汪震，邹云峰,2，何旭辉,2，刘路路，刘志鹏

(1.中南大学 土木工程学院，湖南 长沙，410075；2.轨道交通工程结构防灾减灾湖南省重点实验室，湖南 长沙，410075)

强风是引发车辆运行安全事故的主要气象灾害之一。高速列车由于运行速度高、车体质量小，其对风荷载作用更为敏感，准确了解强风作用下列车气动特性是开展行车安全评估的基本前提[1-2]。研究表明[3-7]，列车与其下部结构形式存在着明显的相互气动影响作用，列车气动特性会因下部结构形式的改变而发生显著变化。王玉晶等[8]通过风洞试验对比了列车在平地路基和典型简支箱梁桥上的气动特性，发现列车在路基上的风荷载比在简支箱梁桥上的风荷载小。相比平地路基，桥梁结构刚度、桥面风速大，车辆与桥梁之间动力相互作用显著，气动干扰效应复杂，强风作用下高速铁路桥上行车安全问题更加突出，因而，桥上高速列车在风荷载作用下的气动特性成为人们关注的焦点。张田等[9]通过数值模拟分析了桥上列车的气动特性，发现列车位于桥梁上的阻力系数和力矩系数较仅有列车时明显增大。SUZUKI等[10-11]通过风洞试验，研究了主梁高度对桥上列车气动特性的影响，认为列车气动力系数在一定范围内随主梁宽高比发生较明显变化，车桥的气动特性受风攻角的影响有限，且当列车位于迎风侧时，车桥系统气动特性变化显著。HE 等[12]在风洞试验中模拟两类风场，研究了湍流积分尺度和湍流度变化对车桥系统气动特性的影响，发现湍流度变化对桥上列车气动特性有一定影响，而湍流积分尺度对桥上列车气动特性的影响较小。WANG等[13-14]通过移动列车模型风洞试验，研究了列车在通过钢桁梁和简支梁时的气动特性，并将移动列车的气动力系数和静止列车的气动力系数进行了对比。YAO 等[15]采用CFD 方法研究了横风下列车通过钢桁梁的气动特性，发现列车气动特性不仅与合成风速和风向角有关，而且与列车通过的下部结构形式有关，因此，必须考虑列车下部结构的气动干扰效应，以准确获得列车的气动特性[16-22]。已有研究大多针对某一断面桥上列车气动特性开展研究，事实上，对于大跨度桥梁而言，引桥和主桥断面形式往往差异较大(引桥大多为混凝土箱梁，主桥为流线型箱梁或钢桁梁)，主梁断面形式差异势必引起桥上列车风荷载不同。当列车通过大跨桥梁时，其所受风荷载在短时间内会突然发生变化，对行车安全造成不利影响[3]。为此，本文作者以某新建大跨高铁斜拉桥为例，采用风洞试验研究主桥与引桥主梁断面形式差异对桥上列车风荷载的影响，以便为桥上行车安全评估提供准确风荷载。

1 试验

1.1 试验模型

试验以某双线铁路线上大跨度斜拉桥为研究背景，引桥为典型的混凝土箱梁断面，主桥断面为流线型箱梁断面，桥上运营车辆为CRH2 型列车。风洞试验在中南大学高速铁路风洞高速试验段中完成，该试验段长15 m，宽3 m，高3 m，最高试验风速可达94 m/s 以上。由于列车长度通常较大，可近似认为列车与桥梁均符合条带假定，列车气动力通过刚性节段模型测力和测压试验得到。结合试验段截面尺寸，模型缩尺比选为1/40，节段模型的外形根据实桥严格按照缩尺比缩小，保证几何相似性。节段模型的长度均为1.5 m，引桥节段模型宽315 mm，高180 mm(图1)，主桥节段模型宽436 mm，高112 mm(图2)，列车模型宽84.5 mm，高87.5 mm(图3)。引桥和主桥与列车组合时的最大阻塞率分别为4.5%和3.3%，长宽比分别为4.8与3.4，均满足JTG T3360-01—2018“公路桥梁抗风设计规范”[23]中阻塞率小于5%和长宽比大于2.5的要求。为保证列车气动特性测试结果的可靠性，同时对列车进行测压和测力试验，其中，沿列车模型长度方向共设置4个测压断面，每个断面布置30 个测点，其编号如图3 所示；采用电子压力扫描阀测量列车表面压力，采样频率为300 Hz，采样时长为30 s；测力采用车桥气动力分离装置，如图4所示。在列车与桥梁两端安装动态测力天平，桥梁直接固定在可转动的圆盘上，而列车则通过滑杆与圆盘连接，列车可沿滑杆水平移动，滑杆可在圆盘的划槽中滑动，通过这一措施对列车位置进行调整和固定，进而对气动力进行分离测量。同时，固定在圆盘上的桥梁和列车可围绕圆盘中心同轴转动，以便对风攻角进行调整。

图1 引桥节段模型尺寸Fig.1 Model size of approach span section

图2 主桥节段模型尺寸Fig.2 Model size of main span section

图3 列车模型编号Fig.3 Model of train section

图4 测力装置示意图[20]Fig.4 Sketch of force measuring device[20]

1.2 试验工况

试验考虑前述主桥和引桥2种主梁断面，研究断面形式差异对桥上列车气动特性的影响。考虑单列列车通过时迎风侧、背风侧和双车交汇等典型车桥组合，风攻角则在常见攻角范围内取-3°，0°和3°，来流风向角取为最不利的90°(横风)[24]，试验风速取10 m/s 和15 m/s，对试验结果进行校核。具体试验工况如表1 所示，共24 个试验工况。

表1 试验工况Table 1 Testing cases

1.3 数据处理

列车在风场中受到的压力作用常用量纲一风压系数表示：

式中：CPi(t)为列车表面第i个测压点的量纲一风压系数；Pi(t)为列车表面第i个测压点测得的压力；ρ为空气密度；U为平均风速。作用在列车上的静风荷载采用体轴坐标系的三分力描述，如图3 所示。相应的体轴坐标系下列车三分力系数定义如下：

式中：H为列车模型高度；B为列车模型宽度；CH，CV和CM分别为阻力系数、升力系数与力矩系数；FH，FV和FM分别为阻力、升力与力矩，可通过对模型测压截面的平均风压积分获得，如图3所示。

式中：pi为第i个测点的平均风压；θ为测点法线与x轴的夹角；x和y为测点的坐标。

2 风洞试验结果分析

2.1 试验结果对比验证

为了保证风洞试验结果的准确性，在试验过程中，采用测压和测力2种方式测量列车的气动三分力，同时采用2 种试验风速(10 m/s 和15 m/s)进行比较。图5所示为引桥上单列列车通过时迎风侧列车在不同测量方式及试验风速下的试验结果。

图5 不同测量方式和试验风速的结果对比Fig.5 Comparison of results for different measurement methods and test wind speeds

由图5(a)可知测压与测力2 种方式获得的列车气动三分力系数在试验的3 个风攻角下十分接近，从图5(b)可见2种测力方式获得的阻力系数、升力系数和力矩系数的均方根均较接近，从图5(c)可以看出这2种试验风速下列车的气动三分力系数几乎一致，说明试验结果可靠，且风速对试验结果产生的影响较小。

2.2 主梁断面形式差异对列车气动力系数的影响

由于2 种试验风速(10 m/s 和15 m/s)下列车气动力系数较接近，为此，本文仅给出风速为15 m/s的试验结果。列车位于引桥和主桥断面上风攻角为-3°，0°和3°的气动力系数如图6至图9所示。从图6至图9可以看出：列车的力矩系数较小，列车的行车安全受其影响很小。为此，以下主要对阻力系数CH和升力系数CV进行分析。

图6 单列列车通过时迎风侧列车气动力系数Fig.6 Aerodynamic coefficient of windward train in single-train case

图7 单列列车通过时背风侧列车气动力系数Fig.7 Aerodynamic coefficient of the leeward train in single-train case

图8 双车交汇时迎风侧列车气动力系数Fig.8 Aerodynamic coefficient of the windward train in double-train case

图9 双车交汇时背风侧列车气动力系数Fig.9 Aerodynamic coefficient of the leeward train in double-train case

受主梁断面形式差异影响，单列列车从引桥行驶到主桥时，迎风侧车的阻力系数CH略增加，升力系数CV变化显著，3 个风攻角下，升力系数CV分别减小0.32，0.40和0.36；背风侧车的阻力系数CH分别增加0.56，0.50 和0.36，升力系数CV分别增加0.20，0.37和0.64，需要指出的是背风侧车阻力系数CH出现了由负到正的变化，这可能是由于引桥的主梁断面较钝化，主梁的绕流形成的区域较大，列车处于主梁前缘绕流形成的低速区域中，且这种现象随风攻角增加即主梁遮挡效应加强，阻力系数CH也增加。双车交汇时，迎风侧车的气动力系数受主梁断面形式差异影响与单列列车位于桥上时较相似，而背风侧车受迎风侧车的遮挡作用，气动力系数均较低，主梁断面形式差异带来的影响也较小。单列列车通过时，主梁断面差异引起的背风侧车的气动力系数变化受风攻角影响最显著。

2.3 主梁断面形式差异对列车平均风压系数的影响

列车受到的横风力主要是由于气流在列车表面不断分离和再附，导致列车表面压力分布不均而产生的，为了对桥上列车气动特性进行深入分析，有必要对列车周围风压分布进行研究。图10至图13所示为各工况下列车表面的平均风压系数，以列车断面为零风压点，向内为正压，向外为负压。

单列列车通过时迎风侧车的平均风压系数如图10 所示。从图10 可知：2 种断面上列车表面平均风压系数在迎风面的顶部圆弧过渡段出现较大负压，气流在该处均产生流动分离。引桥上列车表面平均风压系数极值在该处为-1.22，主桥上的平均风压系数极值则出现在列车迎风面底部的圆弧过渡段，为-1.09，与顶部圆弧过渡段处的-1.03接近。而在引桥，迎风面底部圆弧过渡段的平均风压系数与顶部圆弧过渡段差别较大，底部与顶部相比显著减小，这导致列车在引桥和主桥上升力系数CV发生变化，列车下部结构断面变化可能是造成这种差异的主要原因。在这2种工况中，列车的迎风面均为正压，主桥上列车迎风面正压比引桥的迎风面正压大，背风面受涡脱的影响均为负压，这2 种工况下列车背风面负压较接近，因此，主桥上列车迎风面与背风面的压差较大，这也解释了主桥上列车阻力系数CH比引桥的略大的原因。总体而言，单列列车通过时迎风侧车距主梁边缘的距离较近，此时，气流因主梁断面形式差异而产生的流动分离还未能够充分发展，列车主要受到来流的直接影响，因此，这2种工况中列车平均风压系数较相似。但在底部与顶部圆弧过渡段，平均风压系数不同使得列车的升力系数CV发生较大变化。

图10 单列列车通过时迎风侧列车平均风压系数Fig.10 Mean pressure coefficient distribution of the windward train in single-train case

图11 所示为列列车时背风侧列车平均风压系数分布。从图11 可见：当列车位于背风侧时，距主梁前缘距离较远，此时，气流在主梁边缘产生的流动分离已充分发展，列车处于主梁绕流区域中，因此，列车表面平均风压系数产生较大差异。在这2种工况中，平均风压系数极值均出现在列车顶部圆弧过渡段区域，其中位于引桥上时的平均风压系数极值比主桥的小，且引桥上列车表面平均风压系数均为负值，但当风攻角为0°和3°时，主桥上列车迎风面随测压点不断增高，平均风压系数出现负—正—负的变化。随着风攻角增加，列车受主梁的遮挡作用增大，顶部圆弧过渡段区域的负值减小，引桥上列车迎风面的负值不断增加，主桥上列车迎风面的正值减小，但两者在背风侧几乎没有变化，这使得引桥上列车迎风面和背风面的压差增加，主桥上列车的压差减小，从而导致不同断面上列车的阻力系数CH随风攻角呈现出不同的变化趋势。单列列车通过时背风侧车平均风压系数分布出现较大差异的原因，除主梁断面形状差异外，还有可能是列车在2 种断面上，背风侧轨道与主梁边缘的距离也有很大不同，使得列车所处的绕流形式也发生变化。

图11 单列列车通过时背风侧列车平均风压系数Fig.11 Mean pressure coefficient distribution of leeward train in single-train case

双车交汇时迎风侧列车的平均风压系数如图12所示。对比图10与图12可以看出：迎风侧列车在单列列车通过时和双车交汇时，引桥断面的平均风压系数极值出现在列车顶部圆弧过渡段区域；主桥断面的平均风压系数极值在顶部与底部的圆弧过渡段区域较明显；与单列列车通过时不同的是，双车交汇时底部的平均风压系数略比顶部的大；列车在2种主梁断面上的平均风压系数分布最显著的区别仍然在列车底部的圆弧过渡段。

图12 双车交汇时迎风侧列车平均风压系数Fig.12 Mean pressure coefficient distribution of windward train in double-train case

双车交汇时，背风侧列车表面平均风压系数与单列列车通过时相比发生剧烈变化，如图13 所示。这是由于双车交汇状态下背风侧车会受到迎风侧列车显著的遮挡作用，列车整体处于主梁迎风车流动分离产生的负压区域内，无明显的气流分离区和压力回升区，列车表面压差较小，气动力系数都较低。主梁断面形状的差异导致平均风压系数分布的差别，主要体现在列车迎风面顶部与底部圆弧过渡段区域。

图13 双车交汇时背风侧列车平均风压系数Fig.13 Mean pressure coefficient distribution of leeward train in double-train case

2.4 主梁断面形式差异对列车脉动风压系数的影响

列车表面的风压由平均风压和脉动风压两部分组成。通过列车表面测压试验不但可以获得列车表面的平均风压，而且能得到列车表面的脉动风压。列车表面脉动风压系数如图14 至图17所示。

图14 单列列车通过时迎风侧列车脉动风压系数Fig.14 Fluctuating pressure coefficient distribution of windward train in single-train case

图17 双车交汇时背风侧列车脉动风压系数Fig.17 Fluctuating pressure coefficient distribution of leeward train in double-train case

单列列车通过时迎风侧车在2种主梁断面上的脉动风压系数如图14 所示。从图14 可知：在这2种工况下，列车表面脉动分压系数在顶部与底部圆弧过渡段区域较大，气流在此处分离附着，此处平均风压系数由负压变为正压，属于风压过渡段，风压变化强烈，因此，该区域内气流脉动性较强；在列车背风面，脉动风压系数较小，且沿列车表面变化也较小。引桥更为“钝化”的断面致使气流在主梁前缘产生强烈的流动分离，因而，在引桥上列车顶部圆弧过渡段区域的气流脉动性较主桥更强；而在底部圆弧过渡段区域，主桥上则反映出更强烈的气流脉动性；引桥上列车迎风面的脉动风压系数较主桥呈现出明显的波动性，该处的脉动风压系数也比主桥的大；当列车位于主桥上时，迎风面脉动风压系数与波动性均较小。

与单列列车通过时迎风侧车相比，单列列车通过时背风侧车的脉动风压系数更大，这2种主梁断面上列车脉动风压系数如图15 所示。背风侧列车距主梁迎风侧边缘距离较远，气流脉动性增强可能是气流在主梁前缘分离后再附着所致。从图15 可知：主桥与引桥断面形式差异带来的影响仍主要体现在列车顶部与底部的圆弧过渡段区域，引桥上列车在顶部圆弧过渡段反映出更强烈的气流脉动性，而主桥上列车在底部圆弧过渡段的气流脉动性更强；此外，列车脉动风压系数对于风攻角变化产生不同的结果，在图示3 个风攻角中，主桥上列车脉动风压系数大体相同，而引桥上列车在风攻角为-3°与0°时的脉动风压系数较接近。在风攻角为3°时，列车顶部圆弧过渡段主梁遮挡作用减小，因此，脉动风压系数减小。

图15 单列列车通过时背风侧列车脉动风压系数Fig.15 Fluctuating pressure coefficient distribution of leeward train in single-train case

从图16 可见双车交汇时迎风侧列车脉动风压系数与单列列车通过时较接近。从图17 可见：双车交汇时背风侧列车脉动风压系数与单列列车通过时的脉动风压系数有很大区别，因受迎风侧列车的遮挡，双车交汇时列车脉动风压系数较单列列车通过时大幅度减小，其中引桥上列车的脉动风压系数减小幅度最显著。列车顶部圆弧过渡段强烈的气流脉动区消失，底部圆弧过渡段的气流脉动性略增强，其原因可能是引桥较“钝化”的主梁断面与迎风侧列车组成更为“钝化”的车桥系统，使得背风侧列车处于车桥系统的尾流区中，风速较低且流动分离较弱。与引桥相同的是，主桥上列车顶部圆弧过渡段强烈的气流脉动区同样消失，但列车顶部区域的气流脉动性显著增强，底部圆弧过渡段的脉动风压系数极值点也由14 号测点变为13 号测点，更靠近列车迎风区域。造成上述现象的原因可能是迎风侧列车的存在改变了车桥系统周围的流场，致使气流在主梁前缘分离后的再附着点后移，增强了列车顶部的气流脉动性，而引桥主梁断面“钝化”的气动外形使得迎风侧车对气流再附着点产生的影响较小。

图16 双车交汇时迎风侧列车脉动风压系数Fig.16 Fluctuating pressure coefficient distribution of windward train in double-train case

3 结论

1) 单列列车通过时，无论列车位于迎风侧还是背风侧，其气动力系数受主梁断面形式差异影响较大，而双车交汇时，仅迎风侧列车受到较大影响。当列车从引桥驶入主桥时，迎风侧车的升力系数CV明显减小，单列列车通过时背风侧车的阻力系数CH与升力系数CV显著增加，并且在特定风攻角下，阻力系数CH与升力系数CV出现了由负到正的变化。这种由主梁断面形式差异产生的气动力系数变化对列车的行车舒适性产生不利影响。

2) 单列列车通过时，背风侧车的平均风压系数受主梁断面形式差异影响最显著，从引桥到主桥，列车迎风面平均风压系数由负压变为正压，顶部圆弧过渡段负压增大，而背风面与底面几乎没有变化，这解释了列车阻力系数CH发生由负到正的突变、升力系数CV明显增大的原因。

3) 引桥上列车表面脉动风压系数比主桥的大，列车迎风面、顶部与底部圆弧过渡段处的脉动风压系数受主梁断面变化影响最明显，尤其是单列列车通过时的背风侧车，引桥上列车这些区域的脉动风压系数显著比主桥的大。

4) 单列列车通过时，主梁断面形式差异引起的背风侧车气动力系数变化受风攻角影响较显著。此时，阻力系数CH变化随风攻角的增大而减小，升力系数CV变化随风攻角增大而增加。单列列车通过时背风侧车的平均风压系数和脉动风压系数同样受主梁断面变化影响，但随风攻角增大，由于主梁的遮挡作用，上述影响有所减弱。