下击暴流作用下高速列车运行安全性能评估

2021-11-12陈文龙杨庆山田玉基李若琦

工程力学 2021年10期

李波，陈文龙，杨庆山，田玉基，李若琦

(1. 北京交通大学土木建筑工程学院，北京 100044；2. 结构风工程与城市风环境北京市重点实验室，北京 100044；3. 中南大学土木学院，长沙 410075；4. 重庆大学土木学院，重庆 400045)

大风是影响列车运行安全的主要因素之一，国内外学者开展了大量研究。Baker 等[1]、田红旗[2]建立了通过分析大风环境下列车空气动力特性进行列车安全性研究的方法。Tian[3]采用数值模拟方法，研究了不同风速和不同挡风墙高度时的列车侧力、升力和倾覆力矩等气动力系数，并根据车辆的静态力矩平衡原理，得到了不同风速和挡风墙高度时列车的倾覆系数，提出了一种实用的列车运行安全评估方法。郗艳红等[4]采用CFD 数值模拟的方法，得到了横风作用下CRH3 型列车的气动力，通过脱轨系数和轮重减载率给出了横风作用下高速列车的最大安全运行速度限值与横风风速之间的对应关系。鈴木実和彭惠民[5]利用车辆模型走行装置，通过风洞试验测量了横风作用下列车的车体表面压力分布，研究了列车气动力中对列车倾覆具有最大影响的侧向风力特征。Kikuchi 和Suzuki[6]比较了通过风洞试验和足尺模型试验得到气动力系数，评估了各气动系数对临界风速的影响，指出升力系数、倾覆力矩系数对车辆倾覆的影响小于侧力系数。于梦阁等[7]建立了随机风下高速列车运行安全可靠性及可靠性灵敏度的评估方法，得到了随机风速作用下高速列车的概率特征风速曲线。Liu 等[8]研究了风速变化对列车动力学的影响，并将倾覆系数设置为安全极限，获得了变化风速条件下列车的倾覆临界风速。何佳骏等[9]通过CFD 数值模拟，基于车桥耦合振动分析，给出了CRH3 型列车通过桥隧过渡段时轮轨的动态响应，以此为基础对列车运行安全进行了评估。李波等[10]采用数值模拟的方法，研究了防风栅对高速列车的挡风作用。

近年来，研究者还开始关注龙卷风作用下列车的运行安全问题。Baker 和Sterling[11]通过使用准稳态力系数，提出了一种对龙卷风作用下列车倾覆事故进行概率分析的方法。Xu 等[12]利用数值模拟的方法，得到了龙卷风涡旋作用下高速列车气动力特征，并通过脱轨系数、倾覆系数对列车的运行安全性进行了评估。Suzuki 等[13-14]研究了列车经过龙卷风涡旋中心时的非稳态表面压力，根据压力数据估算了侧力、升力和偏航力矩的气动力特性。与龙卷风相似，下击暴流也是一种强致灾性局地极端强风，具有空间尺度小、突发性强、持续时间短、风速大且变化剧烈的特点，近年来在我国造成了巨大财产损失和人员伤亡，如2015 年“东方之星”游轮倾覆事故[15]。Sengupta等[16]利用物理模拟器研究了下击暴流作用下立方体表面风压分布特性；赵扬和曹曙阳[17]利用主动控制风洞研究了下击暴流产生的风速突变气流对结构空气动力学参数的影响；李艺等[18]、李宏海和欧进萍[19]、汪之松等[20]、汤卓等[21]、陈勇等[22]分别利用数值模拟和物理试验的方法研究了下击暴流作用下，不同建筑结构的风荷载特征。

我国是高速铁路运行里程最长、在建规模最大的国家，而在高速铁路线网密集的华南、西南地区，下击暴流发生频次高、强度大[19]，高速列车遭受下击暴流袭击的风险越来越高，有必要对下击暴流作用下高速列车的安全性能进行评估。

本文利用物理模拟器得到了高速列车在稳态下击暴流作用下气动力特征，并依据气动流场作用下的轮轨力对列车运行安全进行了评估，建立了一套利用物理模拟器的下击暴流作用下高速列车运行安全性评估方法。

1 风洞试验概况

1.1 试验风场

北京交通大学风洞实验室下击暴流模拟器喷口直径Djet=600 mm ，喷口距底板Hjet=60 mm，出流速度Vjet=10 m/s，如图1(a)所示。利用模拟器得到的下击暴流风速场、气压场如图1(b)、图1(c)所示。

图1 下击暴流模拟风场Fig. 1 Simulated wind field for downburst

下击暴流风场的作用区域划分为核心区域、发展区域与外围区域，可以根据距离下击暴流核心的距离确定所处分区，依据区域内不同水平风速和竖向风速的特点进行下击暴流风场及结构风致荷载分析。其中，在下击暴流核心区域(0 ＜r/Djet＜0.5)，竖向风速大，水平风速较小，近地面受高气压的影响较大；在下击暴流发展区域(0.5 ＜r/Djet＜1)，竖向风速逐渐减小，高气压的影响减弱，水平风速逐渐增大，当径向距离等于出风口直径即r/Djet=1时水平风速达到最大，水平风速随高度增加先增大后减小的“鼻形”特征风剖面趋于明显；在下击暴流外围区域(r/Djet＞1)，总体风剖面趋于均匀，但由于地面粗糙度的影响以及下击暴流的影响范围具有局限性，近地面风场的水平风速逐渐减小，而上部区域的水平风速值略有增加，这是水平环形涡影响的结果。距离喷口中心 1.2Djet处的水平风速的竖直风剖面如图2所示，可以看出模拟得到的下击暴流风场与已有解析模型[23-25]、实测数据[26]吻合较好。与边界层风场中风速随高度增加而单调增加不同，下击暴流风速随高度的增加先增大，达到最大值后迅速减小，呈现出明显的“鼻型”分布。

图2 水平风速的竖直风剖面归一化比较Fig. 2 Normalized comparison of vertical wind profiles for horizontal wind speed

1.2 试验模型与工况

采用ABS 材料制作高速列车中间车体的刚性测压模型(见图3)，几何缩尺比为1∶75。为了考虑前后车体的影响，模型两端延长，中间有效区域长度为333 mm。模型测点布置如图4 所示，共有240 个测点。

图3 列车车体试验模型Fig. 3 Experimental model of train carriage

试验中，变化模型中心距模拟器中心的距离，得到了相对径向距离r/Djet=0、0.33、0.5、0.67、0.83、1、1.17、1.33、1.67、2 时列车的气动力。

1.3 试验数据处理方法

采用无量纲风压系数Cp来表示车体表面风压分布特性，其表达式为：

式中：P为模型表面测点处测得的压力； ρ为空气密度；Umax为模型最高点所在高度处风场水平风速沿径向分布的最大值；风压系数Cp为正值表明受到的是风压力，为负值表明受到风吸力。

对模型表面风压积分并进行无量纲化处理即得风力系数，车体5 分力如图5 所示。

图5 整体5 分力示意图 /mFig. 5 Schematic diagram of the five-component force

2 风洞试验结果

2.1 列车表面风压分布

图6 给出了当列车处于下击暴流风场不同径向位置时，车体中心横截面的风压系数分布。

图6 车体截面风压分布图Fig. 6 Wind pressure distribution on cross section of carriage

可以看出，当列车位于下击暴流的中心时(r/Djet=0)，车体中心全截面受压，且各个面的风压系数均在0.6 左右，这说明下击暴流核心区气压起控制作用；当列车位于核心区边缘时(r/Djet=0.5)，随着风速的增加，气压的下降，除迎风面风压系数仍与核心区基本相同外，其他各处风压系数均减小，底面角区甚至出现负压；当列车位于发展区边缘时(r/Djet=1)，迎风面为正压，而其他表面均为负压，风压系数分布规律与横风作用下相同，说明此时，水平风速已经起控制作用；随着距离的进一步增加(r/Djet＞1)，由于水平风速减小，车体表面的风压系数亦随之减小。

图7 给出了不同相对径向距离时，列车中心横截面风压系数对比图。可以看出，当列车位于下击暴流风场核心区域时(r/Djet＜0.5)，车体中心全截面受压；当列车位于下击暴流风场发展区域时( 0 .5 ＜r/Djet＜1)，迎风面仍为正压，而其他表面由正压转变为负压，在r/Djet=1处负压达到最大；当列车位于下击暴流风场外围区域时(r/Djet＞1)，车体表面风压系数均明显减小。

图 4 测点布置图 /mFig. 4 Layout of pressure taps

图7 风压系数对比图Fig. 7 Comparison of wind pressure coefficient

2.2 车体五分力系数

图8 给出了不同相对径向距离时，列车车体5 分力系数。

图8 列车车体5 分力系数Fig. 8 Five-component force coefficient of train carriage

可以看出，侧力系数、侧滚力矩系数的绝对值随相对径向距离的增大而先增大后减小，在相对径向距离r/Djet=1时达到最大值，此时水平风速达到最大；升力系数是下击暴流风场高气压与水平风速综合作用的结果，具有2 个负峰值，且在相对径向距离r/Djet=0.5处的峰值大于r/Djet=1处的峰值，均表现为向下的压力，当r/Djet＞1.5时，表现为向上的升力。

3 气动流场作用下的轮轨力特征

气动流场作用下的轮轨力是进行列车安全性评估的依据。将列车车体简化为刚体，通过平衡关系，将下击暴流作用下列车受到的风力、力矩以及列车自身重力换算到列车车轮上，可以得到下击暴流作用下，轮对AD、BC(图5)的横向力与垂向力。

根据气象统计数据，下击暴流最大水平风速可达80 m/s[27]，本文考察了下击暴流0 m/s～80 m/s风速范围内，轮轨的横向力、垂向力特征。图9给出了列车高度处下击暴流风速分别为30 m/s、50 m/s、80 m/s 时，轮对AD 的横向力、垂向力在不同径向距离处的变化曲线。

图9 下击暴流作用下的轮轨力Fig. 9 Wheel-rail force at the action of downburst

可以看出，位于迎风侧的轮轨A，横向力几乎为0，垂向力随径向距离的增大其数值先减小后增加，在相对径向距离r/Djet≈0.83时达到最小值；位于背风侧的轮轨D 的横向力、垂向力均随径向距离的增大其数值先增大后减小，在相对径向距离r/Djet≈0.83时达到最大。不同风速下，车轮A、D 的横向力、垂向力变化趋势相同。

图10 给出了气动力及列车自重对轮轨D 横向力、垂向力的贡献随相对径向距离的变化曲线。可以看出，轮轨D 的横向力几乎全部由侧力产生，摇头力矩贡献很小，侧力产生的轮轨横向力随相对径向距离的增加而先增大后减小，在相对径向距离r/Djet=0.83左右时达到最大值。轮轨D 的垂向力中，重力的贡献最大，其次是侧滚力矩，其产生的垂向力随相对径向距离的增加而先增大后减小，点头力矩产生的轮轨垂向力最小；随风速的增大，重力的贡献率逐渐减小，侧滚力矩的贡献率逐渐增大。

图10 风力与重力对轮轨力的贡献Fig. 10 Contribution of wind force and gravity to wheel-rail force

4 安全性评估

根据气动流场作用下的轮轨力可以得到轮对横向力、轮重减载率、倾覆系数、轮轨垂向力与脱轨系数等列车安全指标，对列车进行运行安全评估。本文首先通过气动流场作用下的轮轨力，给出下击暴流作用下列车的安全性指标，确定列车在下击暴流风场中的最不利位置，在此基础上，叠加列车车速引起的安全性指标，给出不同车速下列车运行安全的下击暴流临界风速。

图11 给出了列车高度处下击暴流风速分别为30 m/s、50 m/s、80 m/s 时，列车的安全性指标随不同相对径向位置的变化曲线。可以看出，不同风速时，各安全性评价指标的变化趋势相同，均随风速的增加而增大。各安全性评价指标均随径向距离的增大先增大后减小，相对径向距离r/Djet=0.83时，安全性评价指标数值最大。

图11 相对径向距离对安全性指标的影响Fig. 11 Effect of relative radial distance on safety index

根据雷国茂[28]给出的高速列车运行安全性指标与车速、风速之间非线性回归方程，可以得到车速分别为200 km/h、250 km/h 与300 km/h 时对应的安全性指标大小(见表1)，与未考虑车速的本文试验结果(最不利位置r/Djet=0.83)进行叠加可得列车安全性指标随风速的变化曲线(见图12)。