主橋與引橋斷面形式差異對大跨橋上列車氣動特性的影響

汪震，鄒云峰,2，何旭輝,2，劉路路，劉志鵬

(1.中南大學 土木工程學院，湖南 長沙，410075；2.軌道交通工程結構防災減災湖南省重點實驗室，湖南 長沙，410075)

強風是引發車輛運行安全事故的主要氣象災害之一。高速列車由于運行速度高、車體質量小，其對風荷載作用更為敏感，準確了解強風作用下列車氣動特性是開展行車安全評估的基本前提[1-2]。研究表明[3-7]，列車與其下部結構形式存在著明顯的相互氣動影響作用，列車氣動特性會因下部結構形式的改變而發生顯著變化。王玉晶等[8]通過風洞試驗對比了列車在平地路基和典型簡支箱梁橋上的氣動特性，發現列車在路基上的風荷載比在簡支箱梁橋上的風荷載小。相比平地路基，橋梁結構剛度、橋面風速大，車輛與橋梁之間動力相互作用顯著，氣動干擾效應復雜，強風作用下高速鐵路橋上行車安全問題更加突出，因而，橋上高速列車在風荷載作用下的氣動特性成為人們關注的焦點。張田等[9]通過數值模擬分析了橋上列車的氣動特性，發現列車位于橋梁上的阻力系數和力矩系數較僅有列車時明顯增大。SUZUKI等[10-11]通過風洞試驗，研究了主梁高度對橋上列車氣動特性的影響，認為列車氣動力系數在一定范圍內隨主梁寬高比發生較明顯變化，車橋的氣動特性受風攻角的影響有限，且當列車位于迎風側時，車橋系統氣動特性變化顯著。HE 等[12]在風洞試驗中模擬兩類風場，研究了湍流積分尺度和湍流度變化對車橋系統氣動特性的影響，發現湍流度變化對橋上列車氣動特性有一定影響，而湍流積分尺度對橋上列車氣動特性的影響較小。WANG等[13-14]通過移動列車模型風洞試驗，研究了列車在通過鋼桁梁和簡支梁時的氣動特性，并將移動列車的氣動力系數和靜止列車的氣動力系數進行了對比。YAO 等[15]采用CFD 方法研究了橫風下列車通過鋼桁梁的氣動特性，發現列車氣動特性不僅與合成風速和風向角有關，而且與列車通過的下部結構形式有關，因此，必須考慮列車下部結構的氣動干擾效應，以準確獲得列車的氣動特性[16-22]。已有研究大多針對某一斷面橋上列車氣動特性開展研究，事實上，對于大跨度橋梁而言，引橋和主橋斷面形式往往差異較大(引橋大多為混凝土箱梁，主橋為流線型箱梁或鋼桁梁)，主梁斷面形式差異勢必引起橋上列車風荷載不同。當列車通過大跨橋梁時，其所受風荷載在短時間內會突然發生變化，對行車安全造成不利影響[3]。為此，本文作者以某新建大跨高鐵斜拉橋為例，采用風洞試驗研究主橋與引橋主梁斷面形式差異對橋上列車風荷載的影響，以便為橋上行車安全評估提供準確風荷載。

1 試驗

1.1 試驗模型

試驗以某雙線鐵路線上大跨度斜拉橋為研究背景，引橋為典型的混凝土箱梁斷面，主橋斷面為流線型箱梁斷面，橋上運營車輛為CRH2 型列車。風洞試驗在中南大學高速鐵路風洞高速試驗段中完成，該試驗段長15 m，寬3 m，高3 m，最高試驗風速可達94 m/s 以上。由于列車長度通常較大，可近似認為列車與橋梁均符合條帶假定，列車氣動力通過剛性節段模型測力和測壓試驗得到。結合試驗段截面尺寸，模型縮尺比選為1/40，節段模型的外形根據實橋嚴格按照縮尺比縮小，保證幾何相似性。節段模型的長度均為1.5 m，引橋節段模型寬315 mm，高180 mm(圖1)，主橋節段模型寬436 mm，高112 mm(圖2)，列車模型寬84.5 mm，高87.5 mm(圖3)。引橋和主橋與列車組合時的最大阻塞率分別為4.5%和3.3%，長寬比分別為4.8與3.4，均滿足JTG T3360-01—2018“公路橋梁抗風設計規范”[23]中阻塞率小于5%和長寬比大于2.5的要求。為保證列車氣動特性測試結果的可靠性，同時對列車進行測壓和測力試驗，其中，沿列車模型長度方向共設置4個測壓斷面，每個斷面布置30 個測點，其編號如圖3 所示；采用電子壓力掃描閥測量列車表面壓力，采樣頻率為300 Hz，采樣時長為30 s；測力采用車橋氣動力分離裝置，如圖4所示。在列車與橋梁兩端安裝動態測力天平，橋梁直接固定在可轉動的圓盤上，而列車則通過滑桿與圓盤連接，列車可沿滑桿水平移動，滑桿可在圓盤的劃槽中滑動，通過這一措施對列車位置進行調整和固定，進而對氣動力進行分離測量。同時，固定在圓盤上的橋梁和列車可圍繞圓盤中心同軸轉動，以便對風攻角進行調整。

圖1 引橋節段模型尺寸Fig.1 Model size of approach span section

圖2 主橋節段模型尺寸Fig.2 Model size of main span section

圖3 列車模型編號Fig.3 Model of train section

圖4 測力裝置示意圖[20]Fig.4 Sketch of force measuring device[20]

1.2 試驗工況

試驗考慮前述主橋和引橋2種主梁斷面，研究斷面形式差異對橋上列車氣動特性的影響。考慮單列列車通過時迎風側、背風側和雙車交匯等典型車橋組合，風攻角則在常見攻角范圍內取-3°，0°和3°，來流風向角取為最不利的90°(橫風)[24]，試驗風速取10 m/s 和15 m/s，對試驗結果進行校核。具體試驗工況如表1 所示，共24 個試驗工況。

表1 試驗工況Table 1 Testing cases

1.3 數據處理

列車在風場中受到的壓力作用常用量綱一風壓系數表示：

式中：CPi(t)為列車表面第i個測壓點的量綱一風壓系數；Pi(t)為列車表面第i個測壓點測得的壓力；ρ為空氣密度；U為平均風速。作用在列車上的靜風荷載采用體軸坐標系的三分力描述，如圖3 所示。相應的體軸坐標系下列車三分力系數定義如下：

式中：H為列車模型高度；B為列車模型寬度；CH，CV和CM分別為阻力系數、升力系數與力矩系數；FH，FV和FM分別為阻力、升力與力矩，可通過對模型測壓截面的平均風壓積分獲得，如圖3所示。

式中：pi為第i個測點的平均風壓；θ為測點法線與x軸的夾角；x和y為測點的坐標。

2 風洞試驗結果分析

2.1 試驗結果對比驗證

為了保證風洞試驗結果的準確性，在試驗過程中，采用測壓和測力2種方式測量列車的氣動三分力，同時采用2 種試驗風速(10 m/s 和15 m/s)進行比較。圖5所示為引橋上單列列車通過時迎風側列車在不同測量方式及試驗風速下的試驗結果。

圖5 不同測量方式和試驗風速的結果對比Fig.5 Comparison of results for different measurement methods and test wind speeds

由圖5(a)可知測壓與測力2 種方式獲得的列車氣動三分力系數在試驗的3 個風攻角下十分接近，從圖5(b)可見2種測力方式獲得的阻力系數、升力系數和力矩系數的均方根均較接近，從圖5(c)可以看出這2種試驗風速下列車的氣動三分力系數幾乎一致，說明試驗結果可靠，且風速對試驗結果產生的影響較小。

2.2 主梁斷面形式差異對列車氣動力系數的影響

由于2 種試驗風速(10 m/s 和15 m/s)下列車氣動力系數較接近，為此，本文僅給出風速為15 m/s的試驗結果。列車位于引橋和主橋斷面上風攻角為-3°，0°和3°的氣動力系數如圖6至圖9所示。從圖6至圖9可以看出：列車的力矩系數較小，列車的行車安全受其影響很小。為此，以下主要對阻力系數CH和升力系數CV進行分析。

圖6 單列列車通過時迎風側列車氣動力系數Fig.6 Aerodynamic coefficient of windward train in single-train case

圖7 單列列車通過時背風側列車氣動力系數Fig.7 Aerodynamic coefficient of the leeward train in single-train case

圖8 雙車交匯時迎風側列車氣動力系數Fig.8 Aerodynamic coefficient of the windward train in double-train case

圖9 雙車交匯時背風側列車氣動力系數Fig.9 Aerodynamic coefficient of the leeward train in double-train case

受主梁斷面形式差異影響，單列列車從引橋行駛到主橋時，迎風側車的阻力系數CH略增加，升力系數CV變化顯著，3 個風攻角下，升力系數CV分別減小0.32，0.40和0.36；背風側車的阻力系數CH分別增加0.56，0.50 和0.36，升力系數CV分別增加0.20，0.37和0.64，需要指出的是背風側車阻力系數CH出現了由負到正的變化，這可能是由于引橋的主梁斷面較鈍化，主梁的繞流形成的區域較大，列車處于主梁前緣繞流形成的低速區域中，且這種現象隨風攻角增加即主梁遮擋效應加強，阻力系數CH也增加。雙車交匯時，迎風側車的氣動力系數受主梁斷面形式差異影響與單列列車位于橋上時較相似，而背風側車受迎風側車的遮擋作用，氣動力系數均較低，主梁斷面形式差異帶來的影響也較小。單列列車通過時，主梁斷面差異引起的背風側車的氣動力系數變化受風攻角影響最顯著。

2.3 主梁斷面形式差異對列車平均風壓系數的影響

列車受到的橫風力主要是由于氣流在列車表面不斷分離和再附，導致列車表面壓力分布不均而產生的，為了對橋上列車氣動特性進行深入分析，有必要對列車周圍風壓分布進行研究。圖10至圖13所示為各工況下列車表面的平均風壓系數，以列車斷面為零風壓點，向內為正壓，向外為負壓。

單列列車通過時迎風側車的平均風壓系數如圖10 所示。從圖10 可知：2 種斷面上列車表面平均風壓系數在迎風面的頂部圓弧過渡段出現較大負壓，氣流在該處均產生流動分離。引橋上列車表面平均風壓系數極值在該處為-1.22，主橋上的平均風壓系數極值則出現在列車迎風面底部的圓弧過渡段，為-1.09，與頂部圓弧過渡段處的-1.03接近。而在引橋，迎風面底部圓弧過渡段的平均風壓系數與頂部圓弧過渡段差別較大，底部與頂部相比顯著減小，這導致列車在引橋和主橋上升力系數CV發生變化，列車下部結構斷面變化可能是造成這種差異的主要原因。在這2種工況中，列車的迎風面均為正壓，主橋上列車迎風面正壓比引橋的迎風面正壓大，背風面受渦脫的影響均為負壓，這2 種工況下列車背風面負壓較接近，因此，主橋上列車迎風面與背風面的壓差較大，這也解釋了主橋上列車阻力系數CH比引橋的略大的原因?？傮w而言，單列列車通過時迎風側車距主梁邊緣的距離較近，此時，氣流因主梁斷面形式差異而產生的流動分離還未能夠充分發展，列車主要受到來流的直接影響，因此，這2種工況中列車平均風壓系數較相似。但在底部與頂部圓弧過渡段，平均風壓系數不同使得列車的升力系數CV發生較大變化。

圖10 單列列車通過時迎風側列車平均風壓系數Fig.10 Mean pressure coefficient distribution of the windward train in single-train case

圖11 所示為列列車時背風側列車平均風壓系數分布。從圖11 可見：當列車位于背風側時，距主梁前緣距離較遠，此時，氣流在主梁邊緣產生的流動分離已充分發展，列車處于主梁繞流區域中，因此，列車表面平均風壓系數產生較大差異。在這2種工況中，平均風壓系數極值均出現在列車頂部圓弧過渡段區域，其中位于引橋上時的平均風壓系數極值比主橋的小，且引橋上列車表面平均風壓系數均為負值，但當風攻角為0°和3°時，主橋上列車迎風面隨測壓點不斷增高，平均風壓系數出現負—正—負的變化。隨著風攻角增加，列車受主梁的遮擋作用增大，頂部圓弧過渡段區域的負值減小，引橋上列車迎風面的負值不斷增加，主橋上列車迎風面的正值減小，但兩者在背風側幾乎沒有變化，這使得引橋上列車迎風面和背風面的壓差增加，主橋上列車的壓差減小，從而導致不同斷面上列車的阻力系數CH隨風攻角呈現出不同的變化趨勢。單列列車通過時背風側車平均風壓系數分布出現較大差異的原因，除主梁斷面形狀差異外，還有可能是列車在2 種斷面上，背風側軌道與主梁邊緣的距離也有很大不同，使得列車所處的繞流形式也發生變化。

圖11 單列列車通過時背風側列車平均風壓系數Fig.11 Mean pressure coefficient distribution of leeward train in single-train case

雙車交匯時迎風側列車的平均風壓系數如圖12所示。對比圖10與圖12可以看出：迎風側列車在單列列車通過時和雙車交匯時，引橋斷面的平均風壓系數極值出現在列車頂部圓弧過渡段區域；主橋斷面的平均風壓系數極值在頂部與底部的圓弧過渡段區域較明顯；與單列列車通過時不同的是，雙車交匯時底部的平均風壓系數略比頂部的大；列車在2種主梁斷面上的平均風壓系數分布最顯著的區別仍然在列車底部的圓弧過渡段。

圖12 雙車交匯時迎風側列車平均風壓系數Fig.12 Mean pressure coefficient distribution of windward train in double-train case

雙車交匯時，背風側列車表面平均風壓系數與單列列車通過時相比發生劇烈變化，如圖13 所示。這是由于雙車交匯狀態下背風側車會受到迎風側列車顯著的遮擋作用，列車整體處于主梁迎風車流動分離產生的負壓區域內，無明顯的氣流分離區和壓力回升區，列車表面壓差較小，氣動力系數都較低。主梁斷面形狀的差異導致平均風壓系數分布的差別，主要體現在列車迎風面頂部與底部圓弧過渡段區域。

圖13 雙車交匯時背風側列車平均風壓系數Fig.13 Mean pressure coefficient distribution of leeward train in double-train case

2.4 主梁斷面形式差異對列車脈動風壓系數的影響

列車表面的風壓由平均風壓和脈動風壓兩部分組成。通過列車表面測壓試驗不但可以獲得列車表面的平均風壓，而且能得到列車表面的脈動風壓。列車表面脈動風壓系數如圖14 至圖17所示。

圖14 單列列車通過時迎風側列車脈動風壓系數Fig.14 Fluctuating pressure coefficient distribution of windward train in single-train case

圖17 雙車交匯時背風側列車脈動風壓系數Fig.17 Fluctuating pressure coefficient distribution of leeward train in double-train case

單列列車通過時迎風側車在2種主梁斷面上的脈動風壓系數如圖14 所示。從圖14 可知：在這2種工況下，列車表面脈動分壓系數在頂部與底部圓弧過渡段區域較大，氣流在此處分離附著，此處平均風壓系數由負壓變為正壓，屬于風壓過渡段，風壓變化強烈，因此，該區域內氣流脈動性較強；在列車背風面，脈動風壓系數較小，且沿列車表面變化也較小。引橋更為“鈍化”的斷面致使氣流在主梁前緣產生強烈的流動分離，因而，在引橋上列車頂部圓弧過渡段區域的氣流脈動性較主橋更強；而在底部圓弧過渡段區域，主橋上則反映出更強烈的氣流脈動性；引橋上列車迎風面的脈動風壓系數較主橋呈現出明顯的波動性，該處的脈動風壓系數也比主橋的大；當列車位于主橋上時，迎風面脈動風壓系數與波動性均較小。

與單列列車通過時迎風側車相比，單列列車通過時背風側車的脈動風壓系數更大，這2種主梁斷面上列車脈動風壓系數如圖15 所示。背風側列車距主梁迎風側邊緣距離較遠，氣流脈動性增強可能是氣流在主梁前緣分離后再附著所致。從圖15 可知：主橋與引橋斷面形式差異帶來的影響仍主要體現在列車頂部與底部的圓弧過渡段區域，引橋上列車在頂部圓弧過渡段反映出更強烈的氣流脈動性，而主橋上列車在底部圓弧過渡段的氣流脈動性更強；此外，列車脈動風壓系數對于風攻角變化產生不同的結果，在圖示3 個風攻角中，主橋上列車脈動風壓系數大體相同，而引橋上列車在風攻角為-3°與0°時的脈動風壓系數較接近。在風攻角為3°時，列車頂部圓弧過渡段主梁遮擋作用減小，因此，脈動風壓系數減小。

圖15 單列列車通過時背風側列車脈動風壓系數Fig.15 Fluctuating pressure coefficient distribution of leeward train in single-train case

從圖16 可見雙車交匯時迎風側列車脈動風壓系數與單列列車通過時較接近。從圖17 可見：雙車交匯時背風側列車脈動風壓系數與單列列車通過時的脈動風壓系數有很大區別，因受迎風側列車的遮擋，雙車交匯時列車脈動風壓系數較單列列車通過時大幅度減小，其中引橋上列車的脈動風壓系數減小幅度最顯著。列車頂部圓弧過渡段強烈的氣流脈動區消失，底部圓弧過渡段的氣流脈動性略增強，其原因可能是引橋較“鈍化”的主梁斷面與迎風側列車組成更為“鈍化”的車橋系統，使得背風側列車處于車橋系統的尾流區中，風速較低且流動分離較弱。與引橋相同的是，主橋上列車頂部圓弧過渡段強烈的氣流脈動區同樣消失，但列車頂部區域的氣流脈動性顯著增強，底部圓弧過渡段的脈動風壓系數極值點也由14 號測點變為13 號測點，更靠近列車迎風區域。造成上述現象的原因可能是迎風側列車的存在改變了車橋系統周圍的流場，致使氣流在主梁前緣分離后的再附著點后移，增強了列車頂部的氣流脈動性，而引橋主梁斷面“鈍化”的氣動外形使得迎風側車對氣流再附著點產生的影響較小。

圖16 雙車交匯時迎風側列車脈動風壓系數Fig.16 Fluctuating pressure coefficient distribution of windward train in double-train case

3 結論

1) 單列列車通過時，無論列車位于迎風側還是背風側，其氣動力系數受主梁斷面形式差異影響較大，而雙車交匯時，僅迎風側列車受到較大影響。當列車從引橋駛入主橋時，迎風側車的升力系數CV明顯減小，單列列車通過時背風側車的阻力系數CH與升力系數CV顯著增加，并且在特定風攻角下，阻力系數CH與升力系數CV出現了由負到正的變化。這種由主梁斷面形式差異產生的氣動力系數變化對列車的行車舒適性產生不利影響。

2) 單列列車通過時，背風側車的平均風壓系數受主梁斷面形式差異影響最顯著，從引橋到主橋，列車迎風面平均風壓系數由負壓變為正壓，頂部圓弧過渡段負壓增大，而背風面與底面幾乎沒有變化，這解釋了列車阻力系數CH發生由負到正的突變、升力系數CV明顯增大的原因。

3) 引橋上列車表面脈動風壓系數比主橋的大，列車迎風面、頂部與底部圓弧過渡段處的脈動風壓系數受主梁斷面變化影響最明顯，尤其是單列列車通過時的背風側車，引橋上列車這些區域的脈動風壓系數顯著比主橋的大。

4) 單列列車通過時，主梁斷面形式差異引起的背風側車氣動力系數變化受風攻角影響較顯著。此時，阻力系數CH變化隨風攻角的增大而減小，升力系數CV變化隨風攻角增大而增加。單列列車通過時背風側車的平均風壓系數和脈動風壓系數同樣受主梁斷面變化影響，但隨風攻角增大，由于主梁的遮擋作用，上述影響有所減弱。