大风环境下列车气动载荷变化规律实车试验研究

刘金明，高鸿瑞，刘堂红

（1.中车青岛四方机车车辆股份有限公司，山东 青岛 266111；2.中南大学 交通运输工程学院，湖南 长沙 410075）

随着列车轻量化和高速化的发展，风致列车倾覆、线路中断、弓网接触失效等铁路事故也更易发生，大风环境下的列车气动/动力学性能急剧恶化，如何保证大风环境下列车运行安全性和旅客乘坐舒适性已成为铁路运输中的重要问题。

国内外学者针对大风下的列车气动载荷展开了大量研究［1-5］。在英国，Baker 及其研究团队利用实车试验、风洞试验和数值仿真等手段，深入研究了大风下的列车气动及动力学响应特性［6-7］。在瑞典，Krajnović 等［8］采用大涡模拟的方法对简化列车模型进行数值仿真，对比了大风下静止和运动时列车受到的气动力，结果表明动态与静态条件下的最大气动力和力矩有明显差异。在意大利，Cheli等［9］通过风洞试验测量了不同缩比的ETR500 列车在不同基础设施场景下的气动力系数，从不同列车模型的路堤试验结果得出侧滚力矩系数受气流加速影响较大。除此之外，国外其他国家也对大风环境下的列车气动载荷进行了相关研究，例如，韩国［10］、澳大利亚［11］、西班牙［12］等。国内相关专家对此问题也展开了深入研究。田红旗［13］采用数值仿真、风洞试验、动模型试验和在线实车试验的方法，对大风环境下列车气动特性、列车对周围环境的影响等问题进行了系统研究。梁习锋等［14］基于三维模型采用数值仿真方法，研究了不同风速、风向下磁浮列车以430 km·h-1速度等速交会时的列车气动载荷，结果发现在90°风向角下风速增大导致列车受到的侧向力和侧滚力矩也增大，侧向力约与风速的0.8 次方成正比，侧滚力矩约与风速的1.3～1.5 次方成正比。杨明智等［15］利用风洞试验研究了不同类型列车在强风下的气动载荷，结果发现侧向力和侧滚力矩系数随着侧滑角的增大而增大，增大到一定侧滑角数值后两者开始随着侧滑角的增加不断减小。刘堂红等［16-17］采用数值模拟方法研究了大风环境下列车运行安全性，提出了防风设施改造方案，使得大风环境下列车运行安全速度限值显著提升。以上对大风环境下列车气动载荷的研究大部分采用数值仿真、风洞试验的方法，由于实车试验成本高、实时测试气动载荷难度大，国际上采用实车试验的方法对大风环境下列车气动载荷的研究并不多，而我国由于新疆铁路常年遭受大风，对行车安全影响极大，近年来开展了大量的实车试验，得到了宝贵的试验数据。

本文采用实车试验方法，对兰新高铁大风环境下动车组的横向力、升力、倾覆力矩等气动载荷进行了测试，得到了其气动载荷与环境风速、风向以及车速、运行方向等因素之间的关系，为大风环境下列车安全评估提供了依据。

1 现场试验

1.1 试验条件

本次大风环境下列车气动载荷的实车试验测试在兰新高铁展开。兰新高铁位于甘肃、青海、新疆3 个省区，线路长度约1 776 km，其中甘肃境内的正线长798.93 km，青海境内266.92 km，新疆境内709.92 km［18］；通过了安西风区、烟墩风区、百里风区、三十里风区、达坂城风区等5大风区，其中百里风区、三十里风区的风力最为强劲，部分地段年均大于8级大风天气达到208天［18-19］。大风区以极端天气下列车可以停轮，但一般情况下少限速少停轮为运营目标，为此，在兰新高铁开展了大风条件下的专项试验。拟通过试验研究，提出大风条件下动车组开行条件建议，为保障动车组大风条件下安全运行积累数据和经验［20］。

试验列车采用8 车编组动车组，其编组示意如图1所示。其中，列车从乌鲁木齐开往哈密为上行，此时头车为8车；反之为下行，此时头车为1车。

图1 动车组编组示意图

1.2 试验内容及方法

影响大风环境下列车运行安全的关键是大风引起的气动载荷［21-22］，其中最重要的气动载荷是横向力、升力和倾覆力矩。因此，通过实时测量动车组在不同运行环境及侧风条件下的空气压力变化以及所受到的由侧风引起的横向力、升力和倾覆力矩，探索车速-风速风向-列车气动载荷之间的关系，总结不同地段环境风对动车组气动载荷的影响规律，是大风环境下列车运行安全研究的关键。

现场试验中，无法像风洞试验那样采用测力天平直接进行气动载荷的测量［15］；而在地面布置相应设备测试气动载荷的方法也只是针对个别地点进行，无法反映列车全线运行时的气动载荷变化特征［6］。因此，目前对于大风环境下列车横向力、升力、倾覆力矩等气动载荷的测量，主要采用测量列车表面压力，然后采用积分的方法得到。文献［17，22］证明了该测试方法的误差基本在10%以内，个别差异较大的也在15%以内，考虑到现场复杂地形、环境瞬变风速等影响因素，这个误差是可以接受的；国外也给出过类似的对比，即使采用静置列车进行测试，其试验与计算的误差均在10%以上［6］。

对于不同的局部单元，测得其形心的压差，则得到整个单元上的气动力和力矩分别为

式中：Fe为积分单元的气动力；p为积分单元的压力；dxdy为积分单元的面积；Me为积分单元的气动力矩；L为积分单元中心点至力矩作用点的距离。

根据上述原理，可以求出每个单元上的力和力矩，进行矢量相加后，就可得到整个车的气动升力、横向力和倾覆力矩［17，22］。

为了保证不同测点试验数据的同步性，需要保证所有的采样管长度相同，且采样管长度的合理确定，需要结合测试载荷的频谱特性，以能反映载荷的响应频率［23］。

大风环境下列车空气动力学性能的测试与明线交会、列车过隧道时列车气动性能测试有较大差异，明线交会或过隧道时的测试一般只关注短时间内（如交会过程、列车通过隧道或隧道内交会）的气动参数［24-25］，但大风环境下列车气动性能的测试是1个长区段、长时间连续测试的过程，受当地大气压及环境温度和湿度的影响，参考压力会发生变化。因此，为了准确测得车体表面压力分布，采用绝压传感器测量车体表面的压力变化，其不仅包括风载引起的压力变化，还包括由于海拔差等引起的压力变化，如海拔差1 000 m 引起的压力变化将近10 kPa，风载引起的压力变化一般只有几百至几千Pa；为了准确测得大风环境下列车横向力、升力、倾覆力矩等气动参数，采用小量程、高精度的差压传感器直接测量车体左右两侧或上下的压差，以排除海拔差引起的压力变化，然后再采用积分的方法求得整个车辆的气动载荷。

实车动态压力测试系统由压力传感器、采集器、连接器、计算机及相应的分析软件组成。该系统以计算机为中心，在软件的支持下集成多种虚拟仪器的功能，能对多点、多种随时间变化的参量进行动态在线实时测量，并能快速进行信号分析处理，有效排除噪声干扰、消除偶然误差、修正系统误差，从而实现测量结果的高准确度并具备对被测信号的高分辨能力［20］。测试使用的压力传感器为Honeywell 的DC010 压力传感器，量程为±2 500 Pa，精度为0.25%；采集器采用阿尔泰科技的NET2801，采样频率最高可达30 kHz。

1.3 测点布置

采用积分方法时，测点的合理布置非常重要，需要结合理论分析、数值仿真的结果合理确定测点，对于压力变化较大的列车流线型部位需要对测点进行加密。本文采用的测点布置等方法与文献［17，20-22］中所述相同，这里不再赘述。

由于环境风主要影响头车的气动载荷和运行安全［20-22］，而中间车的影响相对较小，考虑到列车上下行2 个方向运行，因此，这里主要分析头尾车气动载荷的变化规律。试验时，测试车辆选取动车组头尾车（1 车和8 车）、中间车（5 车和7 车）进行测试，其中在头车和尾车上布置车体气动载荷和表面压力变化测点，在中间车上布置表面压力变化测点。头车气动载荷的测点布置如图2 所示（仅给出头车测点布置，尾车与头车相同）。由图2 可以看出：左右或上下测点均对称布置，左右共布置58 个测点测量横向力，其中括号外的为迎风侧测点编号，括号内的为背风侧测点编号；上下共布置48 个测点测量升力，其中括号外的为车体底部测点编号，括号内的为车体顶部测点编号。

图2 头车测点布置（单位：mm）

2 不同因素影响下列车气动载荷变化规律

2.1 环境风速的影响

试验时环境风速基本在20～25 m·s-1之间，风速变化范围较小，且受车速、风向角、地形、防风设施等因素的综合影响，环境风速对列车气动载荷的影响比较复杂。由于测试车辆的气动载荷与其在头车还是尾车位置差异较大，这里选取200 km·h-1速度等级同一方向运行的试验数据进行分析，地点选取地形比较平坦且距测风站较近的K3 016+000路堤柱板式挡风墙和K3 017+060 桥式挡风墙处，且考虑试验时风向的影响，选取风向角差异不超过5°的测试数据进行分析，测试结果见表1，得到倾覆力矩与环境风速拟合曲线如图3 所示（横向力、升力变化趋势与倾覆力矩类似，不再单独分析）。图中：M为倾覆力矩，倾覆力矩为负时表示其使列车产生逆风方向的倾覆；vw为环境风速。从图3可以看出：随着风速的增加，倾覆力矩增大，约与风速的1.4次方成正比。

图3 倾覆力矩随环境风速变化测试结果

表1 动车组不同风速下测试结果

实际上，随着车速的不同，环境风速变化对列车气动载荷的影响规律也有所不同［20］，因此，补充部分数值计算结果分析不同车速条件下环境风速对列车气动载荷的影响。计算基于剪切应力输运（Shear Stress Transfer，SST）k-ω湍流模型，采用改进的延迟分离涡模拟（Improved Delayed Detached Eddy Simulation，IDDES）方法，计算不同车速、不同环境风速条件下列车受到的气动载荷；时间步长设置为0.1 ms，此时库朗数约为2；计算域以及计算网格的设置与文献［22］相同。为了验证数值计算结果的可靠性，将其与实车试验车体表面压差进行对比，最大误差小于15%，大部分测点误差小于10%。考虑到实车试验中的复杂条件以及数值计算时的简化处理，上述误差是可以接受的，因此可认为数值计算是可靠的。

通过数值计算补充无挡风墙和4 m 高挡风墙地段不同车速下列车倾覆力矩随环境风速的变化关系如图4 所示。图中：M120，M200和M250分别为120，200 和250 km·h-1车速时的倾覆力矩；vt为车速。从图4可以看出：无挡风墙地段，倾覆力矩与环境风速的1.3～1.6 次方成正比，且随着车速的增加，倾覆力矩与环境风拟合的幂次越小；有挡风墙地段，倾覆力矩与环境风速的1.2～1.5 次方成正比，同样也是随着车速的增加，倾覆力矩与环境风拟合的幂次越小。

图4 不同车速下倾覆力矩随环境风速变化结果

2.2 车速的影响

由于本次试验的速度等级较少，主要集中在180～250 km·h-1之间，且受运行方向、环境风速等条件的影响，用于分析气动载荷随车速变化的数据较少。根据文献［20］，不同风速条件下，倾覆力矩随车速的变化规律不同：风速越高，车速对列车气动载荷的影响越小。因此，分析车速对列车气动载荷的影响时，需要保证风速条件基本相同。选取无挡风墙和4 m 高挡风墙条件下的结果进行分析，其中选取的无挡风墙地段数据对应的风速为20±2 m·s-1，选取的4 m 高挡风墙地段数据对应的风速为25±2.5 m·s-1；得到倾覆力矩随车速的变化曲线如图5 所示。从图5 可以看出：无挡风墙地段，倾覆力矩约与车速的0.60 次方成正比；有挡风墙地段，倾覆力矩约与车速的0.46 次方成正比。

图5 不同风速下倾覆力矩随车速变化结果

2.3 车辆编组位置的影响

头尾车的最大正、负倾覆力矩测试结果如图6所示。图中：试验工况序号为奇数时表示列车上行（乌鲁木齐至哈密），为偶数时表示列车下行（哈密至乌鲁木齐）。从图6可以看出：倾覆力矩为正时，大部分试验工况下头车大于尾车；倾覆力矩为负时，列车上行方向运行时尾车大于头车。从倾覆力矩的总体变化趋势看，头车大于尾车。从头尾车全程气动载荷试验也可以看出：横向力、倾覆力矩均是头车大于尾车；升力在峰值上也是头车大于尾车，但平均升力尾车较头车大，且头尾车的升力均为正值［20］，正升力会减小轮轨接触力，不利于列车运行安全。

图6 列车头尾车倾覆力矩测试结果对比

2.4 挡风墙类型的影响

选取防风明洞、板式挡风墙、桥式挡风墙、路堑及其过渡段等地段，分析典型地段气动倾覆力矩变化规律。K3 005—K3 015 地段气动倾覆力矩测试曲线如图7 所示。从图7 可以看出：防风明洞（K3009+767—K3010+857）和桥式挡风墙（K3 012+200—600）的防风效果都非常好，倾覆力矩接近0；柱板式挡风墙（K3 011+500—K3 012+100）后气动倾覆力矩为负值，说明防风能力过度，但负的倾覆力矩较小，满足运行安全需要。全程测试过程发现，气动载荷突变或气动载荷过大的地段主要集中在采用不同防风设施的过渡地段。

图7 典型地段列车气动倾覆力矩典型测试曲线

头车和尾车气动倾覆力矩测试结果最大值出现位置的统计见表2。由表2 可知：最大正倾覆力矩出现次数最多的是过渡段，其次是路堑和板式挡风墙；最大负倾覆力矩出现次数最多的是板式挡风墙，其次是路堑，过渡段没有出现。板式挡风墙和路堑同时出现最大正或负倾覆力矩，主要是因为地形的影响，一般地段4 m 高的挡风墙均处于防风能力过渡地段，但如果迎风侧存在山包或堆积砂石的情况，其防风能力会大大下降；路堑的防风能力主要跟路堑的深度有关。

表2 倾覆力矩大值点出现位置统计表

为分析典型过渡段气动载荷的突变情况，选取动车组1车作为头车运行的某趟在K3 002—K3 004里程的气动倾覆力矩测试结果如图8 所示。从图8可以看出：几个气动载荷突变点分别出现在路堑与板式挡风墙过渡（K3 002+240—420）、板式挡风墙（K3 002+680—820）、路堑与板式挡风墙过渡（K3 002+900—K3 003+060）、路堑与板式挡风墙过渡（K3 003+200—340）、深路堑（K3 003+500—900）等典型过渡地段和受地形影响的挡风墙及路堑地段，防风能力比较薄弱的地段（图中正倾覆力矩较大的地段）主要出现在过渡地段。

图8 K3 002—K3 004里程气动倾覆力矩突变地段

2.5 运行线别及方向的影响

1）运行线别

分析运行线别对列车气动倾覆力矩的影响，首先要保证列车运行方向相同且测试车辆在列车编组中的位置、车速相同，试验时下行线多被运营动车组占用，所以试验列车基本在上行线运行，很难采集相同工况下的多趟试验数据、采用统计的方法分析，因此，这里选用试验列车的工况4 和工况8 全程数据进行分析，分别对应动车组上行线（靠近挡风墙）下行和下行线（远离挡风墙）下行。作为头车的1车在不同线别上运行（下行方向运行）时的气动倾覆力矩测试结果如图9 所示。从图9 可以看出：上行线的气动力矩整体上比下行线运行时小，即靠近挡风墙的线路防风效果更好。

图9 动车组头车在不同线路上运行时倾覆力矩测试结果比较

2）运行方向

大风环境下的列车气动倾覆力矩与车速、风速的合成速度有关，在相同的车速、风速、风向条件下，若环境风速与线路不垂直，对于不同的列车运行方向，车速与风速的合成速度则不同。车速与风速合成速度示意图如图10所示。图中：-vt为空气相对列车的速度。从图10可以看出：当风速垂直线路偏向线路上行方向时（即大风监测点中的270°～360°风向角），列车上行方向运行时车速与环境风速的合成速度v1小于列车下行方向运行时车速与环境风速的合成速度v2；当风速垂直线路偏向线路下行方向时（即大风监测点中的0～90°风向角），列车上行方向运行时车速与环境风速的合成速度v3大于列车下行方向运行时车速与环境风速的合成速度v4；即列车逆风方向运行时，车速与环境风速的合成速度更大，列车受到的气动载荷也就更大。

由于用某个地点的数值对比分析时受环境风速的影响差异较大，这里选取测试车辆均位于前进方向的头车、试验车速均为180 km·h-1、不同运行方向的2 趟试验全程数据进行比较，分析运行方向对列车气动倾覆力矩的影响，2 趟全程数据比较如图11 所示。从图11 可以看出：下行方向运行时的气动倾覆力矩比上行方向运行时大，说明环境风速与车速的合成速度下行比上行大，对应图10（b）的情况，也就是现场环境风偏向上行方向即风向角为270°～360°的环境风占主导。

图10 车速与风速合成速度示意图

图11 列车不同运行方向倾覆力矩结果比较

3 结论

（1）随着环境风速的增加，气动倾覆力矩增加，在车速为0且风向角不变的情况下，列车气动倾覆力矩与环境风速的平方关系仍然成立；车速不为0时，环境风速改变后，风速与车速的合成速度和侧滑角均发生变化，所以，不同车速下列车气动倾覆力矩与环境风的关系有所不同，车速在120→250 km·h-1变化时，列车气动倾覆力矩与环境风速的1.6→1.2 次方成正比，且随着车速的增加，与环境风速拟合的幂次越小。

（2）风速条件不同，列车气动倾覆力矩随车速的变化规律不同，风速越高，车速对倾覆力矩的影响越小。风速在20→25 m·s-1变化时，列车气动倾覆力矩与车速的0.60→0.46 次方成正比，且随着环境风速的增加，与车速拟合的幂次越小。

（3）在环境风速和车速等参数相同的条件下，处于列车前进方向的头车受到的气动载荷大于尾车。

（4）在环境风方向有一定偏角的情况下，列车逆风方向运行时的气动力比顺风方向大，兰新高铁试验中列车下行方向运行测试结果总体比上行方向运行大，说明列车下行方向运行是逆风情况，可见，兰新高铁现场垂直线路偏向上行方向（即270°～360°风向角）的环境风较多。