塔梁交汇区风场效应及对行车安全的影响

2023-01-09王祖祥陈其强曾甲华王铭李小珍

铁道建筑 2022年11期

王祖祥陈其强曾甲华王铭李小珍

1.西南交通大学土木工程学院，成都 610031；2.东南沿海铁路福建有限责任公司，福州 350013；3.中铁第四勘察设计院集团有限公司，武汉 430063

大跨度斜拉桥或悬索桥往往具有较大的桥塔尺寸，对风场的遮蔽效应较为显著，导致塔梁交汇区的风场复杂多变［1］。高速列车在行经塔梁交汇区的过程中，受突变风荷载的影响，车辆的气动荷载和动力响应会发生显著变化，对列车的行车安全性和乘坐舒适性产生严重影响。

目前，对车辆气动荷载［2-4］的研究主要采用实车试验、风洞试验和数值模拟三种方法，研究内容包括不同车道位置下气动荷载的差异［5］、风屏障的高度和不同开孔形式对列车气动荷载的影响［6-8］、桥塔的尺寸和形式以及不同主梁结构对列车气动荷载的影响［9-11］、车辆运行速度和不同风速下气动荷载的差异［12］等。由于桥塔遮蔽效应的存在，导致桥塔两侧存在局部风速突变区域。国内外学者对横风作用下塔梁交汇区的列车行车安全性问题已取得了一定的研究成果。文献［13］利用数值模拟和风洞试验相结合的方法，研究了横风作用下汽车通过桥塔尾流时的气动荷载。文献［14-15］针对大跨度悬索桥桥塔区域复杂风场，分别采用CFD数值仿真方法和风洞试验的方法研究了高速列车在横风作用下通过桥塔区时的气动荷载以及动力响应的变化。文献［16］采用CFD数值仿真分析和风洞试验相结合的方法，对桥塔区域的复杂风场进行了数值模拟，并研究了在不同风偏角和不同轨道位置下，各种车型进出桥塔区域时桥塔遮蔽效应对其气动荷载的影响。

本文以泉州湾跨海大桥为工程背景，使用CFD数值仿真方法对高速列车通过塔梁交汇区时的复杂风场以及气动荷载进行数值模拟，并结合风-车-线-桥耦合振动分析方法，研究塔梁交汇区风场效应对高速列车动力响应的影响。

1 工程概况

泉州湾跨海大桥为双塔双索面铁路斜拉桥，跨径布置为（70+130+400+130+70）m，主梁为混凝土桥面板+槽形钢箱梁的组合梁，系铁路大跨度斜拉桥首次采用。主梁断面形式为封闭箱形，含风嘴全宽21 m，梁高4.25 m，主梁横断面见图1（a）。主塔采用半漂浮约束体系，塔柱采用单箱单室截面，主塔横断面见图1（b）。桥位处的基本风速为34.0 m/s，设计风速为39.9 m/s，经统计全年6级及以上风力平均天数为91 d。

图1 主梁和主塔横断面

2 塔梁交汇区风场效应数值模拟

2.1 几何模型

车辆模型选择CRH3高速列车。由于中间车段的横截面相同，其气动荷载的变化基本一致，因此可以将中间车段视为一节车厢。本文使用由头车、中车和尾车三节车厢组成的车辆模型。为了简化模型，提高计算效率，忽略车轮、转向架、受电弓等局部突起，将车辆视为基本光滑的流线形车体，尺寸为75 m（长）×3.20 m（宽）×3.89 m（高），见图2。

图2 车辆模型（单位：m）

主梁依据设计图纸建模，忽略轨道、栏杆、桥面铺装等；桥塔高度取100 m，主梁位于桥塔中心位置，主梁长310 m，桥塔左右两侧主梁比为1.4∶1。因为来流风向为横桥向，截取部分的桥塔曲率较小。为了降低建模难度，提高网格质量，将截取部分考虑为直线，忽略曲率的影响。在建模过程中，使桥塔和主梁贯通整个计算域，既能减少网格数量又能减弱边界效应的影响。对CFD数值仿真模拟而言，计算域大小的选取需要兼顾计算的精度和效率。通过查阅相应文献以及多次试算，最终确定模型计算域大小为310 m（长）×200 m（宽）×100 m（高），见图3。

图3 计算域（单位：m）

2.2 网格生成策略

利用ANSYS ICEM进行网格划分，采用结构化网格。为了降低网格转化难度，提升网格质量，使用重叠网格法［17-18］求解计算域。重叠网格是由背景网格和组件网格相互重叠而组成，重叠区域内的网格相互独立，不存在连通关系。流体控制方程在背景网格和组件网格上独立求解，通过插值单元构成内部边界条件进行数据传递，最终得到整个计算域内的流场信息。本文将主梁和桥塔所在的计算域进行网格划分作为背景网格，将列车运行的区域进行网格划分作为组件网格。将组件网格合并到背景网格中，组件网格的外边界定义为overset，如图4所示。

图4 重叠网格

车体表层设置附面层网格，第一层附面层的厚度h0设为1 mm；网格增长因子R设为1.2；相应的y+值（无量纲壁面距离）接近30，网格划分如图5所示。计算域的总网格数约为1 000万，采用10核20线程处理器，64G内存的电脑进行计算，计算所用时间为3 d。

图5 CRH3网格划分（单位：m）

2.3 湍流模型

当CRH3列车以设计速度350 km/h行驶时，马赫数接近0.3。将空气视作不可压缩的流体，通过计算可知，此时列车附近流体的雷诺数大于2×106，处于湍流状态。对处于湍流状态的流场进行数值模拟主要有三种方法：雷诺平均纳维-斯托克斯（Reynolds Average Navier-Stockes，RANS）模拟、分离涡模拟（Detached Eddy Simulation，DES）和大涡模拟（Large Eddy Simulation，LES）。由于分离涡模拟和大涡模拟对网格质量和时间步长的要求很高，本次计算选择的工作站无法进行有效计算，因此选用RANS模拟。RNGk-ε湍流模型［19-20］作为RANS模拟的典型模型，被广泛运用于高速列车流场结构的数值分析中，能够较好地模拟列车周围的湍流结构，因此本文采用该模型进行数值模拟研究。

2.4 边界条件和求解设置

将ICEM划分好的网格模型导入Fluent中，再整体进行1∶30缩尺。计算横风风速8 m/s，车速3.25 m/s。来流风的风向角为90°，垂直于车辆运行方向。出入口的边界条件分别设置为Pressure-outlet和Velocityinlet，计算域四周、桥塔和主梁设置为Wall，列车所在的计算域设置为动网格区域，边界设置为overset，见图6。采用SIMILE算法求解压力和速度的耦合方程。综合考虑计算精度和效率，本次计算的物理时间步长为0.005 s，每个时间步的迭代次数为20次，每个时间步的最小收敛值小于10-6。

图6 边界条件（单位：m）

3 模型验证

为了验证CFD三维模型的准确性，将风洞试验和数值模拟的结果进行对比，确定车辆和主梁各自的气动荷载系数。缩尺模型风洞试验在西南交通大学单回流串联双试验段工业风洞（XNJD-1）第二试验段中进行，该试验段断面尺寸为2.4 m（宽）×2.0 m（高）。最小来流风速为0.5 m/s，最大来流风速为45 m/s。

主梁节段模型采用1∶40几何缩尺比，模型尺寸为2.095 0 m（长）×0.526 0 m（宽）×0.112 5 m（高），长宽比为4。风洞试验中列车模型为CRH2列车，该车实际宽度为3.38 m，高度为3.5 m（未包含车轮）。在风洞试验中只考虑了中间车段的影响，列车节段模型的尺寸为2.095 0m（长）×0.071 2 m（宽）×0.073 7 m（高）。

为了与风洞试验保持一致，CFD车辆模型验证采用CRH2列车，其网格划分方法与CRH3列车一致。由于风洞试验车辆模型截面不变，因此使用中车的气动荷载系数与之匹配，采用重叠网格法进行计算。

气动荷载系数对比见表1。可知，数值模拟与风洞试验得到的结果较为接近，误差在10%以内，说明本文选取的数值模型理论和计算方法可靠度较高。

表1 气动荷载系数对比

4 塔梁交汇区车辆气动荷载

列车的气动荷载有两种典型定义：①垂直于车辆运动方向的来流平均风速；②风速与车速的合成速度。本文采用第一种定义，便于在风-车-桥耦合振动分析中研究风荷载对列车的影响。在横风作用下车辆行驶时受到的阻力FD、升力FL、倾覆力矩FM见图7。

图7 车体受力示意

对应无量纲气动荷载系数表达式分别为

式中：ρ为空气密度，取1.225 kg/m3；u为来流平均风速；L、B、H分别为车辆模型的长、宽、高。

通过Fluent计算得到气动荷载系数时程曲线，见图8。可知，车辆在经过塔梁交汇区的过程中，按照气动荷载系数的变化特征大体划分成未进塔梁交汇区、塔梁交汇区内、远离塔梁交汇区三个阶段。在整个行驶过程中，车辆的气动荷载系数发生了较为明显的变化：①升力系数、阻力系数在进入塔梁交汇区时变大，在塔梁交汇区内减小，离开塔梁交汇区后又增大，最后趋于稳定；力矩系数则相反。②未进塔梁交汇区与远离塔梁交汇区的气动荷载系数变化基本一致，保持稳定；头车气动荷载系数最大，中车次之，尾车最小。

图8 气动荷载系数时程曲线

5 塔梁交汇区车辆行车安全性

5.1 塔梁交汇区流场

列车进入和驶出塔梁交汇区时的流场分布以及车体表面压强见图9。可知：①桥塔截面较钝，使得流体在经过塔柱时出现明显的绕流现象。②流场在两肢桥塔内的分布非常复杂，在塔柱后方产生了漩涡并伴随局部逆流。③受桥塔遮蔽效应的影响，桥塔区附近存在风速局部加速或减速区，剧烈变化的风荷载会对桥上行车产生严重影响。④与进入桥塔区相比，列车在驶离桥塔区时，列车背风侧风场变化更加剧烈，绕流分离更严重，容易产生漩涡脱落。

图9 流场分布以及车体表面压强

5.2 车辆动力响应

由于头车的气动荷载系数最大，考虑车辆的行车安全性，本文以头车的气动荷载作为车辆整体的计算参数。

为探究在横风作用下车辆通过塔梁交汇区时气动荷载对车辆动力响应的影响，将头车气动荷载输入风-车-线-桥耦合振动分析软件WTTBDAS V2.0中。桥面平均横风风速分别取20、25、30 m/s，以设计车速350 km/h运行的CRH3车辆进行计算分析。车体加速度、轮重减载率和倾覆系数分别见图10、图11。

图10 车体加速度

图11 轮重减载率和倾覆系数

由图10和图11可知：①随着风速的增大，车体的动力响应增大；②受塔梁交汇区风场效应的影响，车体横竖向加速度均发生明显变化，随着列车驶向塔梁交汇区，加速度逐渐增大，在塔梁交汇区开始反向增大；③轮重减载率和倾覆系数均随风速的增加而增大，在风速30 m/s时，轮重减载率的最大值已接近规范限值0.6。上述结果表明，塔梁交汇区的突变风场会对列车的行车安全性和乘坐舒适性产生不利影响。

5.3 车辆动力响应评价

TB 10621—2014《高速铁路设计规范》中对车辆响应评价标准的规定见表2。将不同风速下车辆动力响应的最大值进行汇总，见表3。可知：①考虑塔梁交汇区风场效应后，脱轨系数、倾覆系数、轮重减载率均有所增大，但没有超出标准限值要求。②随着风速的增大，横竖向加速度明显增大，当风速小于20 m/s时，横竖加速度未超过限值；当风速达到25 m/s时，车体横竖向加速度受塔梁交汇区风场效应的影响十分显著，横向加速度增大34%，竖向加速度增大41%，均超过了规范限值，此时桥上行车需要限制车速，说明塔梁交汇区风场效应会对桥上行车造成不利影响，因此在分析横风作用下高速列车的动力响应时，由塔梁交汇区风场效应引起的列车气动荷载变化不容忽视。