列車風激勵下高速鐵路客站剛架結構雨棚的振動響應

劉伯奇 馮海龍 王博 胡海天 張勇

中國鐵道科學研究院集團有限公司鐵道建筑研究所，北京 100081

高速鐵路客站雨棚作為重要的臨線（跨線）結構，為旅客乘降提供了必要的空間。2012年前我國建設的高速鐵路客站雨棚主要為無站臺柱雨棚。結構形式包括鋼框架結構、鋼桁架結構、剛架結構、張弦梁結構等。

當高速列車快速通過雨棚區域時，車身對周圍空氣擠壓產生的氣動荷載作用于雨棚結構表面，導致雨棚產生振動響應。雨棚在長期受氣動荷載作用條件下，易出現結構疲勞和附屬部件脫落，因此需對雨棚所受氣動荷載和振動響應進行研究。文獻［1-4］運用數值模擬、風洞試驗、現場測試等方法對高速列車通過車站時雨棚、天橋等站內建筑物表面的風壓分布特性和規律進行了研究。文獻［5-7］對高速列車通過時客站結構的振動響應進行了研究。文獻［8］研究了張弦梁結構雨棚在列車氣動荷載作用下的振動響應規律。文獻［9］研究了大跨度分區框架結構雨棚在高速列車通過時的振動響應規律。

當前雨棚振動響應尚缺乏明確的參考限值，對剛架結構雨棚振動響應規律的研究較少。本文以一高速鐵路客站剛架結構雨棚為研究對象，采用現場測試和仿真分析相結合的方法，研究雨棚所受氣動荷載以及氣動荷載激勵下剛架結構雨棚振動響應規律，為高速列車以400 km/h 及更高速度通過時雨棚的振動響應提供理論依據，為研究明確雨棚振動響應限值提供支撐。

1 工程概況

大跨度剛架結構雨棚主要結構構件為鋼管柱、H 型鋼梁，縱向布置H 型鋼作為檁條。雨棚構件參數見表1。雨棚覆蓋面積21 483 m2，共有104 根雨棚柱，以第12 跨呈軸對稱。雨棚縱向投影總長421 m，縱向標準跨為18 m，正中跨（P13、P14 柱間）為21 m。橫向每榀剛架4 根雨棚柱橫向間距分別為21.55、12.60、21.55 m。站臺高1.43 m，基礎厚度1.50 m。

表1 雨棚構件參數

2 現場測試

2.1 測試內容及方法

現場試驗的測試內容包括：雨棚所受氣動荷載、雨棚豎向振動速度。

1）氣動荷載。氣動荷載采用CYG1721 型風壓傳感器進行測試。CYG1721 風壓傳感器具有較好的時漂穩定性，測量時基本不會影響空氣的流場分布，量程為0 ～ 2.5 kPa，固有頻率不小于200 Hz。

列車氣動荷載主要作用于雨棚檐口板和吊頂板，測試中將風壓傳感器布置于雨棚檐口板側面［圖1（a）］，共布置3個風壓傳感器，位于2 ～4跨。

2）振動速度。振動速度采用891-2 振動傳感器進行測試。891-2 振動傳感器適用于低頻的微弱振動信號測量，靈敏度高且性能穩定，頻率范圍為0.5 ～100 Hz。因剛架結構縱向剛度低，檁條振動較為顯著，故將振動傳感器布置于縱向檁條上端。為測得檁條的最大振動速度，振動傳感器均位于檁條跨中［圖1（b）］。

圖1 現場傳感器測點布置（單位：m）

2.2 測試工況

高速列車通過該站時，通過速度為285 ～350 km/h，動車組的主要運行速度級為300、350 km/h。由于不同車型的車體截面不同，產生的氣動荷載不同，因此本次測試僅選擇車體截面相同的復興號動車組CR400AFBF作為測試列車。測試工況見表2。

表2 測試工況

2.3 測試結果

2.3.1 氣動荷載及振動響應時程曲線

復興號動車組CR400AF 以300 km/h 高速通過雨棚時，風壓傳感器記錄的列車氣動荷載時程曲線如圖2 所示。可見，氣動荷載出現較明顯的頭波、尾波，在車廂連接處通過時出現較密集的正負壓交錯現象，且頭波、尾波的負壓絕對值均大于正壓。動車組通過后，氣動荷載并未迅速消失，由于在列車后部出現了尾跡流動［10］，氣動荷載仍在小范圍內波動。

圖2 氣動荷載時程曲線

復興號動車組CR400AF 以300 km/h 高速通過雨棚時雨棚振動響應時程曲線見圖3。可知，受氣動荷載頭波、尾波作用，雨棚振動時程曲線出現兩次較明顯波峰，頭波到達時雨棚振動速度峰峰值比尾波時大。第一跨跨中振動速度比第二、三跨振動速度顯著增大。

圖3 雨棚振動響應時程曲線

2.3.2 氣動荷載分布規律

當高速列車以300、350 km/h 的速度通過雨棚時，雨棚上測點F2—F4 風壓傳感器測得的氣動荷載極值見圖4。可知：①雨棚各跨測得氣動荷載無顯著差別，同速度級條件下氣動荷載波動范圍為-15.11% ～4.49%。②與車速300 km/h 相比，復興號動車組以350 km/h 高速通過時，雨棚所受高速列車氣動荷載顯著增大，不同位置傳感器測得氣動荷載比300 km/h 通過時增大26.85%～33.79%。

圖4 雨棚監測點氣動荷載極值

2.3.3 振動速度分布規律

雨棚監測點Z1—Z23 振動速度極值見圖5。可知，①受高速列車快速通過的影響，雨棚在兩邊跨（第一跨及第二十三跨）振動響應最明顯。原因是該客站雨棚邊跨位置的屋面板為封閉結構，其余跨在線路上方為開敞結構，導致邊跨雨棚受氣動荷載面積增大。②中間跨（第十二跨）振動速度略大于其他跨（端部兩跨除外），主要由于中心跨的跨度比其他跨更大，在相同截面尺寸、相同材料的條件下其剛度較低。③受氣動荷載顯著增大的影響，復興號動車組由300 km/h 提速至350 km/h，雨棚振動速度增大48.29%～136.22%，其中邊跨增大約50%。

圖5 雨棚監測點振動速度極值

3 雨棚結構振動響應仿真分析

3.1 仿真模型

基于有限體積法，建立三維、非定常、不可壓縮、黏性紊流流動計算模型并結合k-εRNG 兩方程湍流模型［式（1）—式（2）］，對動車組通過雨棚的非定常氣動荷載進行計算。

式中：ρ為密度；k為湍流動能；t為時間；ui是速度；μ為空氣動力黏度；μt為渦黏性系數；Gk為平均速度梯度引起的湍流動能；Gb為浮力產生的湍流動能；ε為湍流耗散率；YM為可壓縮瑞流中波動膨脹對總耗散率的貢獻；Sk、Sε為有效速度模型參數；C1ε、C2ε、C3ε為湍流模型系數，為常數。σk、σε分別是k和ε的湍流普朗特數，為常數。

氣動荷載模擬計算的外流場區域選擇大于車長10 倍寬度，總寬度為100 m；兩車距離雨棚長度大于1個車長，總長度為2 453 m。

雨棚屋面板上設置280 個監測點監測300、350、400、450 km/h 運行速度下的氣動荷載［11］，其中測點145、147、149 與圖1 風壓測點一致。雨棚屋面板上監測點共設置成7 排，線路中心上方雨棚屋面板中間位置是鏤空狀態，僅在雨棚屋面板兩端各設置2 個監控點，線路中心兩側雨棚屋面板各設置3排監測點，每排有46個監測點。

因振動響應主要由頭波、尾波激勵產生，為減少仿真計算量，本次動車組模型將僅采用8 節編組。將氣動荷載和輪軌垂向力［11］加載至動力響應仿真模型，其中基礎底部采用固結約束，雨棚屋面板和縱梁之間采用TIE連接，采用實體單元C3D8R，截面及材料參數與實際結構一致。為CR400AF以350 km/h通過時，雨棚第一跨振動速度達到99.62 mm/s，見圖6。

圖6 雨棚振動速度仿真結果（單位：m/s）

3.2 模型驗證

選取CR400AF 復興號動車組以300 km/h 單車通過時的實測值與仿真計算值進行對比。為減少仿真計算量，仿真模型采用8 節編組與實測16 節編組不同，故車體中部時程數據存在差異。氣動荷載的主要作用成分（頭波、尾波）仿真計算值與實測值較為吻合（圖7），說明氣動計算模型能夠較為準確反映氣動荷載作用情況。

圖7 雨棚所受氣動荷載仿真計算值與實測值對比

選取CR400AF 復興號動車組以300、350 km/h單車通過時雨棚第一跨振動速度的測試值分別為 66.08、100.77 mm/s，仿真計算值分別為 67.19、99.62 mm/s。兩種速度工況下，仿真計算值分別比實測數據相差+1.68%，-1.14%，表明仿真模型較為合理，能夠反映雨棚的真實受力情況和動力響應。

3.3 不同速度級下雨棚振動響應分析

復興號動車組以不同速度級通過時，雨棚第一跨的振動加速度極值見表3。

表3 動車組以不同速度級通過時第一跨振動速度極值

由表3 可知：復興號動車組以不同速度級通過雨棚時，雨棚的振動響應隨車速的提高而增大。當CR400AF、CR400BF 從 350 km/h 提高到 400 km/h，雨棚振動速度的增長率分別為20.36%、22.88%；從400 km/h 提高到450 km/h 時，雨棚振動速度的增長率分別為29.36%、31.68%。CR400AF、CR400BF通過條件下，每提高50 km/h 速度等級，雨棚振動響應增長率分別增大了9.00%、8.80%。

4 結論

1）復興號動車組通過雨棚區域時，氣動荷載出現較明顯的頭波、尾波，且在車廂連接處通過時出現較密集的正壓、負壓交錯。頭波、尾波的負壓絕對值均大于正壓。氣動荷載沿雨棚縱向分布波動較小，雨棚各跨測得氣動荷載無顯著差別。

2）受氣動荷載頭波、尾波作用，雨棚振動響應時程曲線出現兩次較明顯波峰，頭波到達時雨棚振動速度峰峰值比尾波作用時大。

3）受端部（第一跨和第二十三跨）屋面板封閉和中間跨（第十二跨）跨度增大導致的受力面積增大和剛度降低影響，雨棚振動響應增大。

4）隨著列車通過速度的提高，雨棚所受氣動荷載和振動響應均顯著增大。復興號動車組由300 km/h提速至350 km/h，雨棚氣動荷載增大約30%，邊跨振動速度增大約50%。

5）復興號動車組從 350 km/h 提高到 400 km/h，雨棚振動速度仿真計算值增大約20%，從400 km/h 提速至450 km/h，雨棚振動速度增大約30%。