橫風對高速列車逆向過岔安全性的研究

中圖分類號：U270.11 文獻標志碼：A

Research on the Safety of Crosswind on the Reverse Crossing of High-Speed Train

LinFengtao’，XuHui'，YangZhengda'，TanRongkai'，HuangGuosheng2 Fu Songping2，Li Qiang3，Wang Zixu4，Du Ruiting

（1.School ofMechatronics amp; Vehicle Engineering，East China Jiaotong University，Nanchang 33oo13，China; 2. China Railway Construction Electrification Bureau Group Co.，Ltd，Beijing looo43，China; 3. China National Railway Group Co.，Ltd，Beijing10o844，China; 4.Xi'an Locomotive Depot， China Railway Xi'an Bureau Group Co.，Ltd.，Xi'an 710ooo， China; 5. ZhejiangYongkangVocational and Technical College，Yongkang 3213oo，China）

Abstract： In order to obtain the safety performance index that is most suitable for the performance evaluation of high-speed trains passing through turnouts under crosswind，the operation safety domains of high-speed trains passing through turnouts in straight and side reverse directions under crosswind are proposed. By establishing the aerodynamic model of high-speed trains passng through turnouts and the dynamic model of crosswind-trainturnout coupling multi-body system，the safety of high-speed trains passing through turnouts under crosswind was deeply explored.The results show that under the action of crosswind， the pressure on the windward side increases significantly，and the obvious pressure difference is formed onboth sides of the head car，which makes the headcar more prone to derailment and rollover during operation.When the high-speed train passes through the turnout directly and reversely， when the crosswind wind speed is not more than 15m/s ，the high-speed train can pass through the turnout at a speed of 250km/h ； when the crosswind speed reaches 20m/s and above， the speed of the high-speed train should be less than 250km/h .When the crosswind speed is greater than 15m/s ，the speed of the high-speed train side should be less than 80km/h .Under the action of crosswind，the head car is more prone to derailment and rollover when the high-speed train runs.When the high-speed train passes through the turnout directly and reversely， when the crosswind speed reaches 8and above，the speed of the train passing through the turnout should be less than 250km/h . When the side of the high-speed train passes through the turnout reversely， when the crosswind speed reaches 7and above，the speed of the train passing through the turnout should be less than 80km/h .The research results can provide reference for the smoothness and safety of highspeed trains passing through turnouts under different crosswind conditions.

Key words： train dynamics; high-speed train; crosswind; turnout safety; aerodynamic performance

Citationformat：LINFT，XUH，YANG Z D，et al.Research on the safetyof crosswind on the reverse crossing of high-speed train[J]. Journal of East China Jiaotong University，2025，42（4）： 88-99.

隨著中國高速列車的迅速發展，列車設計越來越傾向于高速化、輕量化，因此橫風作用下高速列車運行安全性的問題不容忽視。橫風輕則影響運行平穩性、乘坐舒適性，重則導致高速列車脫軌、傾覆[2]，高速列車過岔時的風致平穩性問題不容忽視。

近年來，國內外針對列車在橫風環境下的氣動性能研究開展了諸多研究和計算。國外通過數值模擬取得了許多研究成果，Mohebbi等采用數值仿真模擬的方法，對大風環境不同風向角下的列車周圍流場結構進行了研究。Munoz等[45利用遺傳算法結合數值模擬的方法，優化設計出通過隧道時氣動性能更佳的高速列車頭型。李明等通過數值模擬技術，通過對不同速度等級氣動性能等參數進行綜合評估，設計了一款優化的列車頭型，使其安全運行時速高達 500km/h 。于夢閣等運用數值模擬的方法，得到了高速列車在雨滴和空氣的作用下空氣動力學性能的變化趨勢。苗秀娟等還原了大風環境下高速列車在路堤上運行的周圍流場，得到了不同路堤高度與高速列車氣動性能之間的關系。王磊等在有無橫風的兩種情況下，對比研究了列車突入隧道內的列車風變特性和氣動壓力的變化趨勢。梁習鋒等[]在改進的延遲分離渦模型基礎上，深入探究了橫風對高速列車氣動參數的影響。朱海燕等[通過Fluent軟件模擬深入研究了橫風對列車在路堤上運行時的壓力分布、氣動力與運行安全等性能的影響。Xia等[2探究了在橫風作用下，高速列車運行時的氣動性能與列車車廂間隙之間的關系，得到尾車側力與車廂間隙成正相關。綜上，數值模擬是目前探究高速列車氣動性能領域普遍認可的科學手段，因其計算精度高、成本低、效率高而被廣泛應用。

針對橫風工況下高速列車的運行安全性研究，Montenegro等[13]對列車運行安全評估指標進行了詳細介紹，并對列車在橋梁上運行的安全性進行了研究。Sun等[4基于輪軌垂向力，對無砟橋梁上的列車運行安全性進行研究。Diedrichs[15-1對大風下的行車安全性能進行詳細研究，發現頭車的傾覆力矩遠大于中車與尾車，在考慮大風環境下的行車安全時，應主要考慮頭車的運行安全性。Liu等研究了現有強風條件下的振動舒適性評估方法的適用性，提出一種在大風條件下高速列車經過復雜地形段而引起的瞬時不適的新型評估方法。Liu等[18]通過分析不同風速工況下列車動力學性能的變化趨勢，得出了列車在變風速工況下的臨界傾覆風速，提出了列車運行風速的安全域。張田等[在可靠度理論的基礎上，通過風洞試驗得到了高速列車在橋梁上運行的失效效率，并與確定性分析方法比較。車橋系統的失效會隨著列車的行車速度和平均風速的增加而增加，且拖車的失效概率最低。劉榮等[2在五質量模型的基礎上，通過數值模擬的方法得出了在橫風作用下不同參數及臨界傾覆風速曲線對列車傾覆的影響。謝紅太2采用數值模擬方法，在 k-ε 方程湍流模型的基礎上，得到了列車速度與阻力之間的關系。

綜上，在橫風作用下，列車運行的安全性研究大多研究對象在于明線、曲線線路、路堤、隧道、高架橋等，且許多學者是在恒定風速為基礎的前提條件下對列車氣動性能進行研究，未考慮橫風風速在列車運行過程中的變化因素。然而，在不同橫風風速下，高速列車過道岔極易出現安全性問題。因此對高速列車逆向過岔的氣動性能及動力學性能、安全性、平穩性進行研究是很有必要的。

1模型建立

1.1列車空氣動力學模型

高速列車過岔氣動力學問題屬于流體力學的范疇。在此情況下，高速列車橫風作用下的空氣動力學控制方程可描述為：

1）連續性方程：

2）動量方程：

3）湍動能方程：

4）湍動能耗散率方程：

式中： u_i 和 u_j 分別為列車在 i 和 j 方向上的周圍流場速度； 均為坐標的分量； ρ 為空氣密度； μ 為空氣動力粘度; p 為壓力； 為湍流黏性系數， k 為湍流動能， ε 為湍流耗散率， c_μ 為湍流常數； c₁?c₂?σ_k 均為經驗常數。

當列車中部的橫截面不變時，列車流場的基本特征與模型長短無關22，因此，本文采用“動-拖-動\"三編組列車模擬仿真現實中八編組的CRH380B型高速列車幾何結構（圖1）。其中三編組列車的頭尾車長均為 25.02m ，中間車長 24.00m ，列車寬 3.26m ，車高3.64m 。依據參考文獻[23]，為了提高運算效率，忽略車體外表面的細節凸起物，保證車體表面的光滑性，同時省去列車走行部（轉向架）車頂受電弓等特殊組件。

圖1高速列車幾何模型 Fig.1 Geometric model of high-speed train

計算區域如圖2所示，計算域截面積應大于車體截面積的100倍。計算域總長度為 400m ，總寬度為 100m ，總高度為 40m ，車底距離地面0.376m。計算區域前端面 ABCD 和左側端面ABFE均定義為速度入口，并根據不同的工況確定其速度大小和方向；計算域后端面EFGH和右側端面CDHG皆為速度壓力出口，將兩端面相結合，且取一個標準大氣壓設定為出口邊界壓力；設定車體壁面為無滑移邊界條件，以模擬車身與空氣接觸的摩擦作用；將計算域頂面設置為對稱平面；地面AEHD設置為無滑移動邊界條件和移動壁面邊界條件。

圖2橫風工況下計算區域

Fig.2 Calculationareaundercrosswindcondition

設置邊界條件時，如圖3所示，入口風采用合成風。其中列車以速度 U_tr 從右向左行駛；環境風以風向角為 a ，速度為 U_w 吹向車體側面。當風向角為 90^° ，即橫風作用時，列車的運行狀態最差。根據相對運動的原理，列車風速度為 -U_t ，來流方向為 + X 方向。合成風速 U_s （由環境風速度與列車風速度矢量合成），與車身軸線呈 β [24-27]的夾角。

圖3風速合成示意圖Fig.3Windspeedsynthesisdiagram

對于通過岔區的高速列車，考慮直逆向和側逆向兩種情況，根據3種不同的橫風風速工況，共設計6種不同的組合計算工況，如表1所示。

表1工況計算參數表Tab.1 Workingconditioncalculationparameter table

1.2高速列車多體系統動力學計算模型

參照文獻[28]中的數值模擬的方式，建立車輛系統動力學模型。通過SIMPACK軟件對CRH380B型動車編組中各部分進行建模，并完成“動-拖-動”式三節列車的編組。同時，在軌道線路上施加不平順激勵，完成構建橫風-列車-道岔耦合的多體系統動力學模型。多體系統動力學模型包括CRH380B型動車模型和拖車模型。其中CRH380B型動車模型包括車體和轉向架兩個主體部分，為了方便計算不考慮每個部件的彈性變形，均假設為剛體。為提高計算效率簡化了車輛某些建模參數，主要由4個輪對、8個軸箱、2個構架、2套電機牽引裝置、2個枕梁系統和1個車體組成，該動車模型共存在19個剛體，62個自由度。拖車動力學模型主要由4個輪對、8個軸箱、2個構架、2個枕梁系統和1個車體組成，該拖車模型共存在17個剛體。車體、構架、輪對等組件各有6個自由度，軸箱（轉臂）等組件只有1個點頭自由度，共計50個自由度。通過車鉤連接已建立好的動車和拖車模型，搭建三編組列車動力學模型。整車模型如圖4所示，共計含有174個自由度。通過約束、鉸接、力元等將車輛的各個子部件進行裝配，車輪踏面采用S1002CN，以18號高速道岔為研究對象。采用實測的武廣線軌道譜作為軌道激勵參考。

圖4列車編組動力學模型Fig.4Train formationdynamicsmodel

由于各個部件均視作剛體，為了評估在橫風作用下高速列車的運行安全性，本文將作用于列車表面的分布壓力向車體某一點簡化，得到作用于車體某一點的集中載荷，并將此集中載荷作為外加載荷施加于三節車質心位置[29]

1.3數值計算方法驗證

田紅旗等[3通過風洞試驗計算了高速列車在運行速度為 270km/h 和橫風風速為 15m/s 環境下的氣動力，本文模擬相同運行條件計算列車氣動力，以驗證本文模型的可靠性，計算結果如表2所示。由表2可知：數值計算與風洞試驗結果的相對誤差均在 ±10% 以內，證明模型與計算方法可用于模擬列車的氣動特性，計算結果滿足工程要求。

表2數值模擬與風洞試驗結果對比

Tab.2Comparison between numerical simulation and windtunnelexperimentresults

2 結果分析

2.1高速列車表面壓力分布

基于所建立的高速列車過岔氣動力學模型開展了不同工況影響下的模擬仿真計算。圖5和圖6分別展示了9級橫風作用下高速列車 250km/h 直逆向過岔時的列車頭車和尾車車體表面壓力分布云圖。如圖5所示，當高速列車在運行過程中，受橫風影響時頭車表面形成的最大正壓區或稱之為駐點的區域不再是頭車的車頭鼻端處。在橫風與列車風的共同作用下，最大正壓區偏向了車體表面迎風側。這種現象將導致高速列車在運行過程中，頭車承受更大的橫向氣動力和氣動力矩，更容易發生脫軌側翻的情況。如圖6所示，尾車表面壓力分布特征與頭車正好相反，這是由于橫風氣流流經車尾時隨著車體截面積的減小、車身表面弧度的增大，氣流流經尾車車頭鼻端處時流速突然增大車體表面壓力勻速減小，使得車體迎風側逐漸形成負壓區；同時在橫風的繞流作用下，尾車背風側形成了一系列漩渦，直接作用于尾車車體表面，增大車體表面壓力，形成了正壓區。

圖7展示了9級橫風作用下高速列車 250km/h 直逆向過岔時的列車整車車身兩側壓力分布云圖。如圖7（a）所示，在橫風作用下，橫向氣流繞過車體時，在列車迎風面側壁的作用下，頭車和中間車迎風側大部分區域為正壓，僅在車尾部分出現負壓，從列車側面到頂面的過渡圓弧面上正壓迅速減小并變為負壓。圖7（b）中列車背風側由于分離流的產生及一系列漩渦的脫落，基本為負壓，僅在車尾部分區域出現正壓。由于列車兩側流場的不對稱，使得車輛受到較大的橫向氣動力和氣動力矩，且頭車和尾車受到相反的氣動力和氣動力矩作用。

圖5高速列車頭車表面壓力分布云圖

圖6高速列車尾車表面壓力分布云圖

圖7列車車身兩側壓力云圖

Fig.7Pressure cloud on both sides of the train body

在橫風作用下，高速列車周圍兩側的外流場呈不對稱分布，最大正壓區在橫風的影響下偏向了車頭的迎風側；頭車表面壓力受橫風作用影響最大，相比于背風側，迎風側的壓力在橫風作用下顯著提高，在頭車兩側形成明顯的壓差，使得頭車在運行過程中承受更大的側力和力矩，更容易發生脫軌側翻的情況。與此相比，列車車尾迎風側形成的負壓區域導致了列車車尾所受橫向力的方向與頭車相反。隨著橫風作用下氣流的擾動，背風側一系列漩渦的形成，使得列車背風側表面縱向壓力逐漸從負壓增加到正壓，在其表面出現了大面積的正壓區域，從而使得車體兩側的壓力趨向平衡。

2.2橫風下高速列車過岔氣動性能分析

高速列車過岔通常分為直逆向過岔和側逆向過岔。在直逆向過岔情況下，列車以正向速度通過道岔，即列車行駛方向與道岔直線方向一致。這種情況下，列車能夠以較高的速度通過道岔，通常不會產生較大的沖擊力和振動，對列車的運行穩定性和安全性影響較小。而在側逆向過岔情況下，列車以側向速度通過道岔，即列車行駛方向與道岔直線方向垂直。這種情況下，列車在通過道岔時會產生較大的瞬時沖擊力和振動，因為車輪需要從直線軌道轉向側線軌道，轉向過程中會產生較高的輪軌力，可能導致列車及其部件的振動加劇，甚至有可能增加脫軌的風險。為研究不同橫風條件對列車氣動性能的影響，在設計的計算工況下，分別模擬高速列車在遭受7～9級環境風影響下通過直逆向和側逆向道岔。

圖8為車速 250km/h 時，列車直逆向通過道岔時氣動載荷隨風速變化的規律圖。從圖8（a）可以看出在模擬直逆向過岔過程中，整車、頭車和中間車所受的氣動側力隨著風速和列車運行速度的增加而增大，且頭車的氣動側力都是最大的；當列車行駛速度為 250km/h 時，無論橫風風速如何變化，尾車的氣動側力始終呈負值，表示側力方向與橫風方向相反。從圖8（b）可以看出頭車在列車運行速度為 250km/h 時，無論橫風風速如何，頭車所受的氣動升力均為負值，即向上的升力；尾車當風速大于 15m/s 時，所受的數值均為負值，即向上的升力。從圖8（c）可以看出當列車運行速度為 250km/h 時，增加橫風的風速，整車、頭車和中間車的側滾力矩也會隨之增加；其中，頭車所受的側滾力矩最大，而與頭車相比，尾車所受側滾力矩的變化較小。

圖9為車速 80km/h 時，列車側逆向通過道岔時氣動載荷隨風速變化的規律圖。從圖9（a）可以看出在模擬側逆向過岔的過程中，由于列車在側逆向過岔時的速度并不高，因此在相同的車速下，隨著風速的增加，整車、頭車、中間車以及尾車所受的氣動側力逐漸增大，且均為正值，表示側力的方向與橫風方向相同；值得注意的是，頭車所受的氣動側力是最大的。從圖9（b）可以看出在大多數情況下，由于側逆向過岔中列車的運行速度并不高，頭車所受的升力呈正值（即升力方向豎直向下），而尾車則呈負值（即升力方向豎直向上），這主要和升力的來源有關，升力的主要來源為頭車和尾車流線型部分上下表面的壓力差，頭車上表面受到較大的正壓作用，因此頭車主要受向下的氣動升力作用；而尾流對尾車流線型有“拖曵”的作用，導致尾車主要受到向上的氣動升力作用。從圖9（c可以看出當列車運行速度為 80kmΩ_kmm 時，增加橫風的風速，整車及三節車的側滾力矩也會隨之增加；其中，頭車所受的側滾力矩最大，與頭車相比，尾車所受側滾力矩的變化較小。

通過動力學仿真及對試驗數據的綜合分析，發現當列車達速逆向過岔時，動車組的頭車、中間車和尾車都會隨橫風風速的變化而變化，且影響程度不同。一般來說，橫風對頭車的影響最大，中車次之，對尾車的影響略小。

2.3橫風激擾下達速過岔安全性分析

我國《高速動車組整車試驗規范》（鐵運[2008]28號）規定，對于最高運行速度超過 200km/h 的電動車組，輪軌垂向力的最大限值為 170kN 。在歐美地區通常根據試驗結果將橫向力限制在軸重的0.4倍，以確保軌道的穩定性和安全性，日本在新干線鐵路上也做出同樣的規定將橫向力最大值限制為0.4倍的軸重。本文采用的CRH380B高速列車的最大軸重為17t，可以計算得出輪軌橫向力限值為68kN ；根據我國的最新標準《機車車輛動力學性能評定及試驗鑒定規范》（GB/T5599—2019）脫軌系數限值為0.8，輪重減載率限值為0.8。選取上述限值作為本節高速列車直逆向過岔的動力學安全指標。

圖8高速列車達速直逆向過岔氣動載荷隨 風速的變化規律 Fig.8Thevariationlawofaerodynamicloadofhighspeed trainpassingstraightand reverseturnout withwind speed

風速的變化規律

Fig.9Thevariationlawofaerodynamic loadofhighspeed trainpassing through the turnouton the speed side withwindspeed

圖10為車速 250km/h 時，列車直逆向通過道岔時各安全性指標隨風速的變化規律。從圖10中可以看出：在橫風作用下，高速列車直逆向過岔時，輪重減載率是4種列車動力學性能評價指標中，最先出現超限的。在列車車速達到 250km/h ，橫風風速達到 20m/s 時，頭車輪重減載率達到了0.878，超過了0.8的安全限值。隨后出現超限現象的是輪軌垂向力和輪軌橫向力，均在列車車速達到 250km/h 橫風風速達到 25m/s 時，頭車最大輪軌垂向力和最大輪軌橫向力超限。相比較下，脫軌系數指標在安全性評定中最為遲鈍。

因此，在對橫風作用下列車直逆向岔區行車安全運行速度進行評估時，采用輪重減載率作為最安全的評估標準。從圖10可以得出，在高速列車直逆向過岔中，所受橫風風速不超過 15m/s 時，高速列車可達速過岔，即以 250km/h 的速度通過直逆向道岔；當所受橫風風速達到 20m/s ，甚至更大風速時，即在橫風風速達到8級以上時，高速列車不宜達速過岔，應提前減速過岔。由輪重減載率指標所選出的各橫風風速下列車直逆向過岔的安全速度限值，同樣滿足于其他3種列車動力學性能評價指標。

圖11為車速 80km/h 時，列車側逆向通過道岔時各安全性指標隨風速的變化規律。高速列車側逆向過岔時的動力學安全指標，較直逆向過岔，輪重減載率指標的安全限值由0.8變為了0.65，其余3個安全指標限值不變。從圖11中可以看出：在橫風作用下，高速列車側逆向過岔時，當列車車速達到80km/h ，橫風風速達到 15m/s 時，頭車輪重減載率超限。相比較下，脫軌系數指標在安全性評定中最為遲鈍。

圖10直逆向過岔時不同安全性指標隨風速的變化規律

Fig.10The variation law of differentsafety indexes with wind speed whencrossing straightand reverse turnouts

圖11側逆向過岔時不同安全性指標隨風速的變化規律

'ig. 11 Thevariation lawof diferentsafety indexes with wind speed when the side passs through the fork reversely

因此，在對橫風作用下列車側逆向岔區行車安全運行速度進行評估時，采用輪重減載率作為最安全的評估標準。從圖11可以得出，在高速列車側逆向過岔中，受道岔線路曲率的影響，列車輪重減載率指標更為敏感易超限；為保證高速列車橫風作用下側逆向過岔安全性，高速列車在所選3個橫風風速下皆不宜達速過岔，即在橫風影響下，高速列車側逆向過岔速度應小于 80km/h 。由輪重減載率指標所選出的各橫風風速下列車側逆向過岔的安全速度限值，同樣滿足于其他3種列車動力學性能評價指標。

綜上所述，通過高速列車在橫風作用下過岔性能的評估研究分析，發現橫風作用下，直逆向過岔和側逆向過岔中，頭車的列車動力學性能均是最差的。在高速列車直逆向過岔中，所受橫風風速不超過 15m/s 時，4種列車動力學性能評價指標都在限值內，高速列車可以以 250km/h 的速度通過直逆向道岔；當所受橫風風速達到 20m/s ，頭車輪重減載率達到了0.878，超過了0.8的安全限值，高速列車不宜達速過岔，應提前減速過岔；在高速列車側逆向過岔中，當列車車速達到 80km/h ，橫風風速達到15m/s 時，頭車輪重減載率達到0.719，超過了0.65的安全限值，為保證高速列車橫風作用下側逆向過岔安全性，高速列車在所選3個橫風風速下皆不宜達速過岔，即在橫風影響下，高速列車側逆向過岔速度應小于 80km/h 。

考查所有計算工況下列車的安全性指標的最大值，并參考《高速動車組整車試驗規范》（鐵運[2008]28號）確定出高速列車安全運行的最高允許風速，如圖12所示。

圖12高速列車逆向過岔運行安全域 Fig.12Safety domain of high-speed trainrunning in reverse crossing

3結論

本文在對高速列車橫風作用下逆向過岔運行安全域的研究中，基于流體力學和多體動力學軟件，建立過岔流域和CRH380B編組模型，采用仿真軟件聯合仿真的方法計算高速列車在橫風作用下通過道岔時的安全性，得到以下結論。

1）橫風作用下高速列車逆向過岔時，整車的壓力峰值點在頭車鼻尖處且向迎風側偏移使得頭車在運行過程中承受更大的側力和力矩，更容易發生脫軌側翻的情況；尾車迎風側出現負壓區，且尾車在背風側形成一系列漩渦。

2）高速列車達速過岔時，在橫風的作用下，列車頭車的氣動特性和氣動載荷受橫風風速的影響最大。

3）在高速列車直逆向過岔中，所受橫風風速不超過 15m/s 時，高速列車可達速過岔，即以 250km/h 的速度通過直逆向道岔；當所受橫風風速達到 20m/s 及以上時，高速列車不宜達速過岔，應提前減速過岔。

4）在高速列車側逆向過岔中，當橫風風速達到7級及以上時，高速列車側逆向過岔速度應小于80km/h ，不宜達速過岔。

5）本文計算路況僅僅只考慮了直線軌道情況，在未來的研究中，將增加考慮曲線半徑、坡度等平縱斷面等情況進行研究。

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第一作者：林鳳濤（1977一），男，教授，博士，博士生導師，江西省“雙千計劃\"科技創新領軍人才，江西省主要學科學術和技術帶頭人，研究方向為列車安全技術等。E-mail：ecjtu411 @ 163.com。

通信作者：譚榮凱（1990一），男，講師，博士，研究方向為軌道車輛關鍵部件服役性能。E-mail：tanrongkai7@163.com。

（責任編輯：吳海燕）