王玉晶， 郭薇薇，2， 夏 禾，2， 張 楠，2， 張 田

(1. 北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044； 2. 北京市結(jié)構(gòu)風(fēng)工程和城市風(fēng)環(huán)境重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100044； 3. 大連海事大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院，遼寧 大連 116026)

隨著高速鐵路的迅速發(fā)展，列車在強(qiáng)側(cè)風(fēng)作用下的傾覆事故時(shí)有發(fā)生，風(fēng)荷載作用下的行車安全問題變得愈加突出[1]。提高強(qiáng)風(fēng)作用下列車安全性的措施主要有：優(yōu)化車輛外形、通過強(qiáng)風(fēng)監(jiān)測(cè)系統(tǒng)控制列車運(yùn)行速度和設(shè)置風(fēng)屏障[2]。但是列車的降速或者停運(yùn)會(huì)影響運(yùn)營效率，造成一定的經(jīng)濟(jì)損失。而風(fēng)屏障可以為列車提供一個(gè)較低風(fēng)速的風(fēng)環(huán)境，進(jìn)而有效提高列車行車安全性。因此，對(duì)于已有車輛來說，設(shè)置風(fēng)屏障更加行之有效。

近年來，很多學(xué)者通過現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)、數(shù)值模擬與風(fēng)洞試驗(yàn)等方法對(duì)風(fēng)屏障的防風(fēng)性能進(jìn)行了研究。結(jié)果表明[3-5]：在路基上設(shè)置風(fēng)屏障可以大大提高列車的運(yùn)行安全性，但對(duì)于橋梁來說，風(fēng)屏障在減小列車運(yùn)行區(qū)域風(fēng)速的同時(shí)增大了橋梁的迎風(fēng)面積，使橋梁的風(fēng)荷載加大，這是不利的。因此，人們采用孔隙式風(fēng)屏障來降低橋梁風(fēng)荷載。郭文華、李永樂、何旭輝等[6-9]采用風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值模擬的方法研究了雷諾數(shù)、風(fēng)攻角、風(fēng)屏障參數(shù)(高度和透風(fēng)率)對(duì)車橋系統(tǒng)氣動(dòng)特性的影響，并給出了風(fēng)屏障高度和透風(fēng)率的建議取值。

列車的氣動(dòng)力不僅受風(fēng)屏障高度和透風(fēng)率的影響，還與線路結(jié)構(gòu)形式、風(fēng)屏障的安裝位置和行車位置有關(guān)。本文采用風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)的方法，對(duì)高速鐵路32 m簡支箱梁和16 m T梁的截面三分力系數(shù)進(jìn)行了測(cè)試，對(duì)比分析了列車在不同梁型上的氣動(dòng)特性，并與其在平地路基上的結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比；分析了風(fēng)屏障安裝位置和行車位置對(duì)車橋系統(tǒng)氣動(dòng)力系數(shù)的影響；選取一種工況進(jìn)行了數(shù)值模擬，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，解釋了風(fēng)屏障-車-橋系統(tǒng)氣動(dòng)繞流機(jī)理；最后，對(duì)不同線路結(jié)構(gòu)形式和風(fēng)屏障安裝位置時(shí)車輛的行車安全性進(jìn)行分析。

1 試驗(yàn)概況

試驗(yàn)在北京交通大學(xué)風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行。該風(fēng)洞是一座雙試驗(yàn)段回流大型多功能邊界層風(fēng)洞，風(fēng)洞試驗(yàn)段尺寸為：3.0 m×2.0 m×15.0 m(寬×高×長)。試驗(yàn)風(fēng)速為8～10 m/s，風(fēng)場(chǎng)湍流度小于0.5%。

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c測(cè)點(diǎn)布置

制作了風(fēng)屏障-列車-箱梁、風(fēng)屏障-列車-T梁和風(fēng)屏障-列車-路基三種風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，如圖1所示。綜合考慮列車和橋梁的幾何尺寸、風(fēng)洞高速段截面尺寸和阻塞度要求，模型(含風(fēng)屏障、橋梁、列車等)的幾何縮尺比為1∶32，最大阻塞比為10.5%。

圖1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig.1 Test models

列車模型是CRH2型高速列車的中間車，忽略了轉(zhuǎn)向架、輪對(duì)和門把手等細(xì)部結(jié)構(gòu)，外形上與實(shí)物保持一致，以盡可能真實(shí)的模擬實(shí)際氣流的繞流。箱梁模型和T梁模型的長度為2.6 m，車輛模型長度為2.4 m。箱梁和車輛模型均以鋼管為骨架，外殼采用ABS板制作，以保證模型具有足夠的剛度和強(qiáng)度，在試驗(yàn)中不變形且不出現(xiàn)明顯的振動(dòng)以保證測(cè)試的精度。T梁模型采用薄鋼板直接沖壓而成，用木質(zhì)板模擬路基。風(fēng)屏障模型是長度為2.6 m的圓孔式ABS板，通過三角支撐固定在線路結(jié)構(gòu)表面，保證其在試驗(yàn)過程中不發(fā)生變形。箱梁模型和T梁模型距地面1.0 m，路基模型距地面0.5 m，車橋間距為0.02 m。

圖2 測(cè)點(diǎn)位置及編號(hào)Fig.2 Pressure taps on vehicle surface

本試驗(yàn)采用壓力積分法計(jì)算作用在車輛上的氣動(dòng)力，因此在沿列車長度方向在車體表面布置5個(gè)測(cè)壓斷面。為排除洞壁的氣動(dòng)干擾效應(yīng)，將其中2個(gè)測(cè)壓斷面布置在車輛兩端。如圖2(a)所示，在列車中間對(duì)車布置3個(gè)測(cè)壓面，數(shù)據(jù)分析時(shí)取中間3個(gè)截面計(jì)算結(jié)果的平均值。圖2(b)所示為每個(gè)測(cè)壓面的測(cè)點(diǎn)布置，考慮測(cè)量結(jié)果的準(zhǔn)確性、車輛橫截面尺寸和車輛模型內(nèi)的走線情況，每個(gè)測(cè)壓面上布置40個(gè)風(fēng)壓測(cè)點(diǎn)，共200個(gè)風(fēng)壓測(cè)點(diǎn)。

1.2 測(cè)試儀器

試驗(yàn)分為兩部分：橋梁剛性模型的靜力實(shí)驗(yàn)和車輛模型的測(cè)壓實(shí)驗(yàn)。

靜力實(shí)驗(yàn)是通過連接于橋梁模型兩端的桿式五分量測(cè)力天平測(cè)得系統(tǒng)整體的氣動(dòng)力。測(cè)力天平可以測(cè)得橫橋向、豎橋向兩個(gè)方向的力及橫橋向、豎橋向和縱橋向三個(gè)方向的力矩分量。梁體通過測(cè)力天平與轉(zhuǎn)盤相連，并通過電機(jī)驅(qū)動(dòng)轉(zhuǎn)盤來精確控制來流與試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷膴A角，即風(fēng)攻角α。

測(cè)壓試驗(yàn)的測(cè)試對(duì)象是車輛，在測(cè)試時(shí)通過螺栓將車輛固定在橋梁或路基的表面，采用美國PSI公司的電子壓力掃描閥測(cè)試車輛表面的風(fēng)壓。壓力采集設(shè)備為美國PSI公司生產(chǎn)的4個(gè)ESP-64HD微型壓力掃描模塊，可實(shí)現(xiàn)256個(gè)點(diǎn)的高速同步測(cè)壓。采樣時(shí)長是80 s，采樣頻率為312.5 Hz。

試驗(yàn)中，車輛和橋梁相接觸。通過測(cè)壓試驗(yàn)得到車輛的三分力，通過測(cè)力試驗(yàn)得到車橋系統(tǒng)整體的三分力，最后通過力的合成定理計(jì)算得到作用在橋梁上的三分力。

1.3 實(shí)驗(yàn)工況

選用CRH2型高速列車和大風(fēng)區(qū)常用的箱梁、T梁和路基作為研究對(duì)象，測(cè)試風(fēng)屏障對(duì)提高列車安全性能的影響。參考文獻(xiàn)[10]，選取高度為3.5 m、透風(fēng)率為30%的圓孔式風(fēng)屏障，分析不同工況下車輛和橋梁的氣動(dòng)力，表1所列為試驗(yàn)的工況安排，按照不同的線路架構(gòu)形式、風(fēng)屏障位置、立車行車位置、風(fēng)攻角、風(fēng)速等，共設(shè)計(jì)了318個(gè)吹風(fēng)工況。

表1 試驗(yàn)工況Tab.1 Test cases

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 三分力系數(shù)

不同風(fēng)攻角下作用在模型上的氣動(dòng)力可用三分力描述，即側(cè)力FD(α)、升力FL(α)和力矩M(α)，M(α)作用在模型的幾何形心,三分力系數(shù)計(jì)算如式所示

(1)

式中：CD(α)、CL(α)、CM(α)分別是風(fēng)軸坐標(biāo)系下的側(cè)力系數(shù)、升力系數(shù)和力矩系數(shù)；α為來流攻角(°)；U為來流風(fēng)速(m/s)；ρ為空氣密度(ρ=1.225 kg/m3)；H、B和L分別為節(jié)段模型的高度、寬度和長度(m)。

2.2 線路結(jié)構(gòu)形式的影響

箱梁、T梁和路基的存在會(huì)不同程度地影響列車周圍的風(fēng)場(chǎng)，因此將箱梁、T梁和路基三種不同線路結(jié)構(gòu)形式下車輛的氣動(dòng)力進(jìn)行對(duì)比。

表2所示為風(fēng)攻角α=0°時(shí)，不同線路結(jié)構(gòu)形式下的車輛三分力系數(shù)測(cè)試結(jié)果?？梢钥闯觯孩亠L(fēng)速分別為8 m/s、9 m/s和10 m/s時(shí)，相同線路結(jié)構(gòu)形式上車輛的三分力系數(shù)都比較接近。即當(dāng)風(fēng)速在一定范圍內(nèi)變化時(shí)，其對(duì)車輛氣動(dòng)力特性的影響較小，可以忽略。因此，可取不同風(fēng)速下車輛三分力系數(shù)的均值進(jìn)行分析。②車輛在不同線路結(jié)構(gòu)上的力矩系數(shù)都很小，對(duì)車輛影響可以忽略，車輛安全性主要由側(cè)力系數(shù)和升力系數(shù)控制。對(duì)比側(cè)力系數(shù)和升力系數(shù)可知，當(dāng)車輛在路基上運(yùn)行時(shí)最安全。而車輛在不同線路結(jié)構(gòu)形式上的力矩系數(shù)都很小，接近零。

表2 車輛三分力系數(shù)Tab.2 Tri-component coefficients of vehicle

圖3給出了箱梁和T梁上車輛三分力系數(shù)隨風(fēng)攻角的變化規(guī)律。從側(cè)力系數(shù)上看，列車在箱梁和T梁上時(shí)側(cè)力系數(shù)隨風(fēng)攻角先減小后增大。但車輛在箱梁上時(shí)，CD的最小值出現(xiàn)在α=-2°，而在T梁上時(shí)，CD在α=+2°時(shí)最小。升力系數(shù)CL隨風(fēng)攻角的增加而線性減小，在-2°附近相等。但是由于箱梁和T梁的截面形狀不同，當(dāng)風(fēng)攻角大于-2°時(shí)，箱梁上車輛的CL減小更迅速。與升力系數(shù)相反，力矩系數(shù)隨風(fēng)攻角的增加而增加，且在-2°附近時(shí)兩者最為接近。箱梁的力矩系數(shù)增加了161%，T梁的增加了77.6%。

圖3 車輛在不同梁型上的三分力系數(shù)Fig.3 Tri-component coefficients of vehicle at different bridges

2.3 風(fēng)屏障位置的影響

選取箱梁這一典型的結(jié)構(gòu)形式，分析車輛位于迎風(fēng)側(cè)和背風(fēng)側(cè)時(shí)，風(fēng)屏障安裝位置(在迎風(fēng)側(cè)安裝單側(cè)風(fēng)屏障和安裝雙側(cè)風(fēng)屏障)對(duì)車橋系統(tǒng)氣動(dòng)特性的影響。

圖4(a)給出了不同風(fēng)攻角下箱梁上安裝單側(cè)風(fēng)屏障和雙側(cè)風(fēng)屏障時(shí)迎風(fēng)側(cè)車輛三分力系數(shù)的變化規(guī)律。對(duì)比可知，風(fēng)屏障安裝位置不同時(shí)，車輛的氣動(dòng)力系數(shù)都很接近。只有風(fēng)攻角在-2°～+4°范圍內(nèi)且安裝雙側(cè)風(fēng)屏障時(shí)的CL略小于安裝單側(cè)風(fēng)屏障時(shí)的CL。這是由于當(dāng)來流經(jīng)過迎風(fēng)側(cè)的風(fēng)屏障時(shí)，只有部分氣流穿過，其余氣流在風(fēng)屏障頂部和橋梁底部發(fā)生繞流，而作用在車輛表面的氣流在車頂和車體迎風(fēng)面的交界處又發(fā)生二次繞流，因此經(jīng)過迎風(fēng)側(cè)風(fēng)屏障和列車的雙重阻擋作用后，位于背風(fēng)列車區(qū)域的風(fēng)場(chǎng)已經(jīng)較弱。在背風(fēng)側(cè)安裝孔隙式風(fēng)屏障對(duì)此區(qū)域流場(chǎng)的影響較小。因此，安裝雙側(cè)風(fēng)屏障對(duì)車輛氣動(dòng)力影響很小。

圖4(b)給出了不同風(fēng)攻角下背風(fēng)側(cè)車輛三分力系數(shù)的變化規(guī)律。對(duì)比可知，安裝雙側(cè)風(fēng)屏障后背風(fēng)側(cè)列車的CD都大于安裝單側(cè)風(fēng)屏障時(shí)的值，而CL在-6°～+2°范圍內(nèi)也都大于單側(cè)風(fēng)屏障的情況，風(fēng)攻角為+4°和+6°時(shí)，安裝單側(cè)風(fēng)屏障時(shí)較大，分別比安裝雙側(cè)擋風(fēng)屏?xí)r大37.4%和23.1%。在任何風(fēng)攻角下，兩者的CM很接近，安裝背風(fēng)側(cè)風(fēng)屏障對(duì)力矩系數(shù)的影響可以忽略。這是由于背風(fēng)側(cè)風(fēng)屏障的存在使得列車下游的風(fēng)場(chǎng)減弱，而對(duì)迎風(fēng)側(cè)風(fēng)屏障和列車之間的風(fēng)場(chǎng)影響很小。

圖5(a)給出了在不同位置安裝風(fēng)屏障且車輛位于迎風(fēng)側(cè)時(shí)橋梁三分力系數(shù)隨風(fēng)攻角的變化規(guī)律。可以看出，橋梁的側(cè)力系數(shù)隨風(fēng)攻角的增加持續(xù)增加，且安裝雙側(cè)風(fēng)屏障時(shí)的CD一直大于安裝單側(cè)風(fēng)屏障時(shí)的CD。α在-2°～+6°時(shí)，雙側(cè)風(fēng)屏障時(shí)橋梁的升力系數(shù)小于單側(cè)風(fēng)屏障時(shí)的升力系數(shù)。力矩系數(shù)基本相等，且數(shù)值隨風(fēng)攻角變化較小，但風(fēng)攻角從-6°到+6°時(shí)，單側(cè)風(fēng)屏障和雙側(cè)風(fēng)屏障時(shí)橋梁的CM增幅都很大，分別為96.7%和159%。背風(fēng)側(cè)風(fēng)屏障的存在增大了橋梁的迎風(fēng)面積，但由于迎風(fēng)側(cè)風(fēng)屏障和車輛對(duì)側(cè)風(fēng)的雙重阻擋作用，作用在背風(fēng)側(cè)風(fēng)屏障上的力明顯減小。

圖4 車輛三分力系數(shù)Fig.4 Tri-component coefficients of vehicle

圖5(b)給出了車輛位于背風(fēng)側(cè)時(shí)橋梁三分力系數(shù)隨風(fēng)攻角的變化規(guī)律?？芍?，α在-2°～+6°時(shí)，橋梁的三分力系數(shù)均比較接近。而在-6°～-4°時(shí)，安裝雙側(cè)風(fēng)屏障的CD和CM偏大，而CL偏小。由于背風(fēng)側(cè)風(fēng)屏障距離背風(fēng)側(cè)列車較近，因此列車位于背風(fēng)側(cè)時(shí)，背風(fēng)側(cè)風(fēng)屏障的存在對(duì)風(fēng)場(chǎng)的影響較小，只是在某些風(fēng)攻角下對(duì)橋梁的氣動(dòng)特性有所影響。

圖5 橋梁的三分力系數(shù)Fig.5 Tri-component coefficients of bridge

2.4 行車位置的影響

雙線鐵路一般會(huì)存在雙車的情況，迎風(fēng)側(cè)車、背風(fēng)側(cè)車和橋梁之間存在不可忽略的氣動(dòng)干擾效應(yīng)。以安裝單側(cè)風(fēng)屏障的箱梁為分析對(duì)象，單車(包括迎風(fēng)側(cè)車和背風(fēng)側(cè)車)和雙車時(shí)車橋系統(tǒng)的氣動(dòng)力系數(shù)如表3所示。

表3 不同行車位置時(shí)的車橋三分力系數(shù)Tab.3 Tri-component coefficients of train-bridge system α=0°

從表3中可以看出，單車時(shí)，迎風(fēng)側(cè)車的氣動(dòng)力系數(shù)都大于背風(fēng)側(cè)車，而橋梁的氣動(dòng)力系數(shù)都略微偏小。雙車存在時(shí)，迎風(fēng)側(cè)車的氣動(dòng)力系數(shù)仍然大于背風(fēng)側(cè)車，橋梁的氣動(dòng)力系數(shù)基本不變。背風(fēng)車的存在使得迎風(fēng)側(cè)車的CD減小了5.3%，但CL增加了21.1%。迎風(fēng)車的存在使得背風(fēng)側(cè)車的CD和CL分別減小了244.4%和33.3%，而CM增加了33.3%。

圖6(a)所示為單車和雙車時(shí)迎風(fēng)側(cè)車的三分力系數(shù)隨風(fēng)攻角的變化規(guī)律。可見，有無背風(fēng)側(cè)列車時(shí)，車輛的氣動(dòng)力系數(shù)隨風(fēng)攻角的變化趨勢(shì)一樣，數(shù)值也基本相同。這是由于迎風(fēng)側(cè)車的下游區(qū)域風(fēng)速較小，背風(fēng)側(cè)車對(duì)迎風(fēng)側(cè)車的氣動(dòng)干擾較小，亦即背風(fēng)側(cè)車的存在對(duì)迎風(fēng)側(cè)車的氣動(dòng)特性影響較小。

圖6(b)所示為單車和雙車時(shí)背風(fēng)側(cè)車的三分力系數(shù)隨風(fēng)攻角的變化規(guī)律?？煽闯?，迎風(fēng)側(cè)車對(duì)背風(fēng)側(cè)車的三分力系數(shù)影響較大，尤其明顯的是側(cè)力系數(shù)。雙車存在時(shí)，背風(fēng)側(cè)車的側(cè)力系數(shù)明顯減小，甚至有負(fù)數(shù)的情況，這是由于迎風(fēng)側(cè)車的遮風(fēng)效應(yīng)減小了背風(fēng)側(cè)車上的風(fēng)荷載，以至受到“吸引”作用。在所有風(fēng)攻角情況下，背風(fēng)側(cè)車的升力系數(shù)也小于雙車時(shí)。

圖6 車輛三分力系數(shù)Fig.6 Tri-component coefficients of vehicle

圖7所示為單車(迎風(fēng)側(cè)車和背風(fēng)側(cè)車)運(yùn)行和雙車3種工況下的橋梁三分力系數(shù)?？梢钥闯?，隨著風(fēng)攻角的增大，橋梁的側(cè)力系數(shù)和力矩系數(shù)也都隨之增大，相反升力系數(shù)隨之減小。當(dāng)風(fēng)攻角大于-2°時(shí)，背風(fēng)側(cè)行車的橋梁CD和CM最大，而迎風(fēng)側(cè)行車時(shí)最??；在-6°～-2°時(shí)，三種行車工況下橋梁的CD和CM較為接近。三者的CL在+3°附近相等，當(dāng)風(fēng)攻角大于+4°時(shí)，迎風(fēng)側(cè)行車時(shí)橋梁的升力系數(shù)又成為最大值。這是由于風(fēng)攻角改變后，迎風(fēng)側(cè)車和背風(fēng)側(cè)車與橋梁之間的流場(chǎng)發(fā)生改變，氣動(dòng)干擾效應(yīng)也發(fā)生相應(yīng)變化。

圖7 橋梁的三分力系數(shù)Fig.7 Tri-component coefficients of bridge

3 CFD數(shù)值模擬

對(duì)風(fēng)洞縮尺模型的測(cè)試精度進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，選取安有單側(cè)風(fēng)屏障的車-橋系統(tǒng)進(jìn)行CFD數(shù)值模擬，車輛分別位于迎風(fēng)側(cè)和背風(fēng)側(cè)。建立三維數(shù)值模型，數(shù)值模型的尺寸與風(fēng)洞試驗(yàn)中模型的尺寸相同，計(jì)算域的尺寸為8.4 m×4.4 m×0.4 m，網(wǎng)格采用六面體網(wǎng)格形式，數(shù)量為1 042萬。采用RNGk-ε湍流模型，設(shè)定來流面為速度入口邊界條件，出口為靜壓為零的壓力出口邊界條件，上表面為滑移壁面，地面為無滑移壁面，風(fēng)速取為10 m/s，計(jì)算結(jié)果列于表4中。

表4 風(fēng)洞試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比Tab.4 Comparisons ofresults from tests and simulation

從表4知，數(shù)值模擬與試驗(yàn)得到的CD和CL較為接近，擋風(fēng)屏后風(fēng)場(chǎng)復(fù)雜且CM本身較小，因此差別稍大。

圖8所示為車橋系統(tǒng)的壓強(qiáng)分布云圖。從圖中可知風(fēng)屏障的存在改變了車橋系統(tǒng)周圍的流場(chǎng)，側(cè)風(fēng)直接作用在風(fēng)屏障上，風(fēng)屏障無孔處的壓強(qiáng)最大值為70 Pa左右，而在開孔位置氣流流速加快，使得列車迎風(fēng)面的壓強(qiáng)成為負(fù)值。風(fēng)屏障和列車迎風(fēng)面之間的渦流變化復(fù)雜，壓強(qiáng)最小值出現(xiàn)在列車迎風(fēng)面和上表面交界處，約為-140 Pa。且在車橋系統(tǒng)的下游出現(xiàn)了較大漩渦，漩渦不斷地脫落。

圖8 壓強(qiáng)分布云圖(Pa)Fig.8 Contour of pressure distribution (Pa)

4 列車安全性分析

高速列車在強(qiáng)側(cè)風(fēng)下發(fā)生傾覆，主要是高速列車的側(cè)力、升力和二者共同產(chǎn)生的側(cè)傾力矩過大造成的，其中側(cè)傾力矩是衡量列車橫風(fēng)穩(wěn)定性最重要的指標(biāo)，為便于分析，轉(zhuǎn)換成側(cè)傾力矩系數(shù)[11]。如圖9所示，將實(shí)驗(yàn)得到的作用于列車幾何形心的三分力轉(zhuǎn)換到作用于左右輪軌接觸軸線上的力矩Ml和Mr，再進(jìn)行無量綱化，即可得到CMl和CMr。

圖9 側(cè)傾力矩系數(shù)Fig.9 Rolling moment coefficient

左右軌線上側(cè)傾力矩系數(shù)的計(jì)算如式(2)所示

(2)

式中：CD、CL、CM分別為相對(duì)于車輛形心的側(cè)力系數(shù)、升力系數(shù)和力矩系數(shù)；b為車輛形心至軌道的水平距離(m)；h為車輛形心至軌道的垂直距離(m)。

在不同線路結(jié)構(gòu)形式和風(fēng)屏障位置下，左右軌線上的側(cè)傾力矩系數(shù)，如表5所示。

由表5可知，右軌線上的側(cè)傾力矩系數(shù)總是大于左軌上的側(cè)傾力矩系數(shù)。在不同線路上時(shí)，列車的CMl基本相同，而在箱梁上時(shí)CMr最大，而在路基上的側(cè)傾力矩系數(shù)最小。相對(duì)于單側(cè)風(fēng)屏障的情況，安裝雙側(cè)風(fēng)屏障并沒有有效改善列車的抗側(cè)傾能力，相反卻使列車相對(duì)于右軌線的側(cè)傾力矩系數(shù)略微增大。

表5 車輛的側(cè)傾力矩系數(shù)Tab.5 Rolling moment coefficients of vehicle

5 結(jié) 論

針對(duì)高速列車在箱梁、T梁和路基三種不同結(jié)構(gòu)形式上運(yùn)行的系統(tǒng)模型進(jìn)行節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)。對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析可以得出如下結(jié)論：

(1) 當(dāng)風(fēng)速在一定范圍內(nèi)變化時(shí)，風(fēng)速對(duì)車輛三分力系數(shù)的影響較小，可以忽略。較于箱梁和T梁，列車在路基上運(yùn)行時(shí)的側(cè)力系數(shù)、升力系數(shù)和力矩系數(shù)均最小，行駛較安全。

(2) 安裝單側(cè)風(fēng)屏障和雙側(cè)風(fēng)屏障時(shí)，車輛的氣動(dòng)力系數(shù)都很接近。只有風(fēng)攻角在-2°～+4°范圍內(nèi)且安裝雙側(cè)風(fēng)屏障時(shí)CL略小于安裝單側(cè)風(fēng)屏障時(shí)的CL。背風(fēng)側(cè)風(fēng)屏障的存在增大了橋梁的迎風(fēng)面積，但是由于迎風(fēng)側(cè)風(fēng)屏障和車輛的遮風(fēng)效應(yīng)，作用在背風(fēng)側(cè)風(fēng)屏障上的氣動(dòng)力明顯減小。

(3) 雙車存在時(shí)，迎風(fēng)側(cè)車的下游區(qū)域風(fēng)速較小，背風(fēng)側(cè)車對(duì)迎風(fēng)側(cè)車的氣動(dòng)干擾較小，而迎風(fēng)側(cè)車對(duì)背風(fēng)側(cè)車的氣動(dòng)特性影響較大。在不同行車工況下，橋梁的側(cè)力系數(shù)和力矩系數(shù)也都隨風(fēng)攻角增大而增大，相反升力系數(shù)隨之減小。

(4) 數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)得到的CD和CL較為接近。風(fēng)屏障的存改變了作用于迎風(fēng)側(cè)車周圍的風(fēng)場(chǎng)，并且在車橋系統(tǒng)下游產(chǎn)生較大漩渦。

(5) 車輛對(duì)右軌線的側(cè)傾力矩系數(shù)總是大于對(duì)左軌線的側(cè)傾力矩系數(shù)。在不同線路上時(shí)，車輛的CMl基本相同，而CMr在箱梁上時(shí)最大。安裝雙側(cè)風(fēng)屏障并沒有明顯改善列車的抗側(cè)傾能力。