置如圖4 所示，共有240 個測點。

圖3 列車車體試驗模型Fig. 3 Experimental model of train carriage

試驗中，變化模型中心距模擬器中心的距離，得到了相對徑向距離r/Djet=0、0.33、0.5、0.67、0.83、1、1.17、1.33、1.67、2 時列車的氣動力。

1.3 試驗數據處理方法

采用無量綱風壓系數Cp來表示車體表面風壓分布特性，其表達式為：

式中：P為模型表面測點處測得的壓力； ρ為空氣密度；Umax為模型最高點所在高度處風場水平風速沿徑向分布的最大值；風壓系數Cp為正值表明受到的是風壓力，為負值表明受到風吸力。

對模型表面風壓積分并進行無量綱化處理即得風力系數，車體5 分力如圖5 所示。

圖5 整體5 分力示意圖 /mFig. 5 Schematic diagram of the five-component force

2 風洞試驗結果

2.1 列車表面風壓分布

圖6 給出了當列車處于下擊暴流風場不同徑向位置時，車體中心橫截面的風壓系數分布。

圖6 車體截面風壓分布圖Fig. 6 Wind pressure distribution on cross section of carriage

可以看出，當列車位于下擊暴流的中心時(r/Djet=0)，車體中心全截面受壓，且各個面的風壓系數均在0.6 左右，這說明下擊暴流核心區氣壓起控制作用；當列車位于核心區邊緣時(r/Djet=0.5)，隨著風速的增加，氣壓的下降，除迎風面風壓系數仍與核心區基本相同外，其他各處風壓系數均減小，底面角區甚至出現負壓；當列車位于發展區邊緣時(r/Djet=1)，迎風面為正壓，而其他表面均為負壓，風壓系數分布規律與橫風作用下相同，說明此時，水平風速已經起控制作用；隨著距離的進一步增加(r/Djet＞1)，由于水平風速減小，車體表面的風壓系數亦隨之減小。

圖7 給出了不同相對徑向距離時，列車中心橫截面風壓系數對比圖。可以看出，當列車位于下擊暴流風場核心區域時(r/Djet＜0.5)，車體中心全截面受壓；當列車位于下擊暴流風場發展區域時( 0 .5 ＜r/Djet＜1)，迎風面仍為正壓，而其他表面由正壓轉變為負壓，在r/Djet=1處負壓達到最大；當列車位于下擊暴流風場外圍區域時(r/Djet＞1)，車體表面風壓系數均明顯減小。

圖 4 測點布置圖 /mFig. 4 Layout of pressure taps

圖7 風壓系數對比圖Fig. 7 Comparison of wind pressure coefficient

2.2 車體五分力系數

圖8 給出了不同相對徑向距離時，列車車體5 分力系數。

圖8 列車車體5 分力系數Fig. 8 Five-component force coefficient of train carriage

可以看出，側力系數、側滾力矩系數的絕對值隨相對徑向距離的增大而先增大后減小，在相對徑向距離r/Djet=1時達到最大值，此時水平風速達到最大；升力系數是下擊暴流風場高氣壓與水平風速綜合作用的結果，具有2 個負峰值，且在相對徑向距離r/Djet=0.5處的峰值大于r/Djet=1處的峰值，均表現為向下的壓力，當r/Djet＞1.5時，表現為向上的升力。

3 氣動流場作用下的輪軌力特征

氣動流場作用下的輪軌力是進行列車安全性評估的依據。將列車車體簡化為剛體，通過平衡關系，將下擊暴流作用下列車受到的風力、力矩以及列車自身重力換算到列車車輪上，可以得到下擊暴流作用下，輪對AD、BC(圖5)的橫向力與垂向力。

根據氣象統計數據，下擊暴流最大水平風速可達80 m/s[27]，本文考察了下擊暴流0 m/s～80 m/s風速范圍內，輪軌的橫向力、垂向力特征。圖9給出了列車高度處下擊暴流風速分別為30 m/s、50 m/s、80 m/s 時，輪對AD 的橫向力、垂向力在不同徑向距離處的變化曲線。

圖9 下擊暴流作用下的輪軌力Fig. 9 Wheel-rail force at the action of downburst

可以看出，位于迎風側的輪軌A，橫向力幾乎為0，垂向力隨徑向距離的增大其數值先減小后增加，在相對徑向距離r/Djet≈0.83時達到最小值；位于背風側的輪軌D 的橫向力、垂向力均隨徑向距離的增大其數值先增大后減小，在相對徑向距離r/Djet≈0.83時達到最大。不同風速下，車輪A、D 的橫向力、垂向力變化趨勢相同。

圖10 給出了氣動力及列車自重對輪軌D 橫向力、垂向力的貢獻隨相對徑向距離的變化曲線。可以看出，輪軌D 的橫向力幾乎全部由側力產生，搖頭力矩貢獻很小，側力產生的輪軌橫向力隨相對徑向距離的增加而先增大后減小，在相對徑向距離r/Djet=0.83左右時達到最大值。輪軌D 的垂向力中，重力的貢獻最大，其次是側滾力矩，其產生的垂向力隨相對徑向距離的增加而先增大后減小，點頭力矩產生的輪軌垂向力最小；隨風速的增大，重力的貢獻率逐漸減小，側滾力矩的貢獻率逐漸增大。

圖10 風力與重力對輪軌力的貢獻Fig. 10 Contribution of wind force and gravity to wheel-rail force

4 安全性評估

根據氣動流場作用下的輪軌力可以得到輪對橫向力、輪重減載率、傾覆系數、輪軌垂向力與脫軌系數等列車安全指標，對列車進行運行安全評估。本文首先通過氣動流場作用下的輪軌力，給出下擊暴流作用下列車的安全性指標，確定列車在下擊暴流風場中的最不利位置，在此基礎上，疊加列車車速引起的安全性指標，給出不同車速下列車運行安全的下擊暴流臨界風速。

圖11 給出了列車高度處下擊暴流風速分別為30 m/s、50 m/s、80 m/s 時，列車的安全性指標隨不同相對徑向位置的變化曲線。可以看出，不同風速時，各安全性評價指標的變化趨勢相同，均隨風速的增加而增大。各安全性評價指標均隨徑向距離的增大先增大后減小，相對徑向距離r/Djet=0.83時，安全性評價指標數值最大。

圖11 相對徑向距離對安全性指標的影響Fig. 11 Effect of relative radial distance on safety index

根據雷國茂[28]給出的高速列車運行安全性指標與車速、風速之間非線性回歸方程，可以得到車速分別為200 km/h、250 km/h 與300 km/h 時對應的安全性指標大小(見表1)，與未考慮車速的本文試驗結果(最不利位置r/Djet=0.83)進行疊加可得列車安全性指標隨風速的變化曲線(見圖12)。

圖12 安全性指標隨風速的變化曲線Fig. 12 Variation curve of safety index with wind speed

表1 不考慮風速時的安全性指標Table 1 Safety index without considering wind speed

當車速分別為0 km/h、250 km/h、300 km/h與350 km/h 時，安全性指標對應的臨界風速值見表2。可以看出，臨界風速值隨車速的增大而急劇減小；輪對橫向力對應的臨界風速值最小，脫軌系數對應的臨界風速最大，當車速為350 km/h時，輪對橫向力對應的臨界風速僅為11.51 m/s。

表2 臨界風速值Table 2 Critical wind speed values

5 結論

本文建立了一套利用物理模擬器的下擊暴流作用下高速列車運行安全性評估方法，并以CRH380A型列車為例，給出了不同車速條件下，列車安全運行的下擊暴流臨界風速，主要結論如下：

(1)當列車處于下擊暴流核心區時，氣壓起控制作用；當列車處于下擊暴流發展區域時，氣壓影響減弱，水平風速影響增大；當列車處于下擊暴流外圍區域時，水平風速起控制作用。

(2)下擊暴流作用下，側力對輪軌橫向力貢獻最大，搖頭力矩的貢獻幾乎為0；側滾力矩對輪軌垂向力貢獻最大，點頭力矩和升力產生的輪軌垂向力幾乎為0。

(3)列車安全性評價指標均隨徑向距離的增大先增大后減小，相對徑向距離r/Djet=0.83時，為最不利徑向位置。

(4)列車在下擊暴流作用下的臨界風速值隨車速的增大而急劇減小，其中，輪對橫向力對應的臨界風速值最小，脫軌系數對應的臨界風速值最大。