橫風下流線箱型橋-軌道交通車輛氣動干擾風洞實驗研究

鄒云峰，何旭輝，郭向榮，何 瑋，賀 俊

(1.中南大學 土木工程學院，長沙 410075； 2.高速鐵路建造技術國家工程實驗室，長沙 410075；3.中國建筑第五工程局有限公司，長沙 410004)

橫風下流線箱型橋-軌道交通車輛氣動干擾風洞實驗研究

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 土木工程學院，長沙 410075； 2.高速鐵路建造技術國家工程實驗室，長沙 410075；3.中國建筑第五工程局有限公司，長沙 410004)

軌道交通車輛與橋梁間存在顯著的氣動干擾，但現(xiàn)有研究大多以流線型高鐵車輛和鈍體外形的簡支梁橋為研究對象，且往往重點關注橋梁對車輛氣動力大小的影響。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，首先通過剛性節(jié)段模型測力試驗，利用開發(fā)的車-橋系統(tǒng)氣動力同步分離裝置對不同風攻角、車橋組合方式下車輛和橋梁各自的氣動力進行測試，分析橫風下車橋間氣動干擾對車輛、主梁和車橋系統(tǒng)所受總體氣動力的影響規(guī)律；然后結合煙線法獲得的車橋系統(tǒng)繞流場顯示結果，揭示車橋間氣動干擾機理。研究成果可為以后典型車橋組合工況下車、橋氣動力經(jīng)驗公式的提出奠定基礎，以及深入認識車橋間氣動干擾機理提供參考。

橫風; 流線箱型橋; 軌道交通車輛; 氣動干擾; 車-橋系統(tǒng); 風洞實驗

為確保橋上列車在強風下運行的安全性和舒適性，通常需要進行風-車-橋耦合振動研究[1]。現(xiàn)有風-車-橋系統(tǒng)動力響應分析方法通常將車輛和橋梁作為兩個動力子系統(tǒng)進行求解(車輛方程與橋梁方程由輪軌關系耦聯(lián))，為此需要輸入車輛和橋梁各自的氣動力[2]。對于風-車-橋系統(tǒng)而言，橋梁氣動特性隨列車的到達和離去而改變，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雜的相互氣動干擾，使得車-橋系統(tǒng)氣動特性較單車、單橋時明顯不同[3]。事實上，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)生原因時便指出必須將列車和橋梁作為整體系統(tǒng)進行氣動特性綜合分析[4]。然而，目前規(guī)范中規(guī)定的橋梁風荷載為橋梁獨自存在時受到的風荷載，對車輛也是如此。忽略車橋間存在的相互氣動干擾作用，將導致風-車-橋耦合振動分析結果產(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，車橋間的相互氣動干擾受到了國內(nèi)外學者關注，并進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支梁橋為研究對象，且通常僅關注橋梁對列車氣動力大小的影響，而忽略了車輛對橋梁氣動力的干擾。這是因為現(xiàn)有高鐵橋梁大多以簡支梁橋為主(例如，京滬高鐵90%以上橋梁為簡支梁)，此類橋梁跨度小、剛度大，對風荷載不敏感。然而，研究表明[13-14]，即使是外形較鈍化的簡支梁橋，車輛緊貼在橋面運行時會顯著改變主梁的繞流場，車輛對主梁氣動力的影響不容忽略。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，主梁往往采用流線型外形以提高大跨橋梁的抗風穩(wěn)定性，車輛對流線型橋梁的氣動影響較鈍體橋梁必將愈加突出，影響規(guī)律可能也會不同。

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，通過開發(fā)的車-橋系統(tǒng)氣動力同步分離裝置對不同風攻角、車橋組合方式下車輛、橋梁各自的氣動力進行測試，并嘗試利用煙線法對車橋系統(tǒng)的繞流場進行顯示，結合兩種方法對車橋氣動干擾進行深入研究?；谠囼灲Y果，分析研究車橋組合對車輛和橋梁氣動特性的影響規(guī)律以及影響原因，為今后典型車橋組合工況下車、橋氣動力經(jīng)驗公式的提出奠定基礎。

1 氣動力測試概況

本文研究的列車原型為國家標準地鐵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，長度較大，可認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力都可通過節(jié)段模型測力風洞試驗得到[15]。結合風洞試驗段幾何尺寸，為滿足堵塞率等風洞試驗要求，模型幾何縮尺比選為1∶40，橋梁和列車模型長度均為2.0 m(橋梁模型長寬比為4.08)，最大堵塞率為4.1%(小于規(guī)范規(guī)定的5%，可忽略堵塞率對試驗結果的影響)，模型橫截面尺寸如圖1所示。試驗模型采用優(yōu)質(zhì)木材制作，并在主梁和列車模型內(nèi)部均設置了加勁梁，保證模型具有足夠的強度和剛度，在試驗中模型不發(fā)生變形且不出現(xiàn)明顯的振動以保證測試精度。

(a)主梁(b)列車

圖1 模型橫斷面(mm)

Fig.1 Geometric dimensions of the model (mm)

為同步測試車-橋系統(tǒng)中車輛和橋梁各自的氣動力，本文開發(fā)的測力裝置如圖2所示，列車和橋梁模型水平固定在可轉動圓盤上，二者之間有一定的間隙(車輪高度)以實現(xiàn)氣動力分離；在列車和橋梁模型兩端都裝有動態(tài)測力天平(共安裝(模型數(shù)×2)個天平，模型兩端天平數(shù)據(jù)之和便為該模型受到的氣動力)，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，而滑桿可沿弧形滑槽上下移動，進而實現(xiàn)列車相對橋梁幾何位置的調(diào)整；圓盤、列車和橋梁可繞橋梁端部的測力天平做同軸轉動，以便于風攻角的調(diào)節(jié)，為保證風攻角調(diào)節(jié)精度，在圓盤上設計了定位孔，通過固定不同的定位孔可精確調(diào)節(jié)風攻角；測力裝置由固定在風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)模型長度調(diào)節(jié)。使用的動態(tài)測力天平為日本NITTA公司生產(chǎn)的IFS型六分量動態(tài)天平，測力分辨率為0.02 N，本次試驗采樣頻率設定為1 kHz，采樣時長30 s。

圖2 測力裝置示意圖Fig.2 Schematic diagram of dynamometric device

風洞試驗在“高速鐵路建造技術國家工程實驗室”的高速鐵路風洞試驗系統(tǒng)進行，該系統(tǒng)包括高速和低速兩個試驗段，其中，高速試驗段長15.0 m，寬3.0 m，高3.0 m，試驗風速在0～94 m/s范圍內(nèi)連續(xù)可調(diào)；低速試驗段長18.0 m，寬12.0 m，高3.5 m，試驗風速在0～20 m/s范圍內(nèi)連續(xù)可調(diào)。本次試驗在高速試驗段內(nèi)的均勻流場中完成。研究表明[16]，橫風下列車氣動特性為最不利，因此僅考慮風向角α=90°，即來流方向與橋縱向垂直。表1所列為本文試驗工況安排，共進行約130個吹風工況。

表1 測試工況Tab.1 Test case

2 數(shù)據(jù)處理

空氣動力學中常用三分力系數(shù)描述結構氣動特性，有體軸和風軸兩種坐標系表達方式，但二者可相互轉換，故僅給出體軸坐標系下的測試結果。體軸坐標系下側力系數(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力、升力和力矩時程，各氣動力方向規(guī)定見圖3(圖中，αattack為風攻角，試驗中可通過模型的轉動實現(xiàn)，本文規(guī)定以繞來流方向順時針方向轉角為正)，對其進行時間平均可得到平均值；H，B，L分別為模型的高、寬、長，具體數(shù)值可參見圖1；UH為參考點風速，由眼鏡蛇探針測試得到，參考點高度與主梁模型安裝位置高度相當。

圖3 體軸坐標系下氣動力示意圖Fig.3 Aerodynamic force in body axis

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

3 氣動力測試結果分析

對兩種試驗風速(UH=10 m/s,UH=20 m/s)下各

工況列車、橋梁氣動力測試結果對比發(fā)現(xiàn)，雷諾數(shù)對試驗結果的影響較小，車橋組合工況(Case3～Case5)氣動特性的雷諾數(shù)效應更為微弱。其原因在于，列車外形呈鈍體斷面，其繞流分離點較為固定，車橋組合時，主梁分離流中的脈動成分減小了列車繞流的黏性作用，進一步弱化了列車氣動特性的雷諾數(shù)效應；對于橋梁而言，橋上附屬構件(欄桿、疏散平臺等)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]到高風速時模型可能存在一定程度的振動，導致測試結果有一定誤差，因此后文分析中以UH=10 m/s的測試結果為準。

3.1 車輛氣動力

圖4所示為車橋組合狀態(tài)下列車氣動力系數(shù)與單車時的比值。從圖4(a)可看出，Case5的下游車輛側力系數(shù)最小，為接近0的負值，這是因為測試列車幾乎完全處于上游車輛的“遮擋效應”中。盡管Case5上游車輛的尾流脫落受下游車輛干擾，但其側力系數(shù)僅略小于Case3，表明Case5下游車輛對上游車輛的氣動干擾影響較小，這一結果與文獻[13-14]的研究結論一致。Case3和Case5上游車輛0°攻角附近的側力略大于單車，這可能是因為主梁的存在加大列車尾流寬度，增強車輛背風面負壓進而增大列車空氣側力；隨著攻角的變大，前述效應逐漸減弱，而主梁的遮擋效應加強，故側力系數(shù)逐漸變?。划敼ソ谴笥?°后，主梁的遮擋效應不再增強，列車側力隨攻角變化趨于穩(wěn)定，約為單車的85%。Case4的測試列車位于下游軌道，由于軌道距橋梁前緣較遠，車輛處于橋梁前緣分離產(chǎn)生的低速區(qū)，故其側力系數(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，其側力受風攻角變化影響較小。

由圖4(b)可知，各工況下車輛升力隨攻角變化的趨勢基本一致，盡管大多風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(比值為負值)，由于單車狀態(tài)的升力為負(方向定義參見圖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，距橋梁前緣分離點更遠，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致其升力大于Case3的原因。在風攻角小于-4°后，各工況升力比值出現(xiàn)突然增大現(xiàn)象，這是因為這些風攻角下單車的升力很小，從而導致較大比值，故筆者認為這些大值沒有參考意義。

從圖4(c)可看出，車橋組合時，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，而Case5下游車輛最小，表明列車所在軌道位置對其力矩影響較小，受列車的遮擋效應影響較大。由于力矩是側力和升力大小及其作用位置共同影響的結果，其隨攻角變化并無明顯規(guī)律。

(a) 側力系數(shù)比值

(b) 升力系數(shù)比值

(c) 力矩系數(shù)比值

3.2 主梁氣動力

圖5所示為主梁氣動力系數(shù)比值。從圖5可看出，Case3和Case4橋梁的氣動力結果差異很大，表明車橋組合狀態(tài)下列車對橋梁繞流場的影響與其所處的軌道位置密切相關；Case3和Case5橋梁的氣動力結果基本一致，意味著當上游軌道有列車時，下游軌道上列車對橋梁繞流場的影響幾乎可以忽略。當列車位于上游軌道時(Case3和Case5)，風攻角大于-4°以后，主梁側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自存在時的側力(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自存在時的大，并隨攻角增加而增大(圖5(b))。當列車位于下游軌道時(Case4)，橋梁側力隨風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攻角的增加而減小，且方向與單橋時相反，并在攻角大于+2°后，升力大小也大于單橋。需要指出的是，升力隨風攻角的增加而減小意味著升力系數(shù)關于攻角的斜率為負，即下游列車的存在可能對該橋的馳振穩(wěn)定性產(chǎn)生不利影響。

(a) 側力系數(shù)比值

(b) 升力系數(shù)比值

3.3 車橋系統(tǒng)氣動力

車橋系統(tǒng)實際運行中，列車受到的風荷載將通過軌道傳遞給橋梁，因此在對橋梁進行抗風設計時需要考慮車橋系統(tǒng)所受的總體氣動力大小。盡管前文對各車橋組合工況下列車和橋梁各自的氣動力大小變化進行了較詳盡的分析，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)直接簡單相加不能反映車橋系統(tǒng)總體氣動力大小的變化情況，為此本文將列車的氣動力系數(shù)進行轉換。列車側力系數(shù)CD,T轉換過程如下：

綜上所述，文化因素、社會因素、個人因素與少數(shù)民族大學生創(chuàng)業(yè)能力均呈現(xiàn)顯著正相關關系，對其創(chuàng)業(yè)能力的提升都起著重要作用，這為少數(shù)民族大學生創(chuàng)業(yè)能力的有效提升提供了參考價值。

(4)

式中：HT、LT分別為列車模型的高和長，HB、LB分別為主梁模型的高和長。

由式(4)可看出，將列車側力系數(shù)CD,T乘以轉換系數(shù)(HTLT/HBLB)后，它與橋梁側力系數(shù)之和可反映車橋系統(tǒng)所受總體側力大小。同理，可將列車升力做類似轉換。最終根據(jù)圖1中模型幾何尺寸，可得列車側力和升力的轉換系數(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力，最小值也為單橋時的1.75倍，這是因為車輛高度較主梁大，車輛所受側力占車橋系統(tǒng)總側力的比重大，車輛的存在大大增加車橋系統(tǒng)的側力；Case3和Case5下的側力隨攻角變化趨勢基本一致，其原因可能為這兩種工況下均以上游車輛對車橋系統(tǒng)繞流場干擾為主，但Case5由于下游車輛負側力的出現(xiàn)及其對上游車輛漩渦脫落的干擾，使得該工況的側力較Case3略??；Case4由于以下游車輛對車橋系統(tǒng)繞流流場干擾為主，故其側力隨攻角變化趨勢較其它工況明顯不同。對于車橋系統(tǒng)升力而言，圖6(b)與圖5(b)基本一致，這是因為車輛升力僅為主梁的2%，車輛對車橋系統(tǒng)升力貢獻較小。

(a) 側力系數(shù)比值

(b) 升力系數(shù)比值

4 車橋系統(tǒng)流場顯示結果

為深入認識車橋系統(tǒng)氣動干擾機理，嘗試通過煙線法流場顯示風洞試驗獲得車橋系統(tǒng)氣流繞流場。實驗在中南大學開口直流式小型風洞中進行，試驗段尺寸為高×寬×長=0.45 m×0.45 m×1.0 m，風速范圍為0～42 m/s，湍流度小于0.6%。實驗采用的流場顯示儀器為航華煙線儀，利用ATMEGA單片機對電容的充、放電和相機拍照進行控制，具有電流大，時間和電流控制精確等特點[17]。通過不同大小模型、風速下流場顯示結果對比(模型長度與風洞寬度保持一致，為0.45 m)，發(fā)現(xiàn)幾何縮尺比為1∶150、試驗風速為4 m/s時效果最佳。為簡化流場以更為顯著的對比車橋間繞流場的氣動干擾，試驗中未考慮欄桿等主梁附屬物對流場的影響，并只考慮0°風攻角。

由圖7(a)和圖7(b)可看出，車輛外形較鈍化，其分離點固定，故車輛氣動特性的雷諾數(shù)效應較弱；反之，主梁繞流呈明顯流線型特征；車橋組合后，車橋系統(tǒng)繞流場的分離點固定，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)，迎風面氣流速度降低，但由于車橋系統(tǒng)繞流場的尾流寬度增加，使車輛背風面的負壓增強，可能由于背面風負壓增強幅度大于迎風面氣流速度降低幅度，進而導致該攻角下上游車輛的側力略大于單車；列車底部繞流由于車輛處于主梁尾流中而減弱，進而導致車底負壓減弱，而車頂負壓受主梁前緣分流的影響而增強，導致車橋組合下車輛受到向上的升力。對于主梁而言，車輛的存在主要影響主梁上部繞流場及尾流漩渦脫落，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流受阻并使其流速降低，故主梁側力較單橋略有減??；盡管主梁底部繞流場受車輛影響較小，但由于橋上車輛固定的氣流分離點使得主梁上表面負壓大大增強，因此主梁升力較單橋時大。

(a) Case1

(b) Case2

(c) Case3

(d) Case5

5 結 論

本文以流線箱型橋和軌道交通車輛為背景，結合剛性節(jié)段模型測力和流場顯示風洞試驗對橫風下車橋系統(tǒng)的氣動干擾進行研究，通過對比分析得到的主要結論如下：

(1) 即使對于流線型橋梁，車橋組合使得車-橋系統(tǒng)繞流場分離點固定，其繞流特性呈典型鈍體特性，即可忽略雷諾數(shù)效應對車-橋系統(tǒng)氣動特性的影響。

(2) 車橋組合使大多風攻角下的車輛側力減小，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，即對該橋的馳振穩(wěn)定性產(chǎn)生不利影響；盡管主梁側力可能減小，但由于車輛高度大，車輛所受側力與橋梁相當甚至偏大，經(jīng)軌道傳遞至橋梁的車輛側力將大大增加橫向靜風引起大橋側傾失穩(wěn)的可能性，即需要注意車輛對大橋靜風穩(wěn)定檢驗風速的影響。

(4) 流場顯示結果表明，車橋組合時，車輛處于橋梁前緣分離產(chǎn)生的低速區(qū)，迎風面和車底繞流氣流速度降低；對于主梁而言，車輛的存在使來流受阻并降低流速。車橋系統(tǒng)尾流寬度較單車、單橋時大大增加，使車輛與主梁背風面和車頂?shù)呢搲涸鰪?。車、橋氣動力變化情況取決于結構物表面繞流氣流速度降低幅度與負壓增強幅度之差。

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CUI Erjie, HONG Jinsen.Flow visualization technique and its application in the study of fluid mechanics[J].Acta Aerodynamic Sinica, 1991, 9(2): 190-199.

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

國家自然科學基金(51322808; 51508580; U1534206)；湖南省自然科學基金(2016JJ3149)；中國博士后科學基金(2014M562133)；中國鐵路總公司科技研究開發(fā)計劃(2015G002-C)；中南大學“創(chuàng)新驅動計劃”(2015CX006)；長沙理工大學橋梁工程安全控制省部共建教育部重點實驗室開放基金(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，博士生導師,1975年生。

U441+.2; U216 9

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.05.015