鄒云峰，何旭輝，郭向榮，何 瑋，賀 俊

(1.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410075； 2.高速鐵路建造技術(shù)國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙 410075；3.中國(guó)建筑第五工程局有限公司，長(zhǎng)沙 410004)

橫風(fēng)下流線箱型橋-軌道交通車輛氣動(dòng)干擾風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)研究

鄒云峰1,2,3，何旭輝1,2，郭向榮1,2，何 瑋1,2，賀 俊1,2

(1.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，長(zhǎng)沙 410075； 2.高速鐵路建造技術(shù)國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室，長(zhǎng)沙 410075；3.中國(guó)建筑第五工程局有限公司，長(zhǎng)沙 410004)

軌道交通車輛與橋梁間存在顯著的氣動(dòng)干擾，但現(xiàn)有研究大多以流線型高鐵車輛和鈍體外形的簡(jiǎn)支梁橋?yàn)檠芯繉?duì)象，且往往重點(diǎn)關(guān)注橋梁對(duì)車輛氣動(dòng)力大小的影響。以某流線箱型軌道專用橋和鈍體外形的軌道交通車輛為背景，首先通過(guò)剛性節(jié)段模型測(cè)力試驗(yàn)，利用開(kāi)發(fā)的車-橋系統(tǒng)氣動(dòng)力同步分離裝置對(duì)不同風(fēng)攻角、車橋組合方式下車輛和橋梁各自的氣動(dòng)力進(jìn)行測(cè)試，分析橫風(fēng)下車橋間氣動(dòng)干擾對(duì)車輛、主梁和車橋系統(tǒng)所受總體氣動(dòng)力的影響規(guī)律；然后結(jié)合煙線法獲得的車橋系統(tǒng)繞流場(chǎng)顯示結(jié)果，揭示車橋間氣動(dòng)干擾機(jī)理。研究成果可為以后典型車橋組合工況下車、橋氣動(dòng)力經(jīng)驗(yàn)公式的提出奠定基礎(chǔ)，以及深入認(rèn)識(shí)車橋間氣動(dòng)干擾機(jī)理提供參考。

橫風(fēng); 流線箱型橋; 軌道交通車輛; 氣動(dòng)干擾; 車-橋系統(tǒng); 風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)

為確保橋上列車在強(qiáng)風(fēng)下運(yùn)行的安全性和舒適性，通常需要進(jìn)行風(fēng)-車-橋耦合振動(dòng)研究[1]?，F(xiàn)有風(fēng)-車-橋系統(tǒng)動(dòng)力響應(yīng)分析方法通常將車輛和橋梁作為兩個(gè)動(dòng)力子系統(tǒng)進(jìn)行求解(車輛方程與橋梁方程由輪軌關(guān)系耦聯(lián))，為此需要輸入車輛和橋梁各自的氣動(dòng)力[2]。對(duì)于風(fēng)-車-橋系統(tǒng)而言，橋梁氣動(dòng)特性隨列車的到達(dá)和離去而改變，橋上車輛則處于橋梁斷面的繞流之中，車橋之間存在非常復(fù)雜的相互氣動(dòng)干擾，使得車-橋系統(tǒng)氣動(dòng)特性較單車、單橋時(shí)明顯不同[3]。事實(shí)上，日本早在1986年調(diào)查山陰線餘部橋上的翻車墜橋事故發(fā)生原因時(shí)便指出必須將列車和橋梁作為整體系統(tǒng)進(jìn)行氣動(dòng)特性綜合分析[4]。然而，目前規(guī)范中規(guī)定的橋梁風(fēng)荷載為橋梁獨(dú)自存在時(shí)受到的風(fēng)荷載，對(duì)車輛也是如此。忽略車橋間存在的相互氣動(dòng)干擾作用，將導(dǎo)致風(fēng)-車-橋耦合振動(dòng)分析結(jié)果產(chǎn)生較大的誤差。隨著軌道交通尤其是高速鐵路的迅速發(fā)展，車橋間的相互氣動(dòng)干擾受到了國(guó)內(nèi)外學(xué)者關(guān)注，并進(jìn)行了廣泛而深入的研究[5-12]。但這些研究大多以流線型高鐵車輛和鈍體簡(jiǎn)支梁橋?yàn)檠芯繉?duì)象，且通常僅關(guān)注橋梁對(duì)列車氣動(dòng)力大小的影響，而忽略了車輛對(duì)橋梁氣動(dòng)力的干擾。這是因?yàn)楝F(xiàn)有高鐵橋梁大多以簡(jiǎn)支梁橋?yàn)橹?例如，京滬高鐵90%以上橋梁為簡(jiǎn)支梁)，此類橋梁跨度小、剛度大，對(duì)風(fēng)荷載不敏感。然而，研究表明[13-14]，即使是外形較鈍化的簡(jiǎn)支梁橋，車輛緊貼在橋面運(yùn)行時(shí)會(huì)顯著改變主梁的繞流場(chǎng)，車輛對(duì)主梁氣動(dòng)力的影響不容忽略。隨著軌道交通事業(yè)的發(fā)展，軌道交通橋梁跨度不斷增長(zhǎng)，主梁往往采用流線型外形以提高大跨橋梁的抗風(fēng)穩(wěn)定性，車輛對(duì)流線型橋梁的氣動(dòng)影響較鈍體橋梁必將愈加突出，影響規(guī)律可能也會(huì)不同。

本文以某流線箱型軌道專用橋和鈍體外形的軌道交通車輛為背景，通過(guò)開(kāi)發(fā)的車-橋系統(tǒng)氣動(dòng)力同步分離裝置對(duì)不同風(fēng)攻角、車橋組合方式下車輛、橋梁各自的氣動(dòng)力進(jìn)行測(cè)試，并嘗試?yán)脽熅€法對(duì)車橋系統(tǒng)的繞流場(chǎng)進(jìn)行顯示，結(jié)合兩種方法對(duì)車橋氣動(dòng)干擾進(jìn)行深入研究?；谠囼?yàn)結(jié)果，分析研究車橋組合對(duì)車輛和橋梁氣動(dòng)特性的影響規(guī)律以及影響原因，為今后典型車橋組合工況下車、橋氣動(dòng)力經(jīng)驗(yàn)公式的提出奠定基礎(chǔ)。

1 氣動(dòng)力測(cè)試概況

本文研究的列車原型為國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)地鐵A型車，橋梁為主跨340 m的雙塔雙索面流線箱型斜拉橋。由于列車通常由多節(jié)車廂組成，長(zhǎng)度較大，可認(rèn)為它與大跨橋梁一樣，近似符合條帶假定，因此列車和橋梁的氣動(dòng)力都可通過(guò)節(jié)段模型測(cè)力風(fēng)洞試驗(yàn)得到[15]。結(jié)合風(fēng)洞試驗(yàn)段幾何尺寸，為滿足堵塞率等風(fēng)洞試驗(yàn)要求，模型幾何縮尺比選為1∶40，橋梁和列車模型長(zhǎng)度均為2.0 m(橋梁模型長(zhǎng)寬比為4.08)，最大堵塞率為4.1%(小于規(guī)范規(guī)定的5%，可忽略堵塞率對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響)，模型橫截面尺寸如圖1所示。試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒捎脙?yōu)質(zhì)木材制作，并在主梁和列車模型內(nèi)部均設(shè)置了加勁梁，保證模型具有足夠的強(qiáng)度和剛度，在試驗(yàn)中模型不發(fā)生變形且不出現(xiàn)明顯的振動(dòng)以保證測(cè)試精度。

(a)主梁(b)列車

圖1 模型橫斷面(mm)

Fig.1 Geometric dimensions of the model (mm)

為同步測(cè)試車-橋系統(tǒng)中車輛和橋梁各自的氣動(dòng)力，本文開(kāi)發(fā)的測(cè)力裝置如圖2所示，列車和橋梁模型水平固定在可轉(zhuǎn)動(dòng)圓盤上，二者之間有一定的間隙(車輪高度)以實(shí)現(xiàn)氣動(dòng)力分離；在列車和橋梁模型兩端都裝有動(dòng)態(tài)測(cè)力天平(共安裝(模型數(shù)×2)個(gè)天平，模型兩端天平數(shù)據(jù)之和便為該模型受到的氣動(dòng)力)，專用數(shù)據(jù)采集軟件可把各天平采集到的數(shù)據(jù)同步記錄在電腦上；列車可沿滑桿水平移動(dòng)，而滑桿可沿弧形滑槽上下移動(dòng)，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)列車相對(duì)橋梁幾何位置的調(diào)整；圓盤、列車和橋梁可繞橋梁端部的測(cè)力天平做同軸轉(zhuǎn)動(dòng)，以便于風(fēng)攻角的調(diào)節(jié)，為保證風(fēng)攻角調(diào)節(jié)精度，在圓盤上設(shè)計(jì)了定位孔，通過(guò)固定不同的定位孔可精確調(diào)節(jié)風(fēng)攻角；測(cè)力裝置由固定在風(fēng)洞地板上的豎向支撐系統(tǒng)支撐，支撐系統(tǒng)的間距可根據(jù)模型長(zhǎng)度調(diào)節(jié)。使用的動(dòng)態(tài)測(cè)力天平為日本NITTA公司生產(chǎn)的IFS型六分量動(dòng)態(tài)天平，測(cè)力分辨率為0.02 N，本次試驗(yàn)采樣頻率設(shè)定為1 kHz，采樣時(shí)長(zhǎng)30 s。

圖2 測(cè)力裝置示意圖Fig.2 Schematic diagram of dynamometric device

風(fēng)洞試驗(yàn)在“高速鐵路建造技術(shù)國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室”的高速鐵路風(fēng)洞試驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行，該系統(tǒng)包括高速和低速兩個(gè)試驗(yàn)段，其中，高速試驗(yàn)段長(zhǎng)15.0 m，寬3.0 m，高3.0 m，試驗(yàn)風(fēng)速在0～94 m/s范圍內(nèi)連續(xù)可調(diào)；低速試驗(yàn)段長(zhǎng)18.0 m，寬12.0 m，高3.5 m，試驗(yàn)風(fēng)速在0～20 m/s范圍內(nèi)連續(xù)可調(diào)。本次試驗(yàn)在高速試驗(yàn)段內(nèi)的均勻流場(chǎng)中完成。研究表明[16]，橫風(fēng)下列車氣動(dòng)特性為最不利，因此僅考慮風(fēng)向角α=90°，即來(lái)流方向與橋縱向垂直。表1所列為本文試驗(yàn)工況安排，共進(jìn)行約130個(gè)吹風(fēng)工況。

表1 測(cè)試工況Tab.1 Test case

2 數(shù)據(jù)處理

空氣動(dòng)力學(xué)中常用三分力系數(shù)描述結(jié)構(gòu)氣動(dòng)特性，有體軸和風(fēng)軸兩種坐標(biāo)系表達(dá)方式，但二者可相互轉(zhuǎn)換，故僅給出體軸坐標(biāo)系下的測(cè)試結(jié)果。體軸坐標(biāo)系下側(cè)力系數(shù)CD(t)、升力系數(shù)CL(t)和力矩系數(shù)CM(t)的定義分別如下[11]：

(1)

(2)

(3)

式中：FD(t)、FL(t)、M(t)分別為體軸系下模型受到的側(cè)力、升力和力矩時(shí)程，各氣動(dòng)力方向規(guī)定見(jiàn)圖3(圖中，αattack為風(fēng)攻角，試驗(yàn)中可通過(guò)模型的轉(zhuǎn)動(dòng)實(shí)現(xiàn)，本文規(guī)定以繞來(lái)流方向順時(shí)針?lè)较蜣D(zhuǎn)角為正)，對(duì)其進(jìn)行時(shí)間平均可得到平均值；H，B，L分別為模型的高、寬、長(zhǎng)，具體數(shù)值可參見(jiàn)圖1；UH為參考點(diǎn)風(fēng)速，由眼鏡蛇探針測(cè)試得到，參考點(diǎn)高度與主梁模型安裝位置高度相當(dāng)。

圖3 體軸坐標(biāo)系下氣動(dòng)力示意圖Fig.3 Aerodynamic force in body axis

為直觀的比較車橋組合工況下列車、橋梁氣動(dòng)力與車、橋獨(dú)自存在時(shí)的差異，本文直接給出車橋組合工況列車、橋梁氣動(dòng)力均值與單車、單橋時(shí)的比值。

3 氣動(dòng)力測(cè)試結(jié)果分析

對(duì)兩種試驗(yàn)風(fēng)速(UH=10 m/s,UH=20 m/s)下各

工況列車、橋梁氣動(dòng)力測(cè)試結(jié)果對(duì)比發(fā)現(xiàn)，雷諾數(shù)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響較小，車橋組合工況(Case3～Case5)氣動(dòng)特性的雷諾數(shù)效應(yīng)更為微弱。其原因在于，列車外形呈鈍體斷面，其繞流分離點(diǎn)較為固定，車橋組合時(shí)，主梁分離流中的脈動(dòng)成分減小了列車?yán)@流的黏性作用，進(jìn)一步弱化了列車氣動(dòng)特性的雷諾數(shù)效應(yīng)；對(duì)于橋梁而言，橋上附屬構(gòu)件(欄桿、疏散平臺(tái)等)鈍化流線型斷面，車輛與主梁組合后則形成更為鈍化的系統(tǒng)?？紤]到高風(fēng)速時(shí)模型可能存在一定程度的振動(dòng)，導(dǎo)致測(cè)試結(jié)果有一定誤差，因此后文分析中以UH=10 m/s的測(cè)試結(jié)果為準(zhǔn)。

3.1 車輛氣動(dòng)力

圖4所示為車橋組合狀態(tài)下列車氣動(dòng)力系數(shù)與單車時(shí)的比值。從圖4(a)可看出，Case5的下游車輛側(cè)力系數(shù)最小，為接近0的負(fù)值，這是因?yàn)闇y(cè)試列車幾乎完全處于上游車輛的“遮擋效應(yīng)”中。盡管Case5上游車輛的尾流脫落受下游車輛干擾，但其側(cè)力系數(shù)僅略小于Case3，表明Case5下游車輛對(duì)上游車輛的氣動(dòng)干擾影響較小，這一結(jié)果與文獻(xiàn)[13-14]的研究結(jié)論一致。Case3和Case5上游車輛0°攻角附近的側(cè)力略大于單車，這可能是因?yàn)橹髁旱拇嬖诩哟罅熊囄擦鲗挾?，增?qiáng)車輛背風(fēng)面負(fù)壓進(jìn)而增大列車空氣側(cè)力；隨著攻角的變大，前述效應(yīng)逐漸減弱，而主梁的遮擋效應(yīng)加強(qiáng)，故側(cè)力系數(shù)逐漸變??；當(dāng)攻角大于3°后，主梁的遮擋效應(yīng)不再增強(qiáng)，列車側(cè)力隨攻角變化趨于穩(wěn)定，約為單車的85%。Case4的測(cè)試列車位于下游軌道，由于軌道距橋梁前緣較遠(yuǎn)，車輛處于橋梁前緣分離產(chǎn)生的低速區(qū)，故其側(cè)力系數(shù)較單車小，約為單車的70%，且由于它始終處在橋梁分離的尾流中，其側(cè)力受風(fēng)攻角變化影響較小。

由圖4(b)可知，各工況下車輛升力隨攻角變化的趨勢(shì)基本一致，盡管大多風(fēng)攻角下車輛升力系數(shù)幅值小于單車(比值小于1)，但車輛的升力方向發(fā)生變化(比值為負(fù)值)，由于單車狀態(tài)的升力為負(fù)(方向定義參見(jiàn)圖3)，即意味著車橋組合下列車受到向上的浮力，可能增大輪重減載率，不利于行車安全。Case5下游車輛由于上游列車遮擋導(dǎo)致升力較小，大小約為單車的0.1倍。Case3、Case4和Case5上游車輛升力分別為單車的0.33、0.66和0.48倍，Case3和Case4比較而言，Case4車輛位于下游軌道，距橋梁前緣分離點(diǎn)更遠(yuǎn)，車輛可能完全處于橋梁前緣分離產(chǎn)生的低速區(qū)，在列車頂面產(chǎn)生較大的負(fù)壓，故升力較大；Case3和Case5上游車輛比較而言，Case5上游車輛尾流脫落受下游車輛干擾可能是導(dǎo)致其升力大于Case3的原因。在風(fēng)攻角小于-4°后，各工況升力比值出現(xiàn)突然增大現(xiàn)象，這是因?yàn)檫@些風(fēng)攻角下單車的升力很小，從而導(dǎo)致較大比值，故筆者認(rèn)為這些大值沒(méi)有參考意義。

從圖4(c)可看出，車橋組合時(shí)，列車受到的力矩小于單車，Case3、Case4和Case5上游車輛力矩大小相當(dāng)，而Case5下游車輛最小，表明列車所在軌道位置對(duì)其力矩影響較小，受列車的遮擋效應(yīng)影響較大。由于力矩是側(cè)力和升力大小及其作用位置共同影響的結(jié)果，其隨攻角變化并無(wú)明顯規(guī)律。

(a) 側(cè)力系數(shù)比值

(b) 升力系數(shù)比值

(c) 力矩系數(shù)比值

3.2 主梁氣動(dòng)力

圖5所示為主梁氣動(dòng)力系數(shù)比值。從圖5可看出，Case3和Case4橋梁的氣動(dòng)力結(jié)果差異很大，表明車橋組合狀態(tài)下列車對(duì)橋梁繞流場(chǎng)的影響與其所處的軌道位置密切相關(guān)；Case3和Case5橋梁的氣動(dòng)力結(jié)果基本一致，意味著當(dāng)上游軌道有列車時(shí)，下游軌道上列車對(duì)橋梁繞流場(chǎng)的影響幾乎可以忽略。當(dāng)列車位于上游軌道時(shí)(Case3和Case5)，風(fēng)攻角大于-4°以后，主梁側(cè)力隨攻角增加而大致呈線性增大，并在3°攻角以后大于橋梁獨(dú)自存在時(shí)的側(cè)力(圖5(a))；在±6°攻角范圍內(nèi)，車橋組合狀態(tài)下橋梁受到的升力均較橋梁獨(dú)自存在時(shí)的大，并隨攻角增加而增大(圖5(b))。當(dāng)列車位于下游軌道時(shí)(Case4)，橋梁側(cè)力隨風(fēng)攻角的增加而呈線性減小，并在攻角小于+3°范圍內(nèi)較單橋大；橋梁受到的升力隨風(fēng)攻角的增加而減小，且方向與單橋時(shí)相反，并在攻角大于+2°后，升力大小也大于單橋。需要指出的是，升力隨風(fēng)攻角的增加而減小意味著升力系數(shù)關(guān)于攻角的斜率為負(fù)，即下游列車的存在可能對(duì)該橋的馳振穩(wěn)定性產(chǎn)生不利影響。

(a) 側(cè)力系數(shù)比值

(b) 升力系數(shù)比值

3.3 車橋系統(tǒng)氣動(dòng)力

車橋系統(tǒng)實(shí)際運(yùn)行中，列車受到的風(fēng)荷載將通過(guò)軌道傳遞給橋梁，因此在對(duì)橋梁進(jìn)行抗風(fēng)設(shè)計(jì)時(shí)需要考慮車橋系統(tǒng)所受的總體氣動(dòng)力大小。盡管前文對(duì)各車橋組合工況下列車和橋梁各自的氣動(dòng)力大小變化進(jìn)行了較詳盡的分析，但由于列車和橋梁的特征幾何尺寸不同，將橋梁和列車的力系數(shù)直接簡(jiǎn)單相加不能反映車橋系統(tǒng)總體氣動(dòng)力大小的變化情況，為此本文將列車的氣動(dòng)力系數(shù)進(jìn)行轉(zhuǎn)換。列車側(cè)力系數(shù)CD,T轉(zhuǎn)換過(guò)程如下：

綜上所述，文化因素、社會(huì)因素、個(gè)人因素與少數(shù)民族大學(xué)生創(chuàng)業(yè)能力均呈現(xiàn)顯著正相關(guān)關(guān)系，對(duì)其創(chuàng)業(yè)能力的提升都起著重要作用，這為少數(shù)民族大學(xué)生創(chuàng)業(yè)能力的有效提升提供了參考價(jià)值。

(4)

式中：HT、LT分別為列車模型的高和長(zhǎng)，HB、LB分別為主梁模型的高和長(zhǎng)。

由式(4)可看出，將列車側(cè)力系數(shù)CD,T乘以轉(zhuǎn)換系數(shù)(HTLT/HBLB)后，它與橋梁側(cè)力系數(shù)之和可反映車橋系統(tǒng)所受總體側(cè)力大小。同理，可將列車升力做類似轉(zhuǎn)換。最終根據(jù)圖1中模型幾何尺寸，可得列車側(cè)力和升力的轉(zhuǎn)換系數(shù)分別為1.47和0.02。

圖6所示為車橋系統(tǒng)總體氣動(dòng)力系數(shù)比值隨攻角變化情況。從圖6(a)可看出，車橋組合大大增加橋梁所受的側(cè)力，最小值也為單橋時(shí)的1.75倍，這是因?yàn)檐囕v高度較主梁大，車輛所受側(cè)力占車橋系統(tǒng)總側(cè)力的比重大，車輛的存在大大增加車橋系統(tǒng)的側(cè)力；Case3和Case5下的側(cè)力隨攻角變化趨勢(shì)基本一致，其原因可能為這兩種工況下均以上游車輛對(duì)車橋系統(tǒng)繞流場(chǎng)干擾為主，但Case5由于下游車輛負(fù)側(cè)力的出現(xiàn)及其對(duì)上游車輛漩渦脫落的干擾，使得該工況的側(cè)力較Case3略小；Case4由于以下游車輛對(duì)車橋系統(tǒng)繞流流場(chǎng)干擾為主，故其側(cè)力隨攻角變化趨勢(shì)較其它工況明顯不同。對(duì)于車橋系統(tǒng)升力而言，圖6(b)與圖5(b)基本一致，這是因?yàn)檐囕v升力僅為主梁的2%，車輛對(duì)車橋系統(tǒng)升力貢獻(xiàn)較小。

(a) 側(cè)力系數(shù)比值

(b) 升力系數(shù)比值

4 車橋系統(tǒng)流場(chǎng)顯示結(jié)果

為深入認(rèn)識(shí)車橋系統(tǒng)氣動(dòng)干擾機(jī)理，嘗試通過(guò)煙線法流場(chǎng)顯示風(fēng)洞試驗(yàn)獲得車橋系統(tǒng)氣流繞流場(chǎng)。實(shí)驗(yàn)在中南大學(xué)開(kāi)口直流式小型風(fēng)洞中進(jìn)行，試驗(yàn)段尺寸為高×寬×長(zhǎng)=0.45 m×0.45 m×1.0 m，風(fēng)速范圍為0～42 m/s，湍流度小于0.6%。實(shí)驗(yàn)采用的流場(chǎng)顯示儀器為航華煙線儀，利用ATMEGA單片機(jī)對(duì)電容的充、放電和相機(jī)拍照進(jìn)行控制，具有電流大，時(shí)間和電流控制精確等特點(diǎn)[17]。通過(guò)不同大小模型、風(fēng)速下流場(chǎng)顯示結(jié)果對(duì)比(模型長(zhǎng)度與風(fēng)洞寬度保持一致，為0.45 m)，發(fā)現(xiàn)幾何縮尺比為1∶150、試驗(yàn)風(fēng)速為4 m/s時(shí)效果最佳。為簡(jiǎn)化流場(chǎng)以更為顯著的對(duì)比車橋間繞流場(chǎng)的氣動(dòng)干擾，試驗(yàn)中未考慮欄桿等主梁附屬物對(duì)流場(chǎng)的影響，并只考慮0°風(fēng)攻角。

由圖7(a)和圖7(b)可看出，車輛外形較鈍化，其分離點(diǎn)固定，故車輛氣動(dòng)特性的雷諾數(shù)效應(yīng)較弱；反之，主梁繞流呈明顯流線型特征；車橋組合后，車橋系統(tǒng)繞流場(chǎng)的分離點(diǎn)固定，呈明顯的鈍體特征。將圖7(c)和圖7(d)與圖7(a)和圖7(b)對(duì)比，可發(fā)現(xiàn)上游車輛處于橋梁前緣分離產(chǎn)生的尾流區(qū)，迎風(fēng)面氣流速度降低，但由于車橋系統(tǒng)繞流場(chǎng)的尾流寬度增加，使車輛背風(fēng)面的負(fù)壓增強(qiáng)，可能由于背面風(fēng)負(fù)壓增強(qiáng)幅度大于迎風(fēng)面氣流速度降低幅度，進(jìn)而導(dǎo)致該攻角下上游車輛的側(cè)力略大于單車；列車底部繞流由于車輛處于主梁尾流中而減弱，進(jìn)而導(dǎo)致車底負(fù)壓減弱，而車頂負(fù)壓受主梁前緣分流的影響而增強(qiáng)，導(dǎo)致車橋組合下車輛受到向上的升力。對(duì)于主梁而言，車輛的存在主要影響主梁上部繞流場(chǎng)及尾流漩渦脫落，盡管車橋系統(tǒng)尾流渦脫寬度較單橋大大增加，但上游車輛的存在使來(lái)流受阻并使其流速降低，故主梁側(cè)力較單橋略有減?。槐M管主梁底部繞流場(chǎng)受車輛影響較小，但由于橋上車輛固定的氣流分離點(diǎn)使得主梁上表面負(fù)壓大大增強(qiáng)，因此主梁升力較單橋時(shí)大。

(a) Case1

(b) Case2

(c) Case3

(d) Case5

5 結(jié) 論

本文以流線箱型橋和軌道交通車輛為背景，結(jié)合剛性節(jié)段模型測(cè)力和流場(chǎng)顯示風(fēng)洞試驗(yàn)對(duì)橫風(fēng)下車橋系統(tǒng)的氣動(dòng)干擾進(jìn)行研究，通過(guò)對(duì)比分析得到的主要結(jié)論如下：

(1) 即使對(duì)于流線型橋梁，車橋組合使得車-橋系統(tǒng)繞流場(chǎng)分離點(diǎn)固定，其繞流特性呈典型鈍體特性，即可忽略雷諾數(shù)效應(yīng)對(duì)車-橋系統(tǒng)氣動(dòng)特性的影響。

(2) 車橋組合使大多風(fēng)攻角下的車輛側(cè)力減小，上游車輛約為單車的85%，下游車輛約為單車的70%；各車橋組合方式下車輛升力隨攻角變化趨勢(shì)基本一致，盡管升力大小大多小于單車，但方向與單車相反，即列車受到向上的浮力，可能增大輪重減載率，不利于行車安全。

(3) 車橋組合使主梁升力增大，且升力斜率可能為負(fù)，即對(duì)該橋的馳振穩(wěn)定性產(chǎn)生不利影響；盡管主梁側(cè)力可能減小，但由于車輛高度大，車輛所受側(cè)力與橋梁相當(dāng)甚至偏大，經(jīng)軌道傳遞至橋梁的車輛側(cè)力將大大增加橫向靜風(fēng)引起大橋側(cè)傾失穩(wěn)的可能性，即需要注意車輛對(duì)大橋靜風(fēng)穩(wěn)定檢驗(yàn)風(fēng)速的影響。

(4) 流場(chǎng)顯示結(jié)果表明，車橋組合時(shí)，車輛處于橋梁前緣分離產(chǎn)生的低速區(qū)，迎風(fēng)面和車底繞流氣流速度降低；對(duì)于主梁而言，車輛的存在使來(lái)流受阻并降低流速。車橋系統(tǒng)尾流寬度較單車、單橋時(shí)大大增加，使車輛與主梁背風(fēng)面和車頂?shù)呢?fù)壓增強(qiáng)。車、橋氣動(dòng)力變化情況取決于結(jié)構(gòu)物表面繞流氣流速度降低幅度與負(fù)壓增強(qiáng)幅度之差。

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Wind tunnel tests for aerodynamic interference between streamline type box bridges and rail vehicles under cross wind

ZOU Yunfeng1,2,3, HE Xuhui1,2, GUO Xiangrong1,2, HE Wei1,2, HE Jun1,2

(1.School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China;2.National Engineering Laboratory for High Speed Railway Construction, Changsha 410075, China;3.China Construction Fifth Engineering Division CORP., LTD, Changsha 410004, China)

Existing studies showed that there is a significant aerodynamic interference between rail vehicles and bridges, however, most existing studies focus on streamline type high-speed rail vehicles and simply supported beam bridges with a blunt body shape, and the influence of bridge on aerodynamic forces of vehicle.Here, the aerodynamic interference between a streamline type box bridge and a rail vehicle with a blunt body shape was studied.The aerodynamic forces of the vehicle and the bridge for different combination cases and wind attack angles were measured in the wind tunnel laboratory of Central South University with a rigid section model force-measuring test, and a test platform was developed to ensure that the aerodynamic forces of the vehicle and the bridge can be measured synchronously.According to test results, the influences of aerodynamic interference between the vehicle and the bridge on the aerodynamic forces of the vehicle, the bridge and the vehicle-bridge system were analyzed.Furthermore, the aerodynamic interference mechanism was revealed according to the flow field visualization results which were obtained with the smoke-wire technique.The results laid a foundation for deriving empirical formulas to calculate the aerodynamic forces of vehicles and bridges considering their dynamic interference, and provided a reference for deeply understanding the aerodynamic interference mechanism between vehicles and bridges.

cross wind; streamline box bridge; rail vehicle; aerodynamic interference; vehicle-bridge system; wind tunnel test

國(guó)家自然科學(xué)基金(51322808; 51508580; U1534206)；湖南省自然科學(xué)基金(2016JJ3149)；中國(guó)博士后科學(xué)基金(2014M562133)；中國(guó)鐵路總公司科技研究開(kāi)發(fā)計(jì)劃(2015G002-C)；中南大學(xué)“創(chuàng)新驅(qū)動(dòng)計(jì)劃”(2015CX006)；長(zhǎng)沙理工大學(xué)橋梁工程安全控制省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開(kāi)放基金(14KB02)

2015-10-30 修改稿收到日期：2016-01-27

鄒云峰 男，講師，博士,1984年生。

何旭輝 男，教授，博士生導(dǎo)師,1975年生。

U441+.2; U216 9

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.05.015