李 波，陳文龍，楊慶山，田玉基，李若琦

(1. 北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，北京 100044；2. 結(jié)構(gòu)風(fēng)工程與城市風(fēng)環(huán)境北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100044；3. 中南大學(xué)土木學(xué)院，長(zhǎng)沙 410075；4. 重慶大學(xué)土木學(xué)院，重慶 400045)

大風(fēng)是影響列車運(yùn)行安全的主要因素之一，國(guó)內(nèi)外學(xué)者開展了大量研究。Baker 等[1]、田紅旗[2]建立了通過分析大風(fēng)環(huán)境下列車空氣動(dòng)力特性進(jìn)行列車安全性研究的方法。Tian[3]采用數(shù)值模擬方法，研究了不同風(fēng)速和不同擋風(fēng)墻高度時(shí)的列車側(cè)力、升力和傾覆力矩等氣動(dòng)力系數(shù)，并根據(jù)車輛的靜態(tài)力矩平衡原理，得到了不同風(fēng)速和擋風(fēng)墻高度時(shí)列車的傾覆系數(shù)，提出了一種實(shí)用的列車運(yùn)行安全評(píng)估方法。郗艷紅等[4]采用CFD 數(shù)值模擬的方法，得到了橫風(fēng)作用下CRH3 型列車的氣動(dòng)力，通過脫軌系數(shù)和輪重減載率給出了橫風(fēng)作用下高速列車的最大安全運(yùn)行速度限值與橫風(fēng)風(fēng)速之間的對(duì)應(yīng)關(guān)系。鈴木実和彭惠民[5]利用車輛模型走行裝置，通過風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)量了橫風(fēng)作用下列車的車體表面壓力分布，研究了列車氣動(dòng)力中對(duì)列車傾覆具有最大影響的側(cè)向風(fēng)力特征。Kikuchi 和Suzuki[6]比較了通過風(fēng)洞試驗(yàn)和足尺模型試驗(yàn)得到氣動(dòng)力系數(shù)，評(píng)估了各氣動(dòng)系數(shù)對(duì)臨界風(fēng)速的影響，指出升力系數(shù)、傾覆力矩系數(shù)對(duì)車輛傾覆的影響小于側(cè)力系數(shù)。于夢(mèng)閣等[7]建立了隨機(jī)風(fēng)下高速列車運(yùn)行安全可靠性及可靠性靈敏度的評(píng)估方法，得到了隨機(jī)風(fēng)速作用下高速列車的概率特征風(fēng)速曲線。Liu 等[8]研究了風(fēng)速變化對(duì)列車動(dòng)力學(xué)的影響，并將傾覆系數(shù)設(shè)置為安全極限，獲得了變化風(fēng)速條件下列車的傾覆臨界風(fēng)速。何佳駿等[9]通過CFD 數(shù)值模擬，基于車橋耦合振動(dòng)分析，給出了CRH3 型列車通過橋隧過渡段時(shí)輪軌的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，以此為基礎(chǔ)對(duì)列車運(yùn)行安全進(jìn)行了評(píng)估。李波等[10]采用數(shù)值模擬的方法，研究了防風(fēng)柵對(duì)高速列車的擋風(fēng)作用。

近年來，研究者還開始關(guān)注龍卷風(fēng)作用下列車的運(yùn)行安全問題。Baker 和Sterling[11]通過使用準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)力系數(shù)，提出了一種對(duì)龍卷風(fēng)作用下列車傾覆事故進(jìn)行概率分析的方法。Xu 等[12]利用數(shù)值模擬的方法，得到了龍卷風(fēng)渦旋作用下高速列車氣動(dòng)力特征，并通過脫軌系數(shù)、傾覆系數(shù)對(duì)列車的運(yùn)行安全性進(jìn)行了評(píng)估。Suzuki 等[13-14]研究了列車經(jīng)過龍卷風(fēng)渦旋中心時(shí)的非穩(wěn)態(tài)表面壓力，根據(jù)壓力數(shù)據(jù)估算了側(cè)力、升力和偏航力矩的氣動(dòng)力特性。與龍卷風(fēng)相似，下?lián)舯┝饕彩且环N強(qiáng)致災(zāi)性局地極端強(qiáng)風(fēng)，具有空間尺度小、突發(fā)性強(qiáng)、持續(xù)時(shí)間短、風(fēng)速大且變化劇烈的特點(diǎn)，近年來在我國(guó)造成了巨大財(cái)產(chǎn)損失和人員傷亡，如2015 年“東方之星”游輪傾覆事故[15]。Sengupta等[16]利用物理模擬器研究了下?lián)舯┝髯饔孟铝⒎襟w表面風(fēng)壓分布特性；趙揚(yáng)和曹曙陽[17]利用主動(dòng)控制風(fēng)洞研究了下?lián)舯┝鳟a(chǎn)生的風(fēng)速突變氣流對(duì)結(jié)構(gòu)空氣動(dòng)力學(xué)參數(shù)的影響；李藝等[18]、李宏海和歐進(jìn)萍[19]、汪之松等[20]、湯卓等[21]、陳勇等[22]分別利用數(shù)值模擬和物理試驗(yàn)的方法研究了下?lián)舯┝髯饔孟?，不同建筑結(jié)構(gòu)的風(fēng)荷載特征。

我國(guó)是高速鐵路運(yùn)行里程最長(zhǎng)、在建規(guī)模最大的國(guó)家，而在高速鐵路線網(wǎng)密集的華南、西南地區(qū)，下?lián)舯┝靼l(fā)生頻次高、強(qiáng)度大[19]，高速列車遭受下?lián)舯┝饕u擊的風(fēng)險(xiǎn)越來越高，有必要對(duì)下?lián)舯┝髯饔孟赂咚倭熊嚨陌踩阅苓M(jìn)行評(píng)估。

本文利用物理模擬器得到了高速列車在穩(wěn)態(tài)下?lián)舯┝髯饔孟職鈩?dòng)力特征，并依據(jù)氣動(dòng)流場(chǎng)作用下的輪軌力對(duì)列車運(yùn)行安全進(jìn)行了評(píng)估，建立了一套利用物理模擬器的下?lián)舯┝髯饔孟赂咚倭熊囘\(yùn)行安全性評(píng)估方法。

1 風(fēng)洞試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)風(fēng)場(chǎng)

北京交通大學(xué)風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室下?lián)舯┝髂M器噴口直徑Djet=600 mm ，噴口距底板Hjet=60 mm，出流速度Vjet=10 m/s，如圖1(a)所示。利用模擬器得到的下?lián)舯┝黠L(fēng)速場(chǎng)、氣壓場(chǎng)如圖1(b)、圖1(c)所示。

圖1 下?lián)舯┝髂M風(fēng)場(chǎng)Fig. 1 Simulated wind field for downburst

下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)的作用區(qū)域劃分為核心區(qū)域、發(fā)展區(qū)域與外圍區(qū)域，可以根據(jù)距離下?lián)舯┝骱诵牡木嚯x確定所處分區(qū)，依據(jù)區(qū)域內(nèi)不同水平風(fēng)速和豎向風(fēng)速的特點(diǎn)進(jìn)行下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)及結(jié)構(gòu)風(fēng)致荷載分析。其中，在下?lián)舯┝骱诵膮^(qū)域(0 ＜r/Djet＜0.5)，豎向風(fēng)速大，水平風(fēng)速較小，近地面受高氣壓的影響較大；在下?lián)舯┝靼l(fā)展區(qū)域(0.5 ＜r/Djet＜1)，豎向風(fēng)速逐漸減小，高氣壓的影響減弱，水平風(fēng)速逐漸增大，當(dāng)徑向距離等于出風(fēng)口直徑即r/Djet=1時(shí)水平風(fēng)速達(dá)到最大，水平風(fēng)速隨高度增加先增大后減小的“鼻形”特征風(fēng)剖面趨于明顯；在下?lián)舯┝魍鈬鷧^(qū)域(r/Djet＞1)，總體風(fēng)剖面趨于均勻，但由于地面粗糙度的影響以及下?lián)舯┝鞯挠绊懛秶哂芯窒扌裕孛骘L(fēng)場(chǎng)的水平風(fēng)速逐漸減小，而上部區(qū)域的水平風(fēng)速值略有增加，這是水平環(huán)形渦影響的結(jié)果。距離噴口中心 1.2Djet處的水平風(fēng)速的豎直風(fēng)剖面如圖2所示，可以看出模擬得到的下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)與已有解析模型[23-25]、實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)[26]吻合較好。與邊界層風(fēng)場(chǎng)中風(fēng)速隨高度增加而單調(diào)增加不同，下?lián)舯┝黠L(fēng)速隨高度的增加先增大，達(dá)到最大值后迅速減小，呈現(xiàn)出明顯的“鼻型”分布。

圖2 水平風(fēng)速的豎直風(fēng)剖面歸一化比較Fig. 2 Normalized comparison of vertical wind profiles for horizontal wind speed

1.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c工況

采用ABS 材料制作高速列車中間車體的剛性測(cè)壓模型(見圖3)，幾何縮尺比為1∶75。為了考慮前后車體的影響，模型兩端延長(zhǎng)，中間有效區(qū)域長(zhǎng)度為333 mm。模型測(cè)點(diǎn)布置如圖4 所示，共有240 個(gè)測(cè)點(diǎn)。

圖3 列車車體試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig. 3 Experimental model of train carriage

試驗(yàn)中，變化模型中心距模擬器中心的距離，得到了相對(duì)徑向距離r/Djet=0、0.33、0.5、0.67、0.83、1、1.17、1.33、1.67、2 時(shí)列車的氣動(dòng)力。

1.3 試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理方法

采用無量綱風(fēng)壓系數(shù)Cp來表示車體表面風(fēng)壓分布特性，其表達(dá)式為：

式中：P為模型表面測(cè)點(diǎn)處測(cè)得的壓力； ρ為空氣密度；Umax為模型最高點(diǎn)所在高度處風(fēng)場(chǎng)水平風(fēng)速沿徑向分布的最大值；風(fēng)壓系數(shù)Cp為正值表明受到的是風(fēng)壓力，為負(fù)值表明受到風(fēng)吸力。

對(duì)模型表面風(fēng)壓積分并進(jìn)行無量綱化處理即得風(fēng)力系數(shù)，車體5 分力如圖5 所示。

圖5 整體5 分力示意圖 /mFig. 5 Schematic diagram of the five-component force

2 風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果

2.1 列車表面風(fēng)壓分布

圖6 給出了當(dāng)列車處于下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)不同徑向位置時(shí)，車體中心橫截面的風(fēng)壓系數(shù)分布。

圖6 車體截面風(fēng)壓分布圖Fig. 6 Wind pressure distribution on cross section of carriage

可以看出，當(dāng)列車位于下?lián)舯┝鞯闹行臅r(shí)(r/Djet=0)，車體中心全截面受壓，且各個(gè)面的風(fēng)壓系數(shù)均在0.6 左右，這說明下?lián)舯┝骱诵膮^(qū)氣壓起控制作用；當(dāng)列車位于核心區(qū)邊緣時(shí)(r/Djet=0.5)，隨著風(fēng)速的增加，氣壓的下降，除迎風(fēng)面風(fēng)壓系數(shù)仍與核心區(qū)基本相同外，其他各處風(fēng)壓系數(shù)均減小，底面角區(qū)甚至出現(xiàn)負(fù)壓；當(dāng)列車位于發(fā)展區(qū)邊緣時(shí)(r/Djet=1)，迎風(fēng)面為正壓，而其他表面均為負(fù)壓，風(fēng)壓系數(shù)分布規(guī)律與橫風(fēng)作用下相同，說明此時(shí)，水平風(fēng)速已經(jīng)起控制作用；隨著距離的進(jìn)一步增加(r/Djet＞1)，由于水平風(fēng)速減小，車體表面的風(fēng)壓系數(shù)亦隨之減小。

圖7 給出了不同相對(duì)徑向距離時(shí)，列車中心橫截面風(fēng)壓系數(shù)對(duì)比圖。可以看出，當(dāng)列車位于下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)核心區(qū)域時(shí)(r/Djet＜0.5)，車體中心全截面受壓；當(dāng)列車位于下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)發(fā)展區(qū)域時(shí)( 0 .5 ＜r/Djet＜1)，迎風(fēng)面仍為正壓，而其他表面由正壓轉(zhuǎn)變?yōu)樨?fù)壓，在r/Djet=1處負(fù)壓達(dá)到最大；當(dāng)列車位于下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)外圍區(qū)域時(shí)(r/Djet＞1)，車體表面風(fēng)壓系數(shù)均明顯減小。

圖 4 測(cè)點(diǎn)布置圖 /mFig. 4 Layout of pressure taps

圖7 風(fēng)壓系數(shù)對(duì)比圖Fig. 7 Comparison of wind pressure coefficient

2.2 車體五分力系數(shù)

圖8 給出了不同相對(duì)徑向距離時(shí)，列車車體5 分力系數(shù)。

圖8 列車車體5 分力系數(shù)Fig. 8 Five-component force coefficient of train carriage

可以看出，側(cè)力系數(shù)、側(cè)滾力矩系數(shù)的絕對(duì)值隨相對(duì)徑向距離的增大而先增大后減小，在相對(duì)徑向距離r/Djet=1時(shí)達(dá)到最大值，此時(shí)水平風(fēng)速達(dá)到最大；升力系數(shù)是下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)高氣壓與水平風(fēng)速綜合作用的結(jié)果，具有2 個(gè)負(fù)峰值，且在相對(duì)徑向距離r/Djet=0.5處的峰值大于r/Djet=1處的峰值，均表現(xiàn)為向下的壓力，當(dāng)r/Djet＞1.5時(shí)，表現(xiàn)為向上的升力。

3 氣動(dòng)流場(chǎng)作用下的輪軌力特征

氣動(dòng)流場(chǎng)作用下的輪軌力是進(jìn)行列車安全性評(píng)估的依據(jù)。將列車車體簡(jiǎn)化為剛體，通過平衡關(guān)系，將下?lián)舯┝髯饔孟铝熊囀艿降娘L(fēng)力、力矩以及列車自身重力換算到列車車輪上，可以得到下?lián)舯┝髯饔孟?，輪?duì)AD、BC(圖5)的橫向力與垂向力。

根據(jù)氣象統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)，下?lián)舯┝髯畲笏斤L(fēng)速可達(dá)80 m/s[27]，本文考察了下?lián)舯┝? m/s～80 m/s風(fēng)速范圍內(nèi)，輪軌的橫向力、垂向力特征。圖9給出了列車高度處下?lián)舯┝黠L(fēng)速分別為30 m/s、50 m/s、80 m/s 時(shí)，輪對(duì)AD 的橫向力、垂向力在不同徑向距離處的變化曲線。

圖9 下?lián)舯┝髯饔孟碌妮嗆壛ig. 9 Wheel-rail force at the action of downburst

可以看出，位于迎風(fēng)側(cè)的輪軌A，橫向力幾乎為0，垂向力隨徑向距離的增大其數(shù)值先減小后增加，在相對(duì)徑向距離r/Djet≈0.83時(shí)達(dá)到最小值；位于背風(fēng)側(cè)的輪軌D 的橫向力、垂向力均隨徑向距離的增大其數(shù)值先增大后減小，在相對(duì)徑向距離r/Djet≈0.83時(shí)達(dá)到最大。不同風(fēng)速下，車輪A、D 的橫向力、垂向力變化趨勢(shì)相同。

圖10 給出了氣動(dòng)力及列車自重對(duì)輪軌D 橫向力、垂向力的貢獻(xiàn)隨相對(duì)徑向距離的變化曲線?？梢钥闯觯嗆塂 的橫向力幾乎全部由側(cè)力產(chǎn)生，搖頭力矩貢獻(xiàn)很小，側(cè)力產(chǎn)生的輪軌橫向力隨相對(duì)徑向距離的增加而先增大后減小，在相對(duì)徑向距離r/Djet=0.83左右時(shí)達(dá)到最大值。輪軌D 的垂向力中，重力的貢獻(xiàn)最大，其次是側(cè)滾力矩，其產(chǎn)生的垂向力隨相對(duì)徑向距離的增加而先增大后減小，點(diǎn)頭力矩產(chǎn)生的輪軌垂向力最?。浑S風(fēng)速的增大，重力的貢獻(xiàn)率逐漸減小，側(cè)滾力矩的貢獻(xiàn)率逐漸增大。

圖10 風(fēng)力與重力對(duì)輪軌力的貢獻(xiàn)Fig. 10 Contribution of wind force and gravity to wheel-rail force

4 安全性評(píng)估

根據(jù)氣動(dòng)流場(chǎng)作用下的輪軌力可以得到輪對(duì)橫向力、輪重減載率、傾覆系數(shù)、輪軌垂向力與脫軌系數(shù)等列車安全指標(biāo)，對(duì)列車進(jìn)行運(yùn)行安全評(píng)估。本文首先通過氣動(dòng)流場(chǎng)作用下的輪軌力，給出下?lián)舯┝髯饔孟铝熊嚨陌踩灾笜?biāo)，確定列車在下?lián)舯┝黠L(fēng)場(chǎng)中的最不利位置，在此基礎(chǔ)上，疊加列車車速引起的安全性指標(biāo)，給出不同車速下列車運(yùn)行安全的下?lián)舯┝髋R界風(fēng)速。

圖11 給出了列車高度處下?lián)舯┝黠L(fēng)速分別為30 m/s、50 m/s、80 m/s 時(shí)，列車的安全性指標(biāo)隨不同相對(duì)徑向位置的變化曲線?？梢钥闯?，不同風(fēng)速時(shí)，各安全性評(píng)價(jià)指標(biāo)的變化趨勢(shì)相同，均隨風(fēng)速的增加而增大。各安全性評(píng)價(jià)指標(biāo)均隨徑向距離的增大先增大后減小，相對(duì)徑向距離r/Djet=0.83時(shí)，安全性評(píng)價(jià)指標(biāo)數(shù)值最大。

圖11 相對(duì)徑向距離對(duì)安全性指標(biāo)的影響Fig. 11 Effect of relative radial distance on safety index

根據(jù)雷國(guó)茂[28]給出的高速列車運(yùn)行安全性指標(biāo)與車速、風(fēng)速之間非線性回歸方程，可以得到車速分別為200 km/h、250 km/h 與300 km/h 時(shí)對(duì)應(yīng)的安全性指標(biāo)大小(見表1)，與未考慮車速的本文試驗(yàn)結(jié)果(最不利位置r/Djet=0.83)進(jìn)行疊加可得列車安全性指標(biāo)隨風(fēng)速的變化曲線(見圖12)。

圖12 安全性指標(biāo)隨風(fēng)速的變化曲線Fig. 12 Variation curve of safety index with wind speed

表1 不考慮風(fēng)速時(shí)的安全性指標(biāo)Table 1 Safety index without considering wind speed

當(dāng)車速分別為0 km/h、250 km/h、300 km/h與350 km/h 時(shí)，安全性指標(biāo)對(duì)應(yīng)的臨界風(fēng)速值見表2?？梢钥闯觯R界風(fēng)速值隨車速的增大而急劇減?。惠唽?duì)橫向力對(duì)應(yīng)的臨界風(fēng)速值最小，脫軌系數(shù)對(duì)應(yīng)的臨界風(fēng)速最大，當(dāng)車速為350 km/h時(shí)，輪對(duì)橫向力對(duì)應(yīng)的臨界風(fēng)速僅為11.51 m/s。

表2 臨界風(fēng)速值Table 2 Critical wind speed values

5 結(jié)論

本文建立了一套利用物理模擬器的下?lián)舯┝髯饔孟赂咚倭熊囘\(yùn)行安全性評(píng)估方法，并以CRH380A型列車為例，給出了不同車速條件下，列車安全運(yùn)行的下?lián)舯┝髋R界風(fēng)速，主要結(jié)論如下：

(1)當(dāng)列車處于下?lián)舯┝骱诵膮^(qū)時(shí)，氣壓起控制作用；當(dāng)列車處于下?lián)舯┝靼l(fā)展區(qū)域時(shí)，氣壓影響減弱，水平風(fēng)速影響增大；當(dāng)列車處于下?lián)舯┝魍鈬鷧^(qū)域時(shí)，水平風(fēng)速起控制作用。

(2)下?lián)舯┝髯饔孟?，?cè)力對(duì)輪軌橫向力貢獻(xiàn)最大，搖頭力矩的貢獻(xiàn)幾乎為0；側(cè)滾力矩對(duì)輪軌垂向力貢獻(xiàn)最大，點(diǎn)頭力矩和升力產(chǎn)生的輪軌垂向力幾乎為0。

(3)列車安全性評(píng)價(jià)指標(biāo)均隨徑向距離的增大先增大后減小，相對(duì)徑向距離r/Djet=0.83時(shí)，為最不利徑向位置。

(4)列車在下?lián)舯┝髯饔孟碌呐R界風(fēng)速值隨車速的增大而急劇減小，其中，輪對(duì)橫向力對(duì)應(yīng)的臨界風(fēng)速值最小，脫軌系數(shù)對(duì)應(yīng)的臨界風(fēng)速值最大。