突变风与列车风耦合气动载荷下风屏障的强度分析

2023-10-09杜礼明卞晨杰周美吉

科学技术与工程 2023年26期

杜礼明, 卞晨杰, 周美吉

(1.大连交通大学机车车辆工程学院, 大连 116028; 2.大连交通大学土木工程学院, 大连 116028)

风屏障是大风区保证高速列车行驶安全的主要手段之一。铁路沿线的风屏障在实际工作环境中受力情况比较复杂:一方面长期受到自然风载荷的作用,载荷强度方向及持续作用的时间都不固定;另一方面,当高速列车通过时带来的列车风载荷以冲击载荷的形式作用在风屏障上。当两种复杂载荷耦合作用在风屏障上时,风屏障会产生各种复杂的弯曲、扭转等变形。因此,有必要对风屏障的强度进行研究。

Xiang等[1]通过风洞试验和移动车辆模型研究了风速、车速、不同风屏障高度和风向对车辆风荷载的影响。Gu等[2]研究了不同弯曲角度的波纹风屏障背风侧的流场变化及其对桥上列车的遮蔽性能。Xue等[3]研究了不同高度和不同通风比的风屏障对车-桥系统的气动性能和动力响应的影响。从俊林等[4]提取桥梁表面的风压时程曲线,并在桥梁的固体结构模型上加载,并对桥梁固体模型进行了特征值分析、模态分析等动力学分析。刘功玉等[5]对声屏障进行了动力响应分析,根据自然风载荷和列车风载荷耦合激励下的时域分析,对声屏障的结构位移峰值进行快速傅里叶变换并得出不同工况下声屏障结构动力响应。王玉晶等[6]建立了不同开孔形式的风屏障-车-桥系统的数值模型,研究了不同开孔形式的风屏障对车桥系统气动特性和流场的影响,发现风屏障开孔形式对车辆阻力系数的影响较大。赵萌等[7]建立了受电弓-列车-接触网的气动模型,通过分离涡方法研究了横风下受电弓在开口和闭口姿态下运行时的非定常气动特性。康健等[8]分析了列车经过风屏障时声屏障表面的气动压力分布,对声屏障结构进行单向流固耦合计算。姚憉等[9]建立了风屏障-列车的流场模型以及风屏障的固体结构模型并对风屏障进行气动力分析。Tokunaga等[10]对半覆盖挡雪式风屏障进行了模态分析,并通过实车实验与数值模拟方法相结合的方法,避免声屏障在脉动风压下的共振现象,并根据研究结果提出简化算法,为声屏障设计提供规范和准则。郭薇薇等[11]对在实际环境中受到自然风与列车风耦合作用的风屏障进行有限元分析,根据有限元分析的计算结果得到风屏障各关键点处的应力时程曲线。王国华[12]研究了高架桥上的声屏障在经历车辆扰动时表面的风载荷以及气动力,并根据气动力的分布,结合车辆行驶的位置,得出气动力在声屏障上的分布规律。

目前在风屏障的设计与研究中,大多采用风速恒定的横风,不能真实反映风屏障在实际环境中的气动载荷情况。另外,中外对于风屏障的气动性能研究较多,但关于风屏障在气动载荷作用下结构强度性能的研究较少。现采用突变风模型模拟自然风,并通过Ansys-Abaqus-Mpcci联合仿真,将自然风与列车风耦合作用的气动压力加载到风屏障固体结构,实现单向流固耦合。基于流固耦合方法,对风屏障进行模态和强度分析,为风屏障的设计与安装提供参考。

1 数值模型及计算方法

1.1 流体计算域模型

流场区域长400 m、宽100 m、高40 m,如图1所示。高速列车采用CRH3型高速列车为原车型,忽略受电弓、转向架及空调出风口等细微结构[13]。

图1 计算域示意图

1.2 固体计算域模型

图2所示为ABAQUS中建立的风屏障固体结构模型,整个风屏障模型由51个H形钢结构立柱,50块铝合金单元板以及200个防震橡胶垫组成。每个风屏障单元分别由两个H形钢立柱、一个铝合金单元板以及4个防震橡胶垫组成,其中两个H形立柱分别在铝合金单元板的两端,起到固定作用,在铝合金单元板与钢立柱之间的空隙分别采用4个防震橡胶垫填充。铝合金单元板长2 m、高3.95 m、宽127 mm,H形钢立柱采用高3.95 m,相邻H形钢立柱之间的距离为2 m,H形钢的型号为HW175×175[14],防震橡胶垫高3.95 m、长83.75 mm、宽13 mm。

图2 风屏障固体结构模型示意图

1.3 流体计算域网格

风屏障、列车及其周围的气流是本文的研究对象,因此,列车周围至风屏障区域网格设置较密,尤其在列车车头部位较为复杂,采用较小尺寸的网格进行划分;其他区域不作为研究的重点,因此采用较粗的网格进行划分。为保证计算结果的准确性,整个流场区域均采用六面体结构化网格,流场计算区域的具体网格划分如图3所示。

图3 计算域的网格划分

1.4 固体计算域网格

在实际的风屏障受力中,H形钢立柱最容易受到破坏,而防震橡胶垫以及铝合金单元板由于材质的原因,安全性较高,不容易出现破坏。因此在划分网格时,H形钢立柱网格划分较为密集,铝合金单元板以及防震橡胶垫网格单元较少,其中,每个单元板划分800个单元格,每个防震橡胶垫划分60个单元格,每个H形钢立柱划分2 320个单元格,整个风屏障共划分为17万左右的单元格,如图4所示。

图4 风屏障离散化模型

1.5 计算方法与边界条件设置

由于列车、风屏障之间的气流速度低于0.3 Ma,可以将本文中的流动视为不可压缩的流动。

湍流模型采用RNG型κ-ε,采用压力修正采用SIMPLE算法计算压力和速度的耦合。流体域边界条件设置如图5所示。

图5 边界条件示意图

1.6 风屏障材料及接触条件设置

表1为钢立柱以及铝合金单元板的物理和力学性能[9]。超弹性材料模型选用Mooney-Rivlin本构模型大致模拟,Mooney-Rivlin本构模型的3个参数设定为:D1=0,C10=0.176 4,C01=4.31×10-3。

表1 风屏障各部件材料的物理与力学性能

H形钢立柱的底部固定桩固定不动。风屏障各部件大部分通过插板结构或者过盈配合连接在一起,因此分别设置风屏障的翼板内部面与防震橡胶垫的两个接触面设置为“Tie”绑定约束,铝合金单元板与防震橡胶垫的两个接触面同样设置为“Tie”绑定约束,并设置风屏障的自重。

2 风屏障结构模态分析

风屏障在实际环境中受到列车风以及自然突变风的作用。风屏障自身结构会存在一定的自振频率。当高速列车经过风屏障覆盖的路段时,由于列车风的脉动效应,当列车风的振动频率与风屏障的自振频率大致相同时,会引起风屏障与列车风的共振现象。这会使风屏障本身振动幅度变大,当风屏障各部件长期受到共振现象的影响时,一方面会使风屏障各部件的变形幅度增大,从而使得风屏障各部件容易出现断裂等破坏现象;另一方面,共振现象严重时会导致风屏障各部件因连接松动而倒在路轨上的现象,对列车行车安全造成隐患。因此对风屏障进行模态分析,确保风屏障不会出现共振现象。

风屏障所受到的外界的激励主要由高速列车行驶时造成的列车风脉动风压,由广义频率计算公式可以大致计算列车脉动压力[15],即

f=v/L

(1)

式(1)中:f为高速列车脉动压力的频率,Hz;v为高速列车的行驶速度,m/s;L为列车的长度,m。

由于出现列车风的脉动变化基本上都在头车或者尾车的车头处,因此造成列车风脉动压力变化的列车长度为头车或者尾车的长度,即25.52 m。由式(1)可以得到不同列车行驶速度的脉动频率,具体频率大小如表2所示。

表2 不同行驶速度下列车风脉动频率

对风屏障进行模态分析,取模态分析的前10阶的自振频率,与列车风的脉动频率相对比,表3所示为风屏障固体结构的自振频率。图6为风屏障1～8阶的振型图。

表3 风屏障结构振动频率

图6 风屏障1～8阶振型图

从上述风屏障固体结构模态分析结果可以看到,风屏障的自振频率最小在一阶振型,其振动的频率为6.107 2 Hz,相对于高速列车行驶速度为400 km/h的脉动风压振动频率4.35 Hz,是其振动频率的1.4倍。因此,本文所建立的风屏障固体结构模型与列车脉动风压不会产生共振现象,该固体结构模型可以用于后续的结构强度分析。

3 风屏障结构强度分析

分析2种工况下的风屏障固体结构强度,分别为中心距3.5 m,高速列车行驶速度400 km/h,列车风单独作用下的风屏障固体结构分析以及突变风与列车风耦合作用下的风屏障固体结构分析。由于主要分析风屏障在两种类型风作用下的结构强度分析,因此只分析列车车头进入风屏障一直到列车车尾离开风屏障的时刻。

3.1 列车风单独作用下风屏障结构强度

图7(a)中黑色竖线为高速列车的车头相对于风屏障的位置。当高速列车驶入风屏障时,由于车头带来的头波气动压力作用在风屏障上,导致气动压力由中间向四周扩散,并且随着扩散,压力越来越小。如图7(b)所示,当列车的头波气动压力作用在风屏障上时,而头波气动压力最大处并不是风屏障位移变化最大的地方,原因在于当风屏障在头波的最大压力处受到气动压力时,由于风屏障的中间部位受到最大的压力,而由于风屏障的整体结构相互支撑的作用,使得风屏障所受到的压力向风屏障的其他部位传递。由于风屏障的底部与大地连接在一起,因此向风屏障底部传递的力最终与风屏障底部的支撑力相互作用,并未在风屏障底部形成较大的位移,但由于压力与支撑力之间的相互作用,导致在风屏障的H形钢立柱的底端形成了较大的应力,如图7(c)所示。越靠近风屏障底端,钢立柱的应力越大;而由风屏障的中间位置向风屏障顶端传递的力,由于风屏障的顶端与风屏障底部的支撑力相隔较远,因此并没有与支撑力相互作用,而在风屏障顶部以产生位移的方式将作用力释放,因此形成了如图7(b)中的风屏障位移云图,风屏障由于列车风的气动压力作用形成的位移由底部到顶部逐渐增大,最大位移出现在风屏障的顶部,大约为0.144 mm。风屏障主要用H形钢立柱用来抵抗整个风屏障的变形,因此在钢立柱上的Mises应力最大,远远大于铝合金单元板以及橡胶材料的应力,钢立柱上最大Mises应力大约为22.6 MPa。

图8为高速列车完全驶入风屏障时压力及位移云图,图8(a)中的两条竖线分别为列车在风屏障中车头以及车尾的位置。由图8(a)与图8(b)、图8(c)对比可以看到,风屏障上气动压力出现头波与尾波的位置与风屏障上对应的位置并不完全一致,具体体现在头波上具有超前的现象,原因在于,当高速列车车头行驶到风屏障时,由于列车车头对于空气的挤压作用,使得空气向车头前方扩散,因此也在风屏障上形成了位移变化,风屏障的位移在头车附近具有“超前效应”;而当列车尾车经过风屏障时,由于列车尾车在风屏障上形成尾波时,体现了先负压后正压的现象,因此当列车行驶过之后,列车行驶的负压空间,首先被气流充满,并在风屏障上的位移上体现出“滞后效应”,因此上一时刻的高速列车尾波正压形成了Z轴负方向的位移,这一时刻的高速列车尾波负压形成了Z轴正方向的位移。

图8 列车完全驶入风屏障压力及位移云图

在头车的一个作用位置,风屏障在极短的距离具有正位移、负位移同时出现的现象,即当高速列车车头以及车尾经过风屏障时,会给风屏障带来扭转的作用效果。如图8(b)和图8(c)所示,风屏障在头波作用下,最大正位移大约为0.383 mm,最大负位移为0.215 mm,正、负位移相互叠加,风屏障在头波作用下扭转的最大位移为0.598 mm;风屏障在尾波作用下,最大正位移为0.33 mm,最大负位移为0.215 mm,正、负位移相互叠加,风屏障在尾波作用下最大位移为0.545 mm。风屏障在整个列车作用下,共扭转3次,其中高速列车经过时,头波与尾波的单独作用使得风屏障各扭转一次,且发生扭转的风屏障距离较短;同时头波与尾波的相互作用使得风屏障扭转一次,风屏障发生扭转的距离较长。

图8(d)和图8(e)为列车完全驶入风屏障覆盖区域的Mises应力细节云图。当列车风载荷以脉动压力的形式加载到风屏障上时,应力由直接作用区域向四周扩散,当压力作用向风屏障顶部扩散时,由于顶部受结构支撑力较小,因此风屏障最终以位移的形式释放压力,正位移、负位移都集中在风屏障的顶部区域;当压力作用向风屏障底部扩散时,由于风屏障底部区域受到支撑力较大,最终压力的作用效果与风屏障支撑力相互作用,当受到压力作用时,风屏障结构中的H形钢立柱底部承受较大的应力变化,其中最大应力出现在H形钢立柱的边缘,达到26.38 MPa。

图9为尾车驶离风屏障时的压力以及位移云图。图9(a)中的竖线表示列车的尾车,由图9(b)可以看到,当高速列车的尾车靠近风屏障的边界时,尾车形成的尾波气动压力造成了风屏障的强烈变形,尤其对负位移的影响较为严重。当列车车身完全驶入风屏障覆盖区域时,高速列车行驶的尾波对风屏障造成最大的负位移为0.215 mm,而当列车的尾车将要驶离风屏障时,高速列车尾波对风屏障造成的负位移最大为0.286 mm,增加了33.0%,压力与风屏障结构中的H形钢立柱的支撑力相互作用,最终以风屏障H形钢立柱产生的应力释放;而当列车靠近风屏障覆盖区域的边缘时,压力向风屏障顶部以及横向传播都会以风屏障产生位移的形式来释放压力,因此,在高速列车尾车驶离风屏障时,风屏障产生的负位移有较大的增长。同时,由于风屏障在列车尾波的作用下顶部的位移相对较大,使得风屏障底部的钢立柱受到更大的作用力,从而使得风屏障上H形钢立柱的应力也大幅增加,增加到了33.15 MPa,相对于列车车身完全驶入风屏障覆盖区域的26.38 MPa,最大Mises应力增加了25.7%。因此当高速列车开始驶入风屏障以及即将驶离风屏障时,风屏障最容易受到破坏,需要引起注意。

图9 尾车驶离风屏障时压力及位移云图

3.2 突变风与列车风耦合作用下风屏障结构强度

突变风的风速随时间变化,风屏障所受的压力不光与列车的行驶位置有关,还与突变风的风速变化有关,因此根据风屏障上监测点处的压力时程变化曲线以及突变风的风速函数曲线确定研究的时刻。图10为风屏障背风侧的监测点设置,图11为风屏障迎风侧的监测点设置。

图10 风屏障背风侧监测点示意图

图11 风屏障迎风侧监测点示意图

图12为风屏障监测点处的压力时程,风屏障迎风侧的压力明显高于风屏障的背风侧的压力,且从风屏障的底部到顶部,所受到的压力逐渐增大,图12中监测点d2与d3处的气动压力时程曲线几乎重合,即风屏障的中部与底部受压高于顶部,数值大小相同。由于列车风与突变风的方向相反,因此两种风耦合作用时,会使得耦合风的数值整体变小,故列车背风侧的压力数值小于迎风侧的压力,但由于列车风为脉动风,会在短时间内存在压力变化幅度较大的情况,当列车风与突变风耦合时,会出现脉动现象。

图12 风屏障监测点处的压力时程曲线

当风屏障同时受到突变风与列车风耦合作用时,风屏障表面的气动压力存在3个正压峰值以及3个负压峰值,在每个正压峰值与负压峰值之间都存在正负压转换的情况,在风屏障上体现为其不仅受到压力直接作用,还受到扭转力矩的影响。根据风屏障监测点处的压力时程曲线,确定研究突变风与列车风耦合作用工况的时刻为1.02、1.23、1.59、1.65 s。

图13(a)所示为1.02 s时风屏障及周边的气动压力,此时高速列车行驶产生的头波作用的风屏障上,头波对风屏障的作用效果同样以脉动压力的形式加载到风屏障上,因此风屏障此时同时受到两侧脉动压力的作用,在风屏障中间顶部的位置产生了较大的位移变化,由图13(b)风屏障上的位移分布云图可知,最大的负位移为0.958 mm。由图13(c)风屏障上的应力分布云图可以看到,在风屏障出现最大位移处,即风屏障底部,H形钢立柱产生了较大的应力,最大应力为52.88 MPa。

图13 风屏障在1.02 s时压力、位移及应力云图

图14为1.23 s时风屏障上的压力、位移及应力分布。由图12风屏障监测点b3处的压力时程曲线可以看到,尽管在1.23 s风屏障表面的压力数值较大,达到了1 358.60 Pa,但在1.23 s附近的压力时程曲线较为圆润,即在这一时刻风屏障表面的压力变化较缓慢,原因在于此时列车风与突变风的处于一个动态平衡中,突变风与列车风方向相反,合力作用下,风屏障上产生的位移以及应力都较于其他时刻有了明显的减小,此时风屏障上出现的最大正位移为0.048 mm,最大负位移为0.2 mm,应力最大为3.62 MPa,同样出现在风屏障H形钢立柱的底部,沿钢立柱向Y轴正方向逐渐减小。

图14 风屏障在1.23 s时压力、位移及应力云图

图15为风屏障在1.59 s时压力、位移及应力分布云图,此时高速列车车头已经驶离风屏障覆盖区域,只有高速列车的尾车在风屏障覆盖区域中,其中风屏障负位移最大达到1.42 mm,正位移最大达到0.605 mm,当风屏障上发生最大的位移时,同时在风屏障最大位移的底部,H形钢立柱产生最大的Mises应力,达到83.79 MPa,比1.23 s时的最大Mises应力增加了131.3%,此时风屏障受力最严重,应当引起重视。

图15 风屏障在1.59 s时压力、位移及应力云图

如图16所示,在1.65 s时,高速列车的车头与风屏障覆盖区域的距离增大,使得风屏障周边气动压力受风屏障头波的影响进一步降低,风屏障主要受到高速列车的尾波以及突变风的作用。由于此时突变风风速减小,突变风与列车风的相互作用效果减小,使得高速列车尾波的对风屏障的影响进一步减小,因此在风屏障位移云图上,位移变化呈现规则的层状分布,此时突变风再一次成为影响风屏障受力变化的决定性因素。此时刻由于两种风的相互抵制作用,因此风屏障的位移以及应力都有明显的减小,最大正位移趋于0,最大负位移为0.1 mm,风屏障上最大应力为2.37 MPa,均匀分布于风屏障的底部区域。

图16 风屏障在1.65 s时压力、位移及应力云图

3.3 风屏障结构强度校核

在列车风单独作用和列车风与突变风耦合作用的2种工况下,风屏障上H形钢立柱承受了绝大多数的压力,同时由风屏障受力产生的Mises应力大部都集中在H形钢立柱的底部区域,因此主要对风屏障的H形钢立柱进行强度校核;由于铝合金单元板因风压变形较为严重,因此主要对铝合金单元板进行挠度校核。

根据风屏障的最大弹性挠度不应超过LA/100(LA为声屏障构件最大自由长度),残余变形不应超过LA/500进行评价[16]。铝合金单元板高3.95 m,按照标准,铝合金单元板的最大挠度为3.95 mm。根据第四强度理论,对H形钢立柱进行强度校核。H形钢立柱及固定桩的材料为Q235-B,其屈服极限为235 MPa。表4所示为2种工况下最大位移量以及最大Mises应力。

表4 2种工况下最大变形及Mises应力

从表4可知,当列车风与突变风耦合作用下,风屏障出现最大变形量,最大变形量为1.42 mm,最大变形量未超过标准中铝合金单元板的极限变形量,因此铝合金单元板符合挠度标准。在突变风与列车风耦合作用的工况为风屏障最危险的工况,风屏障上出现最大Mises应力为83.79 MPa,比列车风单独作用的工况增加了152.8%。最大Mises应力未超过第四强度理论中Q235-B材料的屈服极限235 MPa,因此H形钢立柱符合强度标准。