橋隧過渡段高速列車行車抗風(fēng)安全分析

何佳駿，向活躍，龍俊廷，李永樂

（西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院，四川 成都 610031）

隨著我國西部山區(qū)的交通建設(shè)不斷發(fā)展，山區(qū)的行車安全性得到越來越多的重視.橋梁與隧道是山區(qū)交通運(yùn)輸?shù)闹饕问剑S多路段存在橋梁與隧道之間頻繁過渡的情況.隧道內(nèi)部與橋梁上方的風(fēng)環(huán)境差異巨大，列車由隧道駛上橋梁時(shí)會(huì)承受突變的氣動(dòng)荷載，引起列車響應(yīng)突變；列車駛上橋梁后，會(huì)與橋梁發(fā)生耦合振動(dòng)，且行駛過程中由于列車風(fēng)場受局部地形的影響十分劇烈，容易形成大攻角來流風(fēng)[1-2]，這些都是對行車安全十分不利的條件.因此，對列車經(jīng)過山區(qū)橋隧過渡段的氣動(dòng)特性和行車安全性開展研究是十分必要的.

針對列車在突風(fēng)環(huán)境下氣動(dòng)特性的數(shù)值模擬，李鵬等[3]通過滑移網(wǎng)格模擬了高速列車經(jīng)過突風(fēng)口的過程分析了流場的變化以及列車在各個(gè)時(shí)刻受到的氣動(dòng)力；肖政等[4-5]通過數(shù)值模擬，在考慮地形的影響下分析了CRH5 型列車通過路基-涵洞過渡段的氣動(dòng)力特性；羅建斌等[6]利用數(shù)值模擬研究了突風(fēng)下行駛在雙線高架橋迎風(fēng)側(cè)的高速列車的氣動(dòng)特性；彭?xiàng)漑7]通過三維數(shù)值模擬研究了CRH3 列車通過橋隧過渡段時(shí)受到的氣動(dòng)力及風(fēng)屏障對列車氣動(dòng)力的優(yōu)化效果；喬英俊等[8]通過數(shù)值模擬對列車在風(fēng)區(qū)行駛通過擋風(fēng)設(shè)施時(shí)過渡段兩側(cè)的壓力差進(jìn)行了計(jì)算；李泉等[9]通過建立階躍型陣風(fēng)作用下高速列車的三維模型分析了高速列車在陣風(fēng)作用下的氣動(dòng)性能.

針對突風(fēng)荷載作用下列車的響應(yīng)計(jì)算，苗秀娟[10]采用DES（detached Eddy simulation）數(shù)值模擬方法，計(jì)算了列車在瞬態(tài)風(fēng)荷載下的氣動(dòng)性能，建立了車輛在瞬態(tài)風(fēng)荷載和輪軌激勵(lì)下的動(dòng)力學(xué)模型，計(jì)算得到了車輛的響應(yīng)；Yang 等[11]利用三維非定?？蓧嚎s流對列車在橫風(fēng)下進(jìn)入隧道時(shí)的響應(yīng)進(jìn)行了計(jì)算；李永樂等[12]通過數(shù)值模擬建立風(fēng)速測點(diǎn)，對列車在橋上行駛經(jīng)過橋塔附近時(shí)的動(dòng)力響應(yīng)時(shí)程進(jìn)行了研究；Deng 等[13]通過數(shù)值模擬得到列車通過兩段防風(fēng)設(shè)施時(shí)的氣動(dòng)力，結(jié)合風(fēng)-軌動(dòng)力分析系統(tǒng)對車輛響應(yīng)進(jìn)行了計(jì)算；Sun 等[14]通過計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（CFD）技術(shù)和多體仿真技術(shù)，對列車通過兩片防風(fēng)林之間缺口的響應(yīng)進(jìn)行了計(jì)算，并用現(xiàn)場實(shí)測的數(shù)據(jù)進(jìn)行了驗(yàn)證；Zhang 等[15]推導(dǎo)了橋上行駛的列車進(jìn)入和離開風(fēng)屏障時(shí)受到的風(fēng)荷載的公式，并對列車的行車安全性進(jìn)行了計(jì)算.

上述研究針對突風(fēng)荷載作用下列車的氣動(dòng)力及車輛響應(yīng)提供了較為準(zhǔn)確的計(jì)算方法.在列車的行車抗風(fēng)安全性研究中，橋上列車的氣動(dòng)特性和動(dòng)力響應(yīng)的研究較多，對隧道內(nèi)則更側(cè)重于列車導(dǎo)致的壓力波，針對過渡段列車氣動(dòng)特性和行車安全性的研究則較為少見.

本文在驗(yàn)證了數(shù)值模型的前提下，使用動(dòng)網(wǎng)格與滑移網(wǎng)格相結(jié)合的方法，計(jì)算了大風(fēng)攻角下列車由隧道駛上橋梁時(shí)受到的氣動(dòng)力.根據(jù)D’Alembert原理分別建立車輛與橋梁的運(yùn)動(dòng)方程，對車輛與橋梁模型進(jìn)行分離迭代求解，得到了列車經(jīng)過由隧道駛上橋梁的響應(yīng)，根據(jù)相關(guān)規(guī)范，對車輛響應(yīng)進(jìn)行了評價(jià).

1 風(fēng)-車-橋耦合振動(dòng)模型

1.1 車輛模型

二系懸掛的四軸車輛為客車的常見形式[16].針對該類型的車輛建立動(dòng)力學(xué)模型，將車輛分解為一個(gè)車體，兩個(gè)轉(zhuǎn)向架以及四個(gè)輪對.將車體、轉(zhuǎn)向架以及輪對視作剛體，車體與轉(zhuǎn)向架通過中央懸掛系統(tǒng)連接，轉(zhuǎn)向架與輪對通過二系軸箱連接.車體與轉(zhuǎn)向架具有橫移、浮沉、側(cè)滾、點(diǎn)頭及搖頭等5 個(gè)自由度，輪對具有橫移和搖頭兩個(gè)自由度，整個(gè)列車模型共計(jì)23 個(gè)自由度[17].本次研究中使用CRH3 型列車的相關(guān)參數(shù).

根據(jù)D’Alembert 原理建立的車輛運(yùn)動(dòng)方程為

式中：Mv、Cv、Kv分別為車輛子系統(tǒng)的集中質(zhì)量矩陣、阻尼系數(shù)矩陣以及剛度矩陣；uv、分別為車輛子系統(tǒng)的位移矩陣、速度矩陣與加速度矩陣；Fstv、Fbv分別為車輛子系統(tǒng)受到的靜風(fēng)力矩陣和車橋相互作用力矩陣.

1.2 隧道-橋梁模型

隧道-橋梁線路段為某高速鐵路客運(yùn)專線的橋隧過渡段.線路總長444 m，隧道段與橋梁段長度均為222 m.橋梁段采用跨徑布置為61 m+50 m+50 m+61 m 的4 跨連續(xù)梁橋，墩高均為20 m.橋梁斷面與隧道斷面均采用該客運(yùn)專線的斷面.主梁采用混凝土箱梁，截面如補(bǔ)充材料圖S1 所示，隧道外形由兩段圓弧組成，阻塞比為10.63%.通過約束隧道段所有節(jié)點(diǎn)的各個(gè)方向的平動(dòng)與轉(zhuǎn)動(dòng)來模擬隧道內(nèi)地面變形較小的線路.橋隧過渡段的有限元模型見補(bǔ)充材料圖S2.

根據(jù)D’Alembert 原理建立的橋梁運(yùn)動(dòng)方程為

式中：Mb、Cb、Kb分別為橋梁子系統(tǒng)的集中質(zhì)量矩陣、阻尼系數(shù)矩陣以及剛度矩陣；分別為橋梁子系統(tǒng)的位移矩陣、速度矩陣與加速度矩陣；Fstb、Fbb分別為橋梁子系統(tǒng)受到的靜風(fēng)力矩陣和車橋相互作用力矩陣.

車輛與橋梁系統(tǒng)之間的相互作用通過輪軌接觸力來實(shí)現(xiàn)，輪軌接觸力通過車輛與橋梁的相對位移關(guān)系來確定.計(jì)算采用的軌道不平順譜為德國低干擾譜.在輪軌始終接觸的假設(shè)下，使用分離迭代法對上述車輛與橋梁子模型的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行求解，求解的空間步長取為0.2 m.列車通過橋隧過渡段時(shí)的風(fēng)荷載通過數(shù)值模擬得到.

本研究考慮列車在均勻流條件下從隧道駛上橋梁的過程.其中車橋耦合系統(tǒng)的響應(yīng)采用自主研發(fā)的橋梁結(jié)構(gòu)分析軟件BANSYS（bridge analysis system）進(jìn)行計(jì)算.

2 橋隧過渡段列車橫風(fēng)氣動(dòng)力的數(shù)值模擬

2.1 模型參數(shù)

研究中使用的列車為CRH3 型列車，模型縮尺比為1∶1，為了便于網(wǎng)格的劃分，同時(shí)提高計(jì)算效率，在保證列車在各個(gè)坐標(biāo)平面的投影面積不變的情況下，對列車模型進(jìn)行了簡化，簡化后的列車外形見補(bǔ)充材料圖S3 所示.橋隧過渡段幾何模型見補(bǔ)充材料圖S4 所示.

列車中心距離風(fēng)速入口50 m，距離風(fēng)速出口80 m，計(jì)算區(qū)域?qū)挾萀1=130 m，長度為橋隧過渡段的長度2L3=444 m，計(jì)算區(qū)域高度L2=120 m，計(jì)算模型阻塞度小于5%，滿足數(shù)值風(fēng)洞計(jì)算要求.分析中計(jì)算區(qū)域的選取以及邊界條件見補(bǔ)充材料圖S5 所示.

采用動(dòng)網(wǎng)格及滑移網(wǎng)格的方法模擬列車的運(yùn)動(dòng)，該模擬方法計(jì)算效率較高且不會(huì)生成多余網(wǎng)格.分別建立車輛周圍流場的運(yùn)動(dòng)網(wǎng)格區(qū)域以及橋隧過渡段的靜止網(wǎng)格區(qū)域，兩個(gè)區(qū)域之間通過Interface交界面進(jìn)行數(shù)據(jù)交互.列車行駛過程中，前方部分（EF，見補(bǔ)充材料圖S5（a））的網(wǎng)格不斷壓縮和合并，后方部分（GH，見補(bǔ)充材料圖S5（a））的網(wǎng)格不斷拉伸和分割.合并與分裂均采用Layering（鋪層）的網(wǎng)格更新方法，通過對驗(yàn)證模型的參數(shù)實(shí)驗(yàn)，確定拉伸和壓縮單元的長度為1.0 m，單元分割因子為0.4，合并因子為0.2.

采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格以提高計(jì)算精度.得到的列車表面網(wǎng)格見補(bǔ)充材料圖S6，過渡段模型橋隧交界處的網(wǎng)格見補(bǔ)充材料圖S7.靜止區(qū)域網(wǎng)格為487 萬，運(yùn)動(dòng)區(qū)域網(wǎng)格為117 萬，計(jì)算時(shí)間步長為0.005 s.

湍流模型采用SSTk-ω，采用SIMPLE 算法求解壓力耦合，動(dòng)量、連續(xù)性、湍動(dòng)能、能量及耗散率等項(xiàng)，均采用二階迎風(fēng)格式進(jìn)行離散.

2.2 模型驗(yàn)證

采用文獻(xiàn)[18]中高速列車在橫風(fēng)作用下行駛的風(fēng)洞試驗(yàn)對本文提出的數(shù)值模擬方法進(jìn)行驗(yàn)證.該實(shí)驗(yàn)在中南大學(xué)風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室中進(jìn)行，列車在平地上行駛，模型縮尺比為1∶6.

依照2.1 節(jié)的方式對試驗(yàn)中的平地地形進(jìn)行網(wǎng)格劃分，參數(shù)設(shè)置參照2.1 節(jié).計(jì)算模型分為動(dòng)網(wǎng)格區(qū)域與靜止網(wǎng)格區(qū)域，運(yùn)動(dòng)區(qū)域網(wǎng)格數(shù)目117 萬，靜止區(qū)域網(wǎng)格數(shù)目444 萬.

針對實(shí)驗(yàn)中單拱頭型的車輛，采用車速為270 km/h、風(fēng)速為15 m/s 以及車速為200 km/h、風(fēng)速為25 m/s 的工況進(jìn)行了數(shù)值模擬.數(shù)值模擬的列車的氣動(dòng)阻力結(jié)果與風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對比如表1 所示.

表1 風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模型橫向力對比Tab.1 Comparison of the transverse force between the CFD model and wind tunnel test

由表1 可以看出：頭車橫向力的最大誤差為13.12%，中間車橫向力的最大誤差為8.83%.頭車橫向力誤差超過10%的原因是風(fēng)洞試驗(yàn)中采用的單拱型車頭與CRH3 型列車的車頭的外形存在一定的差異；對于車體外形更為接近的中間車的車體，其風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果的誤差在10%以內(nèi).

綜上，研究中采用的數(shù)值模擬方式能夠較為正確地反映列車行駛過程中受到的氣動(dòng)力.

2.3 結(jié)果分析

列車子系統(tǒng)受到的風(fēng)荷載通常用體軸坐標(biāo)系或風(fēng)軸坐標(biāo)系表示[19].本文數(shù)值模擬得到的列車氣動(dòng)力由體軸（水平力FH、豎向FV、彎矩MZ）表示，力的正方向見圖1，風(fēng)攻角以逆時(shí)針旋轉(zhuǎn)為正.

圖1 三分力示意Fig.1 Three-component force

取0° 風(fēng)攻角、15 m/s 風(fēng)速下列車在迎風(fēng)側(cè)線路以200 km/h 車速從隧道駛上橋梁的工況進(jìn)行計(jì)算，得到列車3 個(gè)部分車體受到的氣動(dòng)阻力、升力以及力矩的時(shí)程，如圖2 所示.圖中：到達(dá)過渡段與離開過渡段的虛線分別代表頭車前端到達(dá)隧道洞口的時(shí)間與尾車末端離開隧道洞口的時(shí)刻.

由圖2 可以看出：列車經(jīng)過橋隧過渡段時(shí)，受到橫風(fēng)的影響，頭車和中間車的氣動(dòng)阻力以及力矩會(huì)迅速上升至穩(wěn)定.由于隧道斷面封閉，尾車在駛出隧道時(shí)會(huì)出現(xiàn)負(fù)壓區(qū)，從而導(dǎo)致尾車的氣動(dòng)阻力和力矩下降，之后在橫風(fēng)的作用下又逐漸上升至穩(wěn)定[7].頭車的阻力和力矩的變化最劇烈，越靠后的車體承受的氣動(dòng)阻力和力矩的突變越小，這是列車運(yùn)動(dòng)對前方空氣的壓縮而引起的現(xiàn)象[20]；列車3 個(gè)部分車體的升力變化之間存在較大的差異，頭車與中間車最終的升力為負(fù)值，尾車的升力為正值.

圖2 列車各部分氣動(dòng)力對比Fig.2 Comparison of the aerodynamic force for different parts of the vehicle

針對不同風(fēng)攻角對列車所受氣動(dòng)力的影響進(jìn)行研究，風(fēng)攻角根據(jù)《公路橋梁抗風(fēng)設(shè)計(jì)規(guī)范 JTG/T 3360-010—2018》進(jìn)行選取.計(jì)算工況的設(shè)置如補(bǔ)充材料表S1 所示，車速設(shè)定為200 km/h.

在15 m/s 風(fēng)速、?7°～+7° 風(fēng)攻角下，列車經(jīng)過橋隧過渡段時(shí)頭車受到的氣動(dòng)力如圖3 所示.

由圖3 可見：不同風(fēng)攻角下列車經(jīng)過橋隧過渡段時(shí)頭車受到的氣動(dòng)力存在一定差異，對于氣動(dòng)阻力，隨著風(fēng)攻角從?7° 向+7° 變化，頭車受到的氣動(dòng)阻力突變逐漸減??；對于氣動(dòng)升力，隨著風(fēng)攻角從?7° 向+7° 變化，波峰的值逐漸減小，最終穩(wěn)定時(shí)的升力逐漸增大，波谷的值與風(fēng)攻角之間并未出現(xiàn)明顯的聯(lián)系；對于頭車受到的力矩，隨著風(fēng)攻角從?7°向+7° 變化，頭車受到的力矩逐漸減小.

圖3 不同風(fēng)攻角下頭車氣動(dòng)力對比Fig.3 Aerodynamic forces at different wind attack angles

值得注意的是，尾車的氣動(dòng)阻力與力矩在出隧道之后較小，原因在于列車在從隧道駛上橋梁的過程中，列車風(fēng)引起的負(fù)壓與列車出隧道時(shí)空氣膨脹形成的負(fù)壓疊加至尾車，從而導(dǎo)致橫風(fēng)作用下尾車出隧道的橫向力較小[7,21].

負(fù)攻角下列車氣動(dòng)力較大，正攻角下列車受到的氣動(dòng)力較小[22].不同風(fēng)攻角下列車受到的氣動(dòng)力的差異主要是因?yàn)闃蛄旱恼趽跣?yīng).正攻角下風(fēng)速的豎向分量被橋梁遮擋，故列車受到的氣動(dòng)力減??；而負(fù)攻角下列車在與風(fēng)速垂直的平面上的投影面積更大，故受到更大的氣動(dòng)力突變.

不同風(fēng)攻角下氣動(dòng)力突變的值如表2 所示.

由表2 可見：對于阻力突變，?7° 攻角下阻力突變相較于0° 攻角增加7.8%，+7° 攻角下阻力突變相較于0° 攻角減少10.0%；對于升力時(shí)程中的上升段至波峰的突變，?7° 攻角下升力突變相較于0° 攻角增加52.5%，+7° 攻角下阻力突變相較于0° 攻角減少32.2%；對于升力時(shí)程中的上波峰至波谷的突變，?7° 攻角下升力突變相較于0° 攻角增加19.8%，+7°攻角下阻力突變相較于0° 攻角減少33.3%；對于力矩突變，?7° 攻角下升力突變相較于0° 攻角增加7.8%，+7° 攻角下阻力突變相較于0° 攻角減少9.2%.

表2 各風(fēng)攻角下頭車的氣動(dòng)力突變值Tab.2 Sudden variations in the aerodynamic force at different wind attack angles for the front vehicle

綜上，大風(fēng)攻角（± 7°）對列車經(jīng)過過渡段的氣動(dòng)阻力及力矩的影響在10.0%左右.

3 橋隧過渡段的列車響應(yīng)

3.1 列車響應(yīng)評價(jià)標(biāo)準(zhǔn)

列車響應(yīng)的評價(jià)分為安全性指標(biāo)與平穩(wěn)性指標(biāo)兩部分.本研究中安全性采用輪重減載率、脫軌系數(shù)及輪軸橫向力評定.平穩(wěn)性采用車體最大橫向加速度與豎向加速度評定.

綜合《鐵道車輛動(dòng)力學(xué)性能評定和試驗(yàn)鑒定規(guī)范》《鐵道機(jī)車動(dòng)力學(xué)性能試驗(yàn)鑒定方法及評定標(biāo)準(zhǔn)》和《TB 10621—2014 高速鐵路設(shè)計(jì)規(guī)范》，本研究采用的列車響應(yīng)限值如補(bǔ)充材料表S2 所示.

3.2 列車各部分響應(yīng)對比

結(jié)合2.3 節(jié)氣動(dòng)力時(shí)程，對0° 風(fēng)攻角、15 m/s風(fēng)速下列車以200 km/h 的車速由隧道駛上橋梁的過程進(jìn)行計(jì)算.3 個(gè)部分車體的橫向加速度、豎向加速度、左側(cè)（背風(fēng)側(cè)）車輪的脫軌系數(shù)以及第一輪對的輪軸橫向力時(shí)程、右側(cè)（迎風(fēng)側(cè)）第一輪的輪重減載率對比如圖4 所示.

由圖4 可見：列車通過橋隧過渡段時(shí)，由于受到突風(fēng)荷載，列車各個(gè)部分的各項(xiàng)響應(yīng)值均發(fā)生突增，之后由于列車受到的氣動(dòng)力逐漸穩(wěn)定，車輛的響應(yīng)逐漸減小并穩(wěn)定.由于承受更大的氣動(dòng)阻力和力矩，頭車各項(xiàng)響應(yīng)的突變幅度均大于列車的其他部分，且車體位置越靠前，受到的氣動(dòng)力突變幅度越大，車體的響應(yīng)突變越劇烈.

圖4 列車各部分車輛響應(yīng)對比Fig.4 Comparison of responses at different parts of the vehicle

結(jié)合圖2，可認(rèn)為相較于氣動(dòng)升力，列車受到的氣動(dòng)阻力和力矩是影響列車響應(yīng)的主要因素.由于風(fēng)荷載的能量積累，相較于氣動(dòng)力變化，列車響應(yīng)的變化會(huì)產(chǎn)生滯后.

列車各部分各項(xiàng)響應(yīng)的最大值如表3 所示.由表3 可見：頭車的各項(xiàng)響應(yīng)的最大值均大于中間車與尾車，且車體位置越靠前，響應(yīng)的最大值越大.響應(yīng)最大的頭車的安全性指標(biāo)與平穩(wěn)性指標(biāo)均滿足要求.

表3 列車各部分響應(yīng)最大值對比Tab.3 Comparison of the maximum response values for different parts of the vehicle

3.3 風(fēng)攻角的影響

15 m/s 風(fēng)速、?7°～+7° 風(fēng)攻角，頭車的輪重減載率、脫軌系數(shù)、橫向加速度、豎向加速度及輪軸橫向力的最大值對比如圖5 所示.

由圖5 可見：由于負(fù)攻角會(huì)加大列車所受的氣動(dòng)阻力和力矩，正風(fēng)攻角會(huì)減小列車所受的氣動(dòng)阻力和力矩，故負(fù)風(fēng)攻角會(huì)增大列車的響應(yīng)，且負(fù)風(fēng)攻角越大，列車各項(xiàng)響應(yīng)越大；正風(fēng)攻角可減小列車的響應(yīng)，且正風(fēng)攻角越大，列車各項(xiàng)響應(yīng)越小.在200 km/h 車速、15 m/s 風(fēng)速時(shí)，?7°～?5° 風(fēng)攻角下頭車的橫向加速度超限.

圖5 不同風(fēng)攻角下行車響應(yīng)最大值Fig.5 Maximum vehicle responses at different wind attack angles

綜上，本研究中確定的最不利風(fēng)攻角為 ?7°.

3.4 風(fēng)速與車速的影響

由2.3 節(jié)的結(jié)果知，15 m/s 風(fēng)速下，列車以200 km/h 車速通過橋隧過渡段時(shí)，列車的安全性指標(biāo)滿足限值要求，在?7°～?5° 風(fēng)攻角下頭車的橫向加速度超過限值.為探討隨著風(fēng)速以及車速的增加首先超限的安全性指標(biāo)，針對在最不利風(fēng)攻角下不同車速及不同風(fēng)速的車輛響應(yīng)進(jìn)行了計(jì)算.風(fēng)速設(shè)定依據(jù)已有文獻(xiàn)[12,17]，計(jì)算工況設(shè)置如補(bǔ)充材料表S3 所示.

在?7° 風(fēng)攻角，不同風(fēng)速下列車以200 km/h 車速通過橋隧過渡段，頭車的各項(xiàng)響應(yīng)的最大值如圖6 所示.

由圖6 可見：在 ?7° 風(fēng)攻角下頭車的各項(xiàng)響應(yīng)均隨著風(fēng)速的增加而增加，輪重減載率在30 m/s 的風(fēng)速下為0.5949，已接近限值0.6；脫軌系數(shù)在30 m/s風(fēng)速下為0.3994，仍有安全儲(chǔ)備；輪軸橫向力在25.00 m/s 的風(fēng)速下為65.98 kN，已超過限值62.3 kN；30.00 m/s 風(fēng)速下，頭車車體最大橫向加速度為1.6881 m/s2；風(fēng)速為22.5 m/s 時(shí)，頭車最大豎向加速度為1.2886 m/s2，接近限值1.3000 m/s2.

圖6 不同風(fēng)速下列車響應(yīng)最大值Fig.6 Maximum vehicle responses at different vehicle speeds

綜上，風(fēng)速在22.5 m/s 以下時(shí)，CRH3 列車能以200 km/h 安全通過橋隧過渡段，此時(shí)橫向加速度已超限，豎向加速度接近限值.隨著風(fēng)速增加，首先超限的安全性指標(biāo)是輪軸橫向力.

在?7° 風(fēng)攻角、20 m/s 風(fēng)速下，列車以不同車速通過橋隧過渡段時(shí)頭車的各項(xiàng)響應(yīng)最大值如圖7所示.

由圖7 可見：列車的各項(xiàng)響應(yīng)均隨著車速的增加而增加，20 m/s 風(fēng)速下，車速提高至350 km/h 時(shí)，輪重減載率為0.5173，脫軌系數(shù)為0.3600，二者仍有安全儲(chǔ)備；車速超過225 km/h 時(shí)，豎向加速度超過限值，之后車速的增加對豎向加速度的影響較小.車速提高至350 km/h 時(shí)，輪軸橫向力最大值為64.04 kN，超過限值.

圖7 不同車速下行車響應(yīng)最大值Fig.7 Maximum vehicle responses at different vehicle speeds

綜上，風(fēng)速20.00 m/s，車速在325 km/h 以下時(shí)列車能夠安全通過橋隧過渡段，隨著車速增加，安全性指標(biāo)中的輪軸橫向力中首先超限.

4 結(jié) 論

本文利用CFD 數(shù)值模擬，結(jié)合車橋耦合振動(dòng)系統(tǒng)，對CRH3 型列車通過橋隧過渡段的行車響應(yīng)進(jìn)行了計(jì)算并進(jìn)行了安全性分析，并考慮了大風(fēng)攻角的影響，得到如下結(jié)論：

1）列車經(jīng)過橋隧過渡段時(shí)，頭車受到的氣動(dòng)阻力與力矩的突變大于中間車與尾車，頭車各項(xiàng)響應(yīng)的最大值均大于中間車與尾車.越靠近車頭的車體，受到的氣動(dòng)力突變越大，列車響應(yīng)也越大.

2）大風(fēng)攻角對列車經(jīng)過橋隧過渡段的氣動(dòng)力影響較大.相較0° 風(fēng)攻角而言，?7° 風(fēng)攻角下列車受到的氣動(dòng)阻力及力矩增大10%左右；+7° 風(fēng)攻角下列車受到氣動(dòng)阻力及力矩減小10%左右.

3）正風(fēng)攻角可以減小列車經(jīng)過橋隧過渡段行車響應(yīng)，正攻角越大，列車響應(yīng)越??；負(fù)風(fēng)攻角會(huì)加大列車經(jīng)過橋隧過渡段的行車響應(yīng)，負(fù)攻角越大，列車響應(yīng)越大.

4）列車的各項(xiàng)響應(yīng)隨著車速和風(fēng)速的增大而增大.風(fēng)速22.50 m/s 以下，CRH3 列車能夠以200 km/h的車速安全通過橋隧過渡段；風(fēng)速20.00 m/s，車速在325 km/h 以下時(shí)列車能夠安全通過橋隧過渡段.

5）隨著風(fēng)速與車速的增加，首先超過限制的安全性指標(biāo)為輪軸橫向力.

本文對橋隧過渡段進(jìn)行了簡化，下一步研究中，將細(xì)化橋隧過渡段的建模，討論過渡段的形式對計(jì)算結(jié)果的影響.