常泰長江大橋橋塔區列車行車安全分析

李小珍,李星星,尹東亞,劉德軍

(1.西南交通大學橋梁工程系,成都 610031； 2.江蘇省交通工程建設局,南京 210004； 3.嘉興學院建筑工程學院, 浙江嘉興 314001)

引言

隨著社會經濟的快速發展，城市互聯互通的需求不斷增大，特大跨度橋梁的設計與建設逐漸增多，側風中大橋的行車安全問題日益受到關注。受車道位置[1]、風屏障[2-4]、橋塔[5-6]、主梁結構形式、車輛自身運動[7]等的影響，車輛的氣動參數會發生改變，從而影響車輛在風環境中的動力響應。COLLINA A等[8]通過建立風-車-橋耦合模型，以快速譜分析法模擬了脈動風速場，并通過風洞試驗測試了列車的氣動參數，研究了京滬高速鐵路兩座長橋的列車行車安全。李永樂[9]、劉德軍[10]和李小珍[11]則分別通過風洞試驗測定車輛及主梁的氣動參數，通過風車線橋分析方法研究了上海長江大橋、滬通長江大橋和五峰山長江大橋的行車安全。

由于橋塔對橋面與局部的遮擋作用，橋塔區車輛的氣動參數發生變化，從而影響橋塔區列車的動力響應。ROCCHI等[12]針對橋塔區域行車做了風洞試驗并結合數值模擬研究了側風作用下貨車通過橋塔尾流時的行車安全性。楊建新[13]等通過數值模擬，研究了圓環形橋塔區行車風環境，研究發現橋塔周圍存在明顯的風速增大區域。葛光輝[14]等利用快速譜分析方法模擬隨機風場，研究了大跨度橋梁橋塔對列車通過時動力響應的影響。李小珍等[15]設計了一套移動列車風洞試驗裝置，測試了移動列車通過橋塔區氣動參數的變化規律，并利用風車橋耦合振動模型分析了橋塔處氣動參數突變對列車行車安全的影響。

特大跨度橋梁風致振動明顯，其橋塔尺寸較大，遮風作用更加明顯，采用風-車-橋耦合分析方法研究橋塔遮風作用下的車輛響應對行車安全控制和事故預防是十分必要的。以常泰長江大橋為背景，采用CFD數值模擬及風車橋耦合振動分析方法，研究了橋塔區風場變化對列車動力響應的影響，為常泰長江大橋的設計提供參考。

1 工程概況及有限元模型

常泰長江大橋為雙塔雙索面公鐵兩用雙層斜拉橋[16]，跨徑布置為(142+490+1 176+490+142) m，主梁桁高15.5 m，桁寬35 m[17]，主梁橫斷面布置如圖1所示。主塔采用“鋼-混”混合結構空間鉆石形橋塔，順橋向寬42.4 m，單塔柱寬11 m，主塔設計總高340 m，上塔柱采用鋼-混組合結構，中、下塔柱采用鋼筋混凝土結構[18]，主塔結構如圖2所示。

圖1 主梁橫斷面(單位：m)

圖2 主塔結構(單位：m)

采用有限元方法建立橋梁空間模型，主梁及墩塔采用空間梁單元模擬；斜拉索采用桿單元模擬，計算中采用等效彈性模量法考慮斜拉索的垂度效應；支座采用約束主從節點自由度模擬；墩底基礎剛度采用等效剛度法建立彈簧支承模擬，橋梁結構的阻尼比取0.5 %。計算得到的橋梁典型振型及頻率見表1。

表1 橋梁典型自振特性

2 考慮橋塔遮風作用的數值模擬

本文利用FLUENT對橋塔區流場進行了數值模擬，利用有限體積法進行控制方程的離散求解，網格劃分采用的是結構化網格，采用SIMPLEC算法，對各求解方程使用二階離散，湍流模型選用能夠有效模擬復雜邊界層分離流的SSTk-ω模型。SSTk-ω模型能很好地預測近壁繞流和旋流，在近壁自由流中有廣泛的應用且精度較高[19]。

橋塔模型根據橋塔區域的實際結構，對其細節進行簡化，忽略橋面鋪裝、欄桿等。因來流風為橫橋向，所以不考慮橫聯對流場的影響，橋塔保留與列車接近的部分，鋼桁梁保留與橋塔接近的部分。

列車模型采用CRH2動車組模型，考慮到中間車段的橫斷面不變化，氣動力的變化趨于穩定[20]。為簡化模型，提高計算效率，采用由頭車、中車、尾車組成的三車模型，同時列車模型也未考慮車窗、輪對、轉向架、受電弓等局部構造對列車氣動特性的影響，如圖3所示。

圖3 車輛模型

流場區域的長、寬、高分別為320，150，120 m，計算域見圖4。因CRH2型動車組多為8節編組，在橋塔區運行時，中間車輛位于塔中區域的時間較長，故選取圖5所示位置進行列車氣動力的計算。計算取橫風風速30 m/s，求解得到流場空氣流速分布如圖6所示，可見橋塔區域的空氣流動較復雜，塔柱對其背后車輛有一定的遮風效應。列車的氣動三分力系數如表2所示 。

圖4 計算域示意

圖5 列車、橋塔與梁體的位置示意(單位：m)

圖6 列車周圍空氣流速分布(單位：m/s)

表2 列車的氣動力系數匯總

3 考慮橋塔影響的列車行車安全分析

3.1 風車橋耦合振動系統

風-車-橋系統是在軌道不平順、隨機脈動風場、輪對蛇形運動激勵下的時變系統，列車、風荷載、軌道和橋梁結構通過輪-軌相互作用、橋-軌相互作用、風-橋相互作用和風-車相互作用形成一個耦合系統。

靜風力分為升力、阻力和力矩，基于三分力系數的表達如下

(1)

(2)

(3)

式中，ρ為空氣密度；U為來流風速；CL(α)、CD(α)、CM(α) 分別為攻角為α時的橋梁、車輛三分力系數；B、H、K分別為主梁和車輛截面的寬度、高度和節段長度。車輛和橋梁在組合狀態下的氣動力系數在XNJD-1風洞通過試驗測得，如圖7所示。風攻角為0°時，氣動力系數如表3所示。

圖7 主梁節段模型風洞試驗

表3 橋梁和車輛氣動力系數

脈動風場的模擬采用諧波合成法，在橫橋向、豎向的風速譜按JTG/T 3360-01—2018《公路橋梁抗風設計規范》選取，順橋向風速譜采用沿高度變化的Simiu譜。移動列車的脈動風速時程通過插值得到。

列車模型采用具有二系懸掛的四軸CRH2車輛模型，由1個車體，2個構架和4對輪對組成。每個剛體均考慮橫向、垂向、側滾、搖頭和點頭5個自由度，剛體與剛體之間通過彈簧和阻尼器進行連接，每輛車共有35個自由度。CRH2動車組編組為6M+2T，車輛詳細信息如表4所示。

表4 列車信息

軌道結構為有砟軌道，由鋼軌、扣件、軌枕和道床組成，鋼軌視為連續彈性離散點支承的無限長歐拉梁，考慮了橫向、垂向和扭轉自由度；軌枕視為剛體，考慮其橫豎向平動以及繞線路方向轉動；道床離散為質量塊，各個結構間通過線性彈簧和黏性阻尼連接[15]。

軌道不平順是引起車輛垂向、橫向及側滾的重要原因，文中計算選用的是德國低干擾譜[21]，全長3 000 m，不平順測點間距0.5 m，其最大波長為120 m。

考慮橫風荷載作用，建立橋梁、軌道和車輛的耦合振動系統。由于風-車-線-橋耦合振動系統難以用解析法求解，因此采用新型快速顯式積分法求解列車和軌道子系統的運動，采用Newmark-β隱式積分法求解橋梁子系統的運動。

3.2 橋塔區行車車輛響應分析

通過對比橋塔區CFD計算結果與主梁節段模型風洞試驗結果可知，頭車的升力系數、阻力系數減小，原因是橋塔對后方列車存在遮風效應；中車的升力系數減小，阻力系數增大，可見，橋塔區的風場變化對列車的氣動力有一定影響，從而在風-車-橋耦合系統中對車輛的動力響應產生一定影響。

本文將CFD仿真模擬得到的橋塔區域中車氣動力系數及主梁節段模型風洞試驗測得的車輛氣動力系數輸入風-車-線-橋耦合振動系統，利用橋梁動力分析軟件WTTBDAS V2.0，對列車車速150～250 km/h、橋面平均橫風風速10～30 m/s等工況進行研究。

圖8為不同車速和風速組合下主梁區和橋塔區行車車體輪重減載率的最大值。從計算結果可以看出，車體的輪重減載率受到車速和風速兩方面的影響，高風速、高車速組合下車輛的輪重減載率明顯增大，風速不大于25 m/s，車速不大于200 km/h時，橋塔區行車的車輛輪重減載率要小于主梁區行車，其中風速15 m/s、車速150 km/h時減小最多，達到27.3%，原因可能是列車的升力系數減小對列車減載側車輪的輪軌垂向力影響較大。當車速達到250 km/h、風速20 m/s時，橋塔區車體的輪重減載率明顯增大，增幅達22.5%，原因可能是列車阻力系數增大導致列車所受橫向風荷載增大，高速運行的列車對橫向風荷載更敏感。圖9為不同工況下車體的傾覆系數，可以看出，橋塔區內外車體傾覆系數均隨著車速和風速增大而增大，當車速達到200 km/h，橋塔區明顯大于主梁區，當車速達到250 km/h、風速達到30 m/s時，輪重減載率增大36.1%，傾覆系數對車速的變化更敏感。

圖8 車體輪重減載率

圖9 車體傾覆系數

圖10為不同車速和風速組合下車體的橫向加速度最大值。從計算結果可以看出，車體的橫向加速度也受到車速和風速兩方面的影響，會隨著車速和風速的增大而增大，且列車以高車速運行時，隨著風速的增大會產生突增，且車速越小，發生突增時的風速越小，這一規律不受橋塔附近風場變化的影響。在車速為150 km/h時，各風速下橋塔區行車的車體橫向加速度小于主梁區，可以看出，在低車速時，雖然橋塔區的列車受到的橫向風阻力會有所增大，但列車升力減小會使得列車在橫向運行更加平穩。隨著車速的增加，橋塔區風場變化對列車橫向加速度影響明顯增大，車體橫向加速度在風速25 m/s、車速250 km/h時增大25.6%，在風速20 m/s、車速200 km/h時增大21.4%。

圖10 車體橫向加速度

圖11為不同工況下車體的豎向加速度最大值。從計算結果可以看出，在車速為150 km/h時，各風速下橋塔區行車的車體豎向加速度基本小于主梁區，這也是由于列車升力的減小導致的。當車速較高時，橋塔區車體的豎向加速度則表現出低風速下小于主梁區行車，高風速下大于主梁區行車的規律，這是因為高車速、高風速時，車體所受橫向風阻力增大，車體振動增大的緣故。

圖11 車體豎向加速度

3.3 橋塔區行車的車輛響應評價

車輛的脫軌系數、輪重減載率、傾覆系數等是列車行車的安全性評價指標，車體的橫豎向加速度是列車行車的舒適性指標，TB 10621—2014《高速鐵路設計規范》針對這些指標進行了規定，如表5所示。將不同計算工況下列車通過橋梁時的安全性和舒適性指標最大值進行匯總，如表6所示，可以看出，考慮橋塔區對列車的影響后，車輛的響應值雖然有所變化，但車輛的脫軌系數、傾覆系數、輪重減載率等安全性指標均未超過規范限值要求；車體的橫向加速度受風速影響較大，但是，在高風速下，是否考慮橋塔的影響車體橫向加速度均超過了規范限值要求；車體的豎向加速度則在是否考慮橋塔影響的情況下均未超過限值要求。

表5 車輛響應評價標準

表6 車輛響應評價標準

4 結論

以常泰長江大橋為工程背景，將CFD數值模擬及風洞試驗測試結果應用于風-車-橋系統耦合，對比分析了CRH2列車在空間型橋塔區域內外運行時的動力響應，得出結論如下。

(1)通過對橋塔區主梁及車輛進行CFD數值模擬，得到列車的三分力系數。對比主梁節段模型風洞試驗結果可知，受橋塔遮蔽影響，頭車和尾車的升力系數、阻力系數減小，中車的升力系數減小，阻力系數增大。

(2)考慮橋塔附近風場變化的影響，在低風速、低車速的工況下，車體的輪重減載率減小，當風速達到30 m/s或車速達到250 km/h時，橋塔區車體的輪重減載率明顯增大；當車速達到200 km/h，橋塔區列車傾覆系數明顯大于主梁區，列車傾覆系數對車速的變化更敏感。

(3)車體的橫向加速度在高車速時，隨著風速的增大會產生突增，這一規律不受橋塔附近風場變化的影響；在低車速時，列車升力減小會使得列車在橫向運行更加平穩；隨著車速的增加，橋塔區風場變化對列車橫向加速度影響明顯增大。車體的豎向加速度在低車速時，各風速下橋塔區行車基本小于主梁區；當車速較高時，橋塔區車體的豎向加速度則表現出低風速下小于主梁區行車，高風速下大于主梁區行車的規律。

(4)考慮橋塔區對列車的影響后，車輛的響應值雖然有所變化，但車輛的脫軌系數、傾覆系數、輪重減載率等安全性指標和車體的豎向加速度均未超過規范限值要求；車體的橫向加速度在是否考慮橋塔影響時均會在高風速、高車速下超過限值要求，是否考慮橋塔區影響對大橋行車安全評價影響不大。