主橋與引橋斷面形式差異對大跨橋上列車氣動特性的影響

汪震，鄒云峰,2，何旭輝,2，劉路路，劉志鵬

(1.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙，410075；2.軌道交通工程結(jié)構(gòu)防災(zāi)減災(zāi)湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長沙，410075)

強(qiáng)風(fēng)是引發(fā)車輛運(yùn)行安全事故的主要?dú)庀鬄?zāi)害之一。高速列車由于運(yùn)行速度高、車體質(zhì)量小，其對風(fēng)荷載作用更為敏感，準(zhǔn)確了解強(qiáng)風(fēng)作用下列車氣動特性是開展行車安全評估的基本前提[1-2]。研究表明[3-7]，列車與其下部結(jié)構(gòu)形式存在著明顯的相互氣動影響作用，列車氣動特性會因下部結(jié)構(gòu)形式的改變而發(fā)生顯著變化。王玉晶等[8]通過風(fēng)洞試驗(yàn)對比了列車在平地路基和典型簡支箱梁橋上的氣動特性，發(fā)現(xiàn)列車在路基上的風(fēng)荷載比在簡支箱梁橋上的風(fēng)荷載小。相比平地路基，橋梁結(jié)構(gòu)剛度、橋面風(fēng)速大，車輛與橋梁之間動力相互作用顯著，氣動干擾效應(yīng)復(fù)雜，強(qiáng)風(fēng)作用下高速鐵路橋上行車安全問題更加突出，因而，橋上高速列車在風(fēng)荷載作用下的氣動特性成為人們關(guān)注的焦點(diǎn)。張?zhí)锏萚9]通過數(shù)值模擬分析了橋上列車的氣動特性，發(fā)現(xiàn)列車位于橋梁上的阻力系數(shù)和力矩系數(shù)較僅有列車時明顯增大。SUZUKI等[10-11]通過風(fēng)洞試驗(yàn)，研究了主梁高度對橋上列車氣動特性的影響，認(rèn)為列車氣動力系數(shù)在一定范圍內(nèi)隨主梁寬高比發(fā)生較明顯變化，車橋的氣動特性受風(fēng)攻角的影響有限，且當(dāng)列車位于迎風(fēng)側(cè)時，車橋系統(tǒng)氣動特性變化顯著。HE 等[12]在風(fēng)洞試驗(yàn)中模擬兩類風(fēng)場，研究了湍流積分尺度和湍流度變化對車橋系統(tǒng)氣動特性的影響，發(fā)現(xiàn)湍流度變化對橋上列車氣動特性有一定影響，而湍流積分尺度對橋上列車氣動特性的影響較小。WANG等[13-14]通過移動列車模型風(fēng)洞試驗(yàn)，研究了列車在通過鋼桁梁和簡支梁時的氣動特性，并將移動列車的氣動力系數(shù)和靜止列車的氣動力系數(shù)進(jìn)行了對比。YAO 等[15]采用CFD 方法研究了橫風(fēng)下列車通過鋼桁梁的氣動特性，發(fā)現(xiàn)列車氣動特性不僅與合成風(fēng)速和風(fēng)向角有關(guān)，而且與列車通過的下部結(jié)構(gòu)形式有關(guān)，因此，必須考慮列車下部結(jié)構(gòu)的氣動干擾效應(yīng)，以準(zhǔn)確獲得列車的氣動特性[16-22]。已有研究大多針對某一斷面橋上列車氣動特性開展研究，事實(shí)上，對于大跨度橋梁而言，引橋和主橋斷面形式往往差異較大(引橋大多為混凝土箱梁，主橋?yàn)榱骶€型箱梁或鋼桁梁)，主梁斷面形式差異勢必引起橋上列車風(fēng)荷載不同。當(dāng)列車通過大跨橋梁時，其所受風(fēng)荷載在短時間內(nèi)會突然發(fā)生變化，對行車安全造成不利影響[3]。為此，本文作者以某新建大跨高鐵斜拉橋?yàn)槔?，采用風(fēng)洞試驗(yàn)研究主橋與引橋主梁斷面形式差異對橋上列車風(fēng)荷載的影響，以便為橋上行車安全評估提供準(zhǔn)確風(fēng)荷載。

1 試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

試驗(yàn)以某雙線鐵路線上大跨度斜拉橋?yàn)檠芯勘尘?，引橋?yàn)榈湫偷幕炷料淞簲嗝妫鳂驍嗝鏋榱骶€型箱梁斷面，橋上運(yùn)營車輛為CRH2 型列車。風(fēng)洞試驗(yàn)在中南大學(xué)高速鐵路風(fēng)洞高速試驗(yàn)段中完成，該試驗(yàn)段長15 m，寬3 m，高3 m，最高試驗(yàn)風(fēng)速可達(dá)94 m/s 以上。由于列車長度通常較大，可近似認(rèn)為列車與橋梁均符合條帶假定，列車氣動力通過剛性節(jié)段模型測力和測壓試驗(yàn)得到。結(jié)合試驗(yàn)段截面尺寸，模型縮尺比選為1/40，節(jié)段模型的外形根據(jù)實(shí)橋嚴(yán)格按照縮尺比縮小，保證幾何相似性。節(jié)段模型的長度均為1.5 m，引橋節(jié)段模型寬315 mm，高180 mm(圖1)，主橋節(jié)段模型寬436 mm，高112 mm(圖2)，列車模型寬84.5 mm，高87.5 mm(圖3)。引橋和主橋與列車組合時的最大阻塞率分別為4.5%和3.3%，長寬比分別為4.8與3.4，均滿足JTG T3360-01—2018“公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范”[23]中阻塞率小于5%和長寬比大于2.5的要求。為保證列車氣動特性測試結(jié)果的可靠性，同時對列車進(jìn)行測壓和測力試驗(yàn)，其中，沿列車模型長度方向共設(shè)置4個測壓斷面，每個斷面布置30 個測點(diǎn)，其編號如圖3 所示；采用電子壓力掃描閥測量列車表面壓力，采樣頻率為300 Hz，采樣時長為30 s；測力采用車橋氣動力分離裝置，如圖4所示。在列車與橋梁兩端安裝動態(tài)測力天平，橋梁直接固定在可轉(zhuǎn)動的圓盤上，而列車則通過滑桿與圓盤連接，列車可沿滑桿水平移動，滑桿可在圓盤的劃槽中滑動，通過這一措施對列車位置進(jìn)行調(diào)整和固定，進(jìn)而對氣動力進(jìn)行分離測量。同時，固定在圓盤上的橋梁和列車可圍繞圓盤中心同軸轉(zhuǎn)動，以便對風(fēng)攻角進(jìn)行調(diào)整。

圖1 引橋節(jié)段模型尺寸Fig.1 Model size of approach span section

圖2 主橋節(jié)段模型尺寸Fig.2 Model size of main span section

圖3 列車模型編號Fig.3 Model of train section

圖4 測力裝置示意圖[20]Fig.4 Sketch of force measuring device[20]

1.2 試驗(yàn)工況

試驗(yàn)考慮前述主橋和引橋2種主梁斷面，研究斷面形式差異對橋上列車氣動特性的影響?？紤]單列列車通過時迎風(fēng)側(cè)、背風(fēng)側(cè)和雙車交匯等典型車橋組合，風(fēng)攻角則在常見攻角范圍內(nèi)取-3°，0°和3°，來流風(fēng)向角取為最不利的90°(橫風(fēng))[24]，試驗(yàn)風(fēng)速取10 m/s 和15 m/s，對試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行校核。具體試驗(yàn)工況如表1 所示，共24 個試驗(yàn)工況。

表1 試驗(yàn)工況Table 1 Testing cases

1.3 數(shù)據(jù)處理

列車在風(fēng)場中受到的壓力作用常用量綱一風(fēng)壓系數(shù)表示：

式中：CPi(t)為列車表面第i個測壓點(diǎn)的量綱一風(fēng)壓系數(shù)；Pi(t)為列車表面第i個測壓點(diǎn)測得的壓力；ρ為空氣密度；U為平均風(fēng)速。作用在列車上的靜風(fēng)荷載采用體軸坐標(biāo)系的三分力描述，如圖3 所示。相應(yīng)的體軸坐標(biāo)系下列車三分力系數(shù)定義如下：

式中：H為列車模型高度；B為列車模型寬度；CH，CV和CM分別為阻力系數(shù)、升力系數(shù)與力矩系數(shù)；FH，F(xiàn)V和FM分別為阻力、升力與力矩，可通過對模型測壓截面的平均風(fēng)壓積分獲得，如圖3所示。

式中：pi為第i個測點(diǎn)的平均風(fēng)壓；θ為測點(diǎn)法線與x軸的夾角；x和y為測點(diǎn)的坐標(biāo)。

2 風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 試驗(yàn)結(jié)果對比驗(yàn)證

為了保證風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性，在試驗(yàn)過程中，采用測壓和測力2種方式測量列車的氣動三分力，同時采用2 種試驗(yàn)風(fēng)速(10 m/s 和15 m/s)進(jìn)行比較。圖5所示為引橋上單列列車通過時迎風(fēng)側(cè)列車在不同測量方式及試驗(yàn)風(fēng)速下的試驗(yàn)結(jié)果。

圖5 不同測量方式和試驗(yàn)風(fēng)速的結(jié)果對比Fig.5 Comparison of results for different measurement methods and test wind speeds

由圖5(a)可知測壓與測力2 種方式獲得的列車氣動三分力系數(shù)在試驗(yàn)的3 個風(fēng)攻角下十分接近，從圖5(b)可見2種測力方式獲得的阻力系數(shù)、升力系數(shù)和力矩系數(shù)的均方根均較接近，從圖5(c)可以看出這2種試驗(yàn)風(fēng)速下列車的氣動三分力系數(shù)幾乎一致，說明試驗(yàn)結(jié)果可靠，且風(fēng)速對試驗(yàn)結(jié)果產(chǎn)生的影響較小。

2.2 主梁斷面形式差異對列車氣動力系數(shù)的影響

由于2 種試驗(yàn)風(fēng)速(10 m/s 和15 m/s)下列車氣動力系數(shù)較接近，為此，本文僅給出風(fēng)速為15 m/s的試驗(yàn)結(jié)果。列車位于引橋和主橋斷面上風(fēng)攻角為-3°，0°和3°的氣動力系數(shù)如圖6至圖9所示。從圖6至圖9可以看出：列車的力矩系數(shù)較小，列車的行車安全受其影響很小。為此，以下主要對阻力系數(shù)CH和升力系數(shù)CV進(jìn)行分析。

圖6 單列列車通過時迎風(fēng)側(cè)列車氣動力系數(shù)Fig.6 Aerodynamic coefficient of windward train in single-train case

圖7 單列列車通過時背風(fēng)側(cè)列車氣動力系數(shù)Fig.7 Aerodynamic coefficient of the leeward train in single-train case

圖8 雙車交匯時迎風(fēng)側(cè)列車氣動力系數(shù)Fig.8 Aerodynamic coefficient of the windward train in double-train case

圖9 雙車交匯時背風(fēng)側(cè)列車氣動力系數(shù)Fig.9 Aerodynamic coefficient of the leeward train in double-train case

受主梁斷面形式差異影響，單列列車從引橋行駛到主橋時，迎風(fēng)側(cè)車的阻力系數(shù)CH略增加，升力系數(shù)CV變化顯著，3 個風(fēng)攻角下，升力系數(shù)CV分別減小0.32，0.40和0.36；背風(fēng)側(cè)車的阻力系數(shù)CH分別增加0.56，0.50 和0.36，升力系數(shù)CV分別增加0.20，0.37和0.64，需要指出的是背風(fēng)側(cè)車阻力系數(shù)CH出現(xiàn)了由負(fù)到正的變化，這可能是由于引橋的主梁斷面較鈍化，主梁的繞流形成的區(qū)域較大，列車處于主梁前緣繞流形成的低速區(qū)域中，且這種現(xiàn)象隨風(fēng)攻角增加即主梁遮擋效應(yīng)加強(qiáng)，阻力系數(shù)CH也增加。雙車交匯時，迎風(fēng)側(cè)車的氣動力系數(shù)受主梁斷面形式差異影響與單列列車位于橋上時較相似，而背風(fēng)側(cè)車受迎風(fēng)側(cè)車的遮擋作用，氣動力系數(shù)均較低，主梁斷面形式差異帶來的影響也較小。單列列車通過時，主梁斷面差異引起的背風(fēng)側(cè)車的氣動力系數(shù)變化受風(fēng)攻角影響最顯著。

2.3 主梁斷面形式差異對列車平均風(fēng)壓系數(shù)的影響

列車受到的橫風(fēng)力主要是由于氣流在列車表面不斷分離和再附，導(dǎo)致列車表面壓力分布不均而產(chǎn)生的，為了對橋上列車氣動特性進(jìn)行深入分析，有必要對列車周圍風(fēng)壓分布進(jìn)行研究。圖10至圖13所示為各工況下列車表面的平均風(fēng)壓系數(shù)，以列車斷面為零風(fēng)壓點(diǎn)，向內(nèi)為正壓，向外為負(fù)壓。

單列列車通過時迎風(fēng)側(cè)車的平均風(fēng)壓系數(shù)如圖10 所示。從圖10 可知：2 種斷面上列車表面平均風(fēng)壓系數(shù)在迎風(fēng)面的頂部圓弧過渡段出現(xiàn)較大負(fù)壓，氣流在該處均產(chǎn)生流動分離。引橋上列車表面平均風(fēng)壓系數(shù)極值在該處為-1.22，主橋上的平均風(fēng)壓系數(shù)極值則出現(xiàn)在列車迎風(fēng)面底部的圓弧過渡段，為-1.09，與頂部圓弧過渡段處的-1.03接近。而在引橋，迎風(fēng)面底部圓弧過渡段的平均風(fēng)壓系數(shù)與頂部圓弧過渡段差別較大，底部與頂部相比顯著減小，這導(dǎo)致列車在引橋和主橋上升力系數(shù)CV發(fā)生變化，列車下部結(jié)構(gòu)斷面變化可能是造成這種差異的主要原因。在這2種工況中，列車的迎風(fēng)面均為正壓，主橋上列車迎風(fēng)面正壓比引橋的迎風(fēng)面正壓大，背風(fēng)面受渦脫的影響均為負(fù)壓，這2 種工況下列車背風(fēng)面負(fù)壓較接近，因此，主橋上列車迎風(fēng)面與背風(fēng)面的壓差較大，這也解釋了主橋上列車阻力系數(shù)CH比引橋的略大的原因?？傮w而言，單列列車通過時迎風(fēng)側(cè)車距主梁邊緣的距離較近，此時，氣流因主梁斷面形式差異而產(chǎn)生的流動分離還未能夠充分發(fā)展，列車主要受到來流的直接影響，因此，這2種工況中列車平均風(fēng)壓系數(shù)較相似。但在底部與頂部圓弧過渡段，平均風(fēng)壓系數(shù)不同使得列車的升力系數(shù)CV發(fā)生較大變化。

圖10 單列列車通過時迎風(fēng)側(cè)列車平均風(fēng)壓系數(shù)Fig.10 Mean pressure coefficient distribution of the windward train in single-train case

圖11 所示為列列車時背風(fēng)側(cè)列車平均風(fēng)壓系數(shù)分布。從圖11 可見：當(dāng)列車位于背風(fēng)側(cè)時，距主梁前緣距離較遠(yuǎn)，此時，氣流在主梁邊緣產(chǎn)生的流動分離已充分發(fā)展，列車處于主梁繞流區(qū)域中，因此，列車表面平均風(fēng)壓系數(shù)產(chǎn)生較大差異。在這2種工況中，平均風(fēng)壓系數(shù)極值均出現(xiàn)在列車頂部圓弧過渡段區(qū)域，其中位于引橋上時的平均風(fēng)壓系數(shù)極值比主橋的小，且引橋上列車表面平均風(fēng)壓系數(shù)均為負(fù)值，但當(dāng)風(fēng)攻角為0°和3°時，主橋上列車迎風(fēng)面隨測壓點(diǎn)不斷增高，平均風(fēng)壓系數(shù)出現(xiàn)負(fù)—正—負(fù)的變化。隨著風(fēng)攻角增加，列車受主梁的遮擋作用增大，頂部圓弧過渡段區(qū)域的負(fù)值減小，引橋上列車迎風(fēng)面的負(fù)值不斷增加，主橋上列車迎風(fēng)面的正值減小，但兩者在背風(fēng)側(cè)幾乎沒有變化，這使得引橋上列車迎風(fēng)面和背風(fēng)面的壓差增加，主橋上列車的壓差減小，從而導(dǎo)致不同斷面上列車的阻力系數(shù)CH隨風(fēng)攻角呈現(xiàn)出不同的變化趨勢。單列列車通過時背風(fēng)側(cè)車平均風(fēng)壓系數(shù)分布出現(xiàn)較大差異的原因，除主梁斷面形狀差異外，還有可能是列車在2 種斷面上，背風(fēng)側(cè)軌道與主梁邊緣的距離也有很大不同，使得列車所處的繞流形式也發(fā)生變化。

圖11 單列列車通過時背風(fēng)側(cè)列車平均風(fēng)壓系數(shù)Fig.11 Mean pressure coefficient distribution of leeward train in single-train case

雙車交匯時迎風(fēng)側(cè)列車的平均風(fēng)壓系數(shù)如圖12所示。對比圖10與圖12可以看出：迎風(fēng)側(cè)列車在單列列車通過時和雙車交匯時，引橋斷面的平均風(fēng)壓系數(shù)極值出現(xiàn)在列車頂部圓弧過渡段區(qū)域；主橋斷面的平均風(fēng)壓系數(shù)極值在頂部與底部的圓弧過渡段區(qū)域較明顯；與單列列車通過時不同的是，雙車交匯時底部的平均風(fēng)壓系數(shù)略比頂部的大；列車在2種主梁斷面上的平均風(fēng)壓系數(shù)分布最顯著的區(qū)別仍然在列車底部的圓弧過渡段。

圖12 雙車交匯時迎風(fēng)側(cè)列車平均風(fēng)壓系數(shù)Fig.12 Mean pressure coefficient distribution of windward train in double-train case

雙車交匯時，背風(fēng)側(cè)列車表面平均風(fēng)壓系數(shù)與單列列車通過時相比發(fā)生劇烈變化，如圖13 所示。這是由于雙車交匯狀態(tài)下背風(fēng)側(cè)車會受到迎風(fēng)側(cè)列車顯著的遮擋作用，列車整體處于主梁迎風(fēng)車流動分離產(chǎn)生的負(fù)壓區(qū)域內(nèi)，無明顯的氣流分離區(qū)和壓力回升區(qū)，列車表面壓差較小，氣動力系數(shù)都較低。主梁斷面形狀的差異導(dǎo)致平均風(fēng)壓系數(shù)分布的差別，主要體現(xiàn)在列車迎風(fēng)面頂部與底部圓弧過渡段區(qū)域。

圖13 雙車交匯時背風(fēng)側(cè)列車平均風(fēng)壓系數(shù)Fig.13 Mean pressure coefficient distribution of leeward train in double-train case

2.4 主梁斷面形式差異對列車脈動風(fēng)壓系數(shù)的影響

列車表面的風(fēng)壓由平均風(fēng)壓和脈動風(fēng)壓兩部分組成。通過列車表面測壓試驗(yàn)不但可以獲得列車表面的平均風(fēng)壓，而且能得到列車表面的脈動風(fēng)壓。列車表面脈動風(fēng)壓系數(shù)如圖14 至圖17所示。

圖14 單列列車通過時迎風(fēng)側(cè)列車脈動風(fēng)壓系數(shù)Fig.14 Fluctuating pressure coefficient distribution of windward train in single-train case

圖17 雙車交匯時背風(fēng)側(cè)列車脈動風(fēng)壓系數(shù)Fig.17 Fluctuating pressure coefficient distribution of leeward train in double-train case

單列列車通過時迎風(fēng)側(cè)車在2種主梁斷面上的脈動風(fēng)壓系數(shù)如圖14 所示。從圖14 可知：在這2種工況下，列車表面脈動分壓系數(shù)在頂部與底部圓弧過渡段區(qū)域較大，氣流在此處分離附著，此處平均風(fēng)壓系數(shù)由負(fù)壓變?yōu)檎龎?，屬于風(fēng)壓過渡段，風(fēng)壓變化強(qiáng)烈，因此，該區(qū)域內(nèi)氣流脈動性較強(qiáng)；在列車背風(fēng)面，脈動風(fēng)壓系數(shù)較小，且沿列車表面變化也較小。引橋更為“鈍化”的斷面致使氣流在主梁前緣產(chǎn)生強(qiáng)烈的流動分離，因而，在引橋上列車頂部圓弧過渡段區(qū)域的氣流脈動性較主橋更強(qiáng)；而在底部圓弧過渡段區(qū)域，主橋上則反映出更強(qiáng)烈的氣流脈動性；引橋上列車迎風(fēng)面的脈動風(fēng)壓系數(shù)較主橋呈現(xiàn)出明顯的波動性，該處的脈動風(fēng)壓系數(shù)也比主橋的大；當(dāng)列車位于主橋上時，迎風(fēng)面脈動風(fēng)壓系數(shù)與波動性均較小。

與單列列車通過時迎風(fēng)側(cè)車相比，單列列車通過時背風(fēng)側(cè)車的脈動風(fēng)壓系數(shù)更大，這2種主梁斷面上列車脈動風(fēng)壓系數(shù)如圖15 所示。背風(fēng)側(cè)列車距主梁迎風(fēng)側(cè)邊緣距離較遠(yuǎn)，氣流脈動性增強(qiáng)可能是氣流在主梁前緣分離后再附著所致。從圖15 可知：主橋與引橋斷面形式差異帶來的影響仍主要體現(xiàn)在列車頂部與底部的圓弧過渡段區(qū)域，引橋上列車在頂部圓弧過渡段反映出更強(qiáng)烈的氣流脈動性，而主橋上列車在底部圓弧過渡段的氣流脈動性更強(qiáng)；此外，列車脈動風(fēng)壓系數(shù)對于風(fēng)攻角變化產(chǎn)生不同的結(jié)果，在圖示3 個風(fēng)攻角中，主橋上列車脈動風(fēng)壓系數(shù)大體相同，而引橋上列車在風(fēng)攻角為-3°與0°時的脈動風(fēng)壓系數(shù)較接近。在風(fēng)攻角為3°時，列車頂部圓弧過渡段主梁遮擋作用減小，因此，脈動風(fēng)壓系數(shù)減小。

圖15 單列列車通過時背風(fēng)側(cè)列車脈動風(fēng)壓系數(shù)Fig.15 Fluctuating pressure coefficient distribution of leeward train in single-train case

從圖16 可見雙車交匯時迎風(fēng)側(cè)列車脈動風(fēng)壓系數(shù)與單列列車通過時較接近。從圖17 可見：雙車交匯時背風(fēng)側(cè)列車脈動風(fēng)壓系數(shù)與單列列車通過時的脈動風(fēng)壓系數(shù)有很大區(qū)別，因受迎風(fēng)側(cè)列車的遮擋，雙車交匯時列車脈動風(fēng)壓系數(shù)較單列列車通過時大幅度減小，其中引橋上列車的脈動風(fēng)壓系數(shù)減小幅度最顯著。列車頂部圓弧過渡段強(qiáng)烈的氣流脈動區(qū)消失，底部圓弧過渡段的氣流脈動性略增強(qiáng)，其原因可能是引橋較“鈍化”的主梁斷面與迎風(fēng)側(cè)列車組成更為“鈍化”的車橋系統(tǒng)，使得背風(fēng)側(cè)列車處于車橋系統(tǒng)的尾流區(qū)中，風(fēng)速較低且流動分離較弱。與引橋相同的是，主橋上列車頂部圓弧過渡段強(qiáng)烈的氣流脈動區(qū)同樣消失，但列車頂部區(qū)域的氣流脈動性顯著增強(qiáng)，底部圓弧過渡段的脈動風(fēng)壓系數(shù)極值點(diǎn)也由14 號測點(diǎn)變?yōu)?3 號測點(diǎn)，更靠近列車迎風(fēng)區(qū)域。造成上述現(xiàn)象的原因可能是迎風(fēng)側(cè)列車的存在改變了車橋系統(tǒng)周圍的流場，致使氣流在主梁前緣分離后的再附著點(diǎn)后移，增強(qiáng)了列車頂部的氣流脈動性，而引橋主梁斷面“鈍化”的氣動外形使得迎風(fēng)側(cè)車對氣流再附著點(diǎn)產(chǎn)生的影響較小。

圖16 雙車交匯時迎風(fēng)側(cè)列車脈動風(fēng)壓系數(shù)Fig.16 Fluctuating pressure coefficient distribution of windward train in double-train case

3 結(jié)論

1) 單列列車通過時，無論列車位于迎風(fēng)側(cè)還是背風(fēng)側(cè)，其氣動力系數(shù)受主梁斷面形式差異影響較大，而雙車交匯時，僅迎風(fēng)側(cè)列車受到較大影響。當(dāng)列車從引橋駛?cè)胫鳂驎r，迎風(fēng)側(cè)車的升力系數(shù)CV明顯減小，單列列車通過時背風(fēng)側(cè)車的阻力系數(shù)CH與升力系數(shù)CV顯著增加，并且在特定風(fēng)攻角下，阻力系數(shù)CH與升力系數(shù)CV出現(xiàn)了由負(fù)到正的變化。這種由主梁斷面形式差異產(chǎn)生的氣動力系數(shù)變化對列車的行車舒適性產(chǎn)生不利影響。

2) 單列列車通過時，背風(fēng)側(cè)車的平均風(fēng)壓系數(shù)受主梁斷面形式差異影響最顯著，從引橋到主橋，列車迎風(fēng)面平均風(fēng)壓系數(shù)由負(fù)壓變?yōu)檎龎海敳繄A弧過渡段負(fù)壓增大，而背風(fēng)面與底面幾乎沒有變化，這解釋了列車阻力系數(shù)CH發(fā)生由負(fù)到正的突變、升力系數(shù)CV明顯增大的原因。

3) 引橋上列車表面脈動風(fēng)壓系數(shù)比主橋的大，列車迎風(fēng)面、頂部與底部圓弧過渡段處的脈動風(fēng)壓系數(shù)受主梁斷面變化影響最明顯，尤其是單列列車通過時的背風(fēng)側(cè)車，引橋上列車這些區(qū)域的脈動風(fēng)壓系數(shù)顯著比主橋的大。

4) 單列列車通過時，主梁斷面形式差異引起的背風(fēng)側(cè)車氣動力系數(shù)變化受風(fēng)攻角影響較顯著。此時，阻力系數(shù)CH變化隨風(fēng)攻角的增大而減小，升力系數(shù)CV變化隨風(fēng)攻角增大而增加。單列列車通過時背風(fēng)側(cè)車的平均風(fēng)壓系數(shù)和脈動風(fēng)壓系數(shù)同樣受主梁斷面變化影響，但隨風(fēng)攻角增大，由于主梁的遮擋作用，上述影響有所減弱。