非對稱線路車?橋氣動特性風洞試驗研究

韓 旭，向活躍，2，李 鎮(zhèn)，苑仁安，李永樂，2

（1.西南交通大學橋梁工程系，四川 成都 610031；2.風工程四川省重點實驗室，四川 成都 610031；3.江蘇省交通工程建設局，江蘇 南京 210004；4.中鐵大橋勘測設計院集團有限公司，湖北 武漢 430050）

摘要: 為了研究線路的非對稱性布置對列車和橋梁系統(tǒng)氣動特性的影響，開發(fā)了一種同步測試車-橋氣動力的裝置，通過本裝置對線路非對稱布置的大跨度公鐵兩用斜拉橋進行了節(jié)段模型風洞試驗?？紤]了下層鐵路和下層公路分別為迎風側的工況，測試了不同車-橋組合下車輛和橋梁各自的氣動力，討論了線路非對稱布置、風攻角、雙車交會和汽車對車-橋系統(tǒng)氣動特性的影響。結果表明：相對下層鐵路側迎風工況，下層公路迎風側的橋梁升力系數(shù)和扭矩系數(shù)差別較大，且車輛升力系數(shù)也變化較大；橋梁和車輛的阻力系數(shù)隨風攻角的增加而減?。浑p車交會時，背風側車輛阻力系數(shù)發(fā)生突變；受公鐵平層防眩網(wǎng)的作用，汽車對列車氣動特性影響相對較小。

關鍵詞:車-橋組合系統(tǒng)；氣動特性；風洞試驗；線路非對稱；同步測試裝置

中圖分類號:U441+.2；V211.74文獻標志碼:A文章編號:1004-4523（2022）06-1388-07

DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2022.06.011

收稿日期:2021-03-17；修訂日期:2021-07-06

基金項目:國家自然科學基金資助項目（51778544，51978589，51525804）；中央高?；究蒲袠I(yè)務費（2682021CG014）。

引 言

隨著中國交通的快速發(fā)展，越來越多的橋梁向大跨度、公鐵兩用方向發(fā)展，而大跨度橋梁結構相對輕柔，高速列車在大跨度橋梁上運行時，列車的安全性和舒適性成為重點關注的焦點。為評價橋上列車在自然風作用下運行的安全性和舒適性，通常需要進行風-車-橋耦合振動分析［1］，車輛和橋梁各自的氣動特性是進行風-車-橋耦合振動分析的基礎［2-4］，而橋梁的氣動特性會受到列車運行的影響，列車的氣動特性也會受到橋梁斷面的影響。因此，考慮車-橋組合狀態(tài)下車輛和橋梁的相互氣動干擾是非常必要的。

在已有的研究中，對于車-橋組合狀態(tài)下車輛和橋梁氣動特性的研究通常采用現(xiàn)場實測、數(shù)值模擬和風洞試驗三種方法［1］，但現(xiàn)場實測受到諸多因素的影響，且操作不便、成本較高，相關研究相對較少，因此，數(shù)值模擬［5］和風洞試驗［6-7］為車-橋系統(tǒng)氣動特性的主要研究方法。周蕾等［8］通過CFD 數(shù)值模擬分析了風屏障對車-橋系統(tǒng)氣動特性的影響，研究了風屏障對車-橋系統(tǒng)氣動特性的影響機理。BAO等［9］采用CFD 數(shù)值模擬方法，研究了列車雙車交會時車輛和橋梁的氣動系數(shù)，并通過風洞試驗進行了驗證。姚志勇等［10］采用CFD 方法通過重疊網(wǎng)格模擬了列車運動，分析了車-橋系統(tǒng)的繞流流場，討論了考慮列車運動對車-橋氣動力的影響。CFD 數(shù)值模擬可便于修改風攻角、風速等系統(tǒng)參數(shù)，但數(shù)值模擬技術計算量較大，且精度仍有待驗證。風洞試驗可人為地改變、重復試驗條件，更適合開展機理性研究。王玉晶等［11］通過風洞試驗研究了車輛在三種不同路況上（平地路基、簡支箱梁和簡支T 梁）的三分力系數(shù)，并討論了設置不同風屏障對車輛和橋梁氣動特性的影響。SUZUKI 等［12］進行了不同斷面外形的列車和不同橋梁形式組合的風洞試驗，并考慮了風偏角的影響，分析了橋梁高度對車輛阻力系數(shù)的影響。XIANG 等［13］采用自主研制的移動車輛裝置，通過風洞試驗研究了列車在橋上運行時的氣動特性，并討論了風速和風向的影響。郭文華等［14］采用自主研制的車-橋裝置測試了頭車、中車及尾車的氣動力，并分析了風速和車輛在橫向位置的影響。但文獻［12-14］未考慮列車對橋梁氣動特性的影響。李永樂等［15］在常規(guī)節(jié)段模型三分力測試裝置的基礎上，研制了三分力分離裝置——交叉滑槽系統(tǒng)，并在進行車-橋系統(tǒng)的風洞試驗時對交叉滑槽系統(tǒng)的可行性進行了檢驗。鄒云峰等［16］對交叉滑槽系統(tǒng)進行了改進，在車輛兩側增加了天平，以保證車輛和橋梁氣動力測試同步進行，并利用同步分離裝置在風洞試驗中研究了車輛和橋梁的氣動特性，討論了風攻角和車-橋組合方式的影響。但在進行風攻角等工況的改變時，仍將車輛和橋梁分開調(diào)整。在試驗過程中，頻繁更換車輛模型的位置，一定程度上降低了試驗效率。若橋梁模型為桁架結構，且列車位于下層橋面或桁架內(nèi)部時，由于桁片的遮擋作用，車輛模型的安裝和固定較為不便，頻繁拆卸模型過程中，列車與橋面的相對位置難以在不同對比測試工況中保持一致。

在橋梁節(jié)段模型的兩端，通常采用端板用于固定橋梁模型，對于列車位于桁架橋梁下層橋面的情況，進行車-橋節(jié)段模型試驗時，通常需要在端板上開孔，以便列車模型順利通過，并在保持車-橋相對位置的條件下進行測試。常泰長江大橋下層橋面采用非對稱布置形式，公路與鐵路處于下層橋面同層之中。若此時在端板上對應鐵路雙線位置開孔，會影響模型結構的安全，同時降低試驗效率。

本文在研制車-橋氣動力同步測試裝置的基礎上，通過車-橋組合系統(tǒng)的節(jié)段模型風洞試驗，測試了下層鐵路和下層公路分別作為迎風側時，單車行駛和雙車交會時車-橋組合工況下車輛和橋梁各自的氣動力系數(shù)。分析討論了線路非對稱布置、風攻角、雙車交會和汽車對車-橋系統(tǒng)氣動特性的影響。

1 節(jié)段模型風洞試驗

常泰長江大橋為雙塔雙索面雙層公鐵兩用斜拉橋，主跨為1176 m，主梁采用兩片主桁結構形式，主桁高15.5 m，寬35.0 m。上層為正交異性板橋面結構，通行雙向六車道公路；下層為正交異性板箱型結構，一側通行雙向四車道，一側通行兩線客運專線，下層橋面公路和鐵路在同層，且關于橋軸線非對稱布置。

由于列車和橋梁的長度較長，屬于線狀結構，可以采用節(jié)段模型風洞試驗進行氣動特性的研究。結合風洞的幾何尺寸，考慮阻塞率、長寬比及桁架節(jié)間完整性等因素，節(jié)段模型選擇8 個節(jié)間，縮尺比設定為1∶53.46，橋梁模型長2.095 m，寬0.655 m，高0.290 m（阻塞率約為4.7% < 5%，長寬比為3.20 > 2，滿足抗風規(guī)范的要求［17］）；列車模型采用CRH2 斷面，長1.850 m，寬0.063 m，高0.065 m，車輛和橋梁模型的橫斷面如圖1所示。

圖1 模型橫斷面圖（單位：mm）Fig.1 Cross section of model（Unit：mm）

主梁試驗模型采用塑料和木材制作，列車模型采用優(yōu)質(zhì)木材制作，除模擬主梁的主要構件之外，對節(jié)點板、鋼軌、欄桿和斜拉索錨拉板等細部構造也進行了模擬，充分保證了結構的外形相似；另外，制作的模型還需保證足夠的強度和剛度，使試驗過程中模型不發(fā)生明顯的變形和振動，以保證測得的車輛和橋梁模型氣動力的可靠性和準確性。車-橋組合的節(jié)段模型如圖2所示。

圖2 列車-橋梁組合節(jié)段模型Fig.2 Section model of vehicle-bridge system

為提高車-橋組合狀態(tài)下列車和橋梁氣動特性測試效率，并避免更換工況過程中人為造成列車位置變化對測試結果的影響，本文開發(fā)了一種同步測試車輛和橋梁氣動力的裝置，其示意圖如圖3所示。

圖3 鐵路迎風時同步測力裝置示意圖Fig.3 Schematic diagram of synchronous test device

橋梁模型直接水平固定于風洞壁兩側的測力軸上，且與兩端用于形成二維流的端板保留一定間隙，測力軸與風洞外的刻度盤相連，可通過刻度盤對橋梁模型的風攻角進行精確調(diào)整。列車模型兩端安裝Gamma 六分量高頻天平，再通過連接裝置將天平固定于橋梁上，列車與橋梁可同步變換風攻角。為滿足試驗精度要求，需保證試驗過程中天平、車輛和橋梁三者之間不產(chǎn)生相對位移，且列車與橋梁僅通過天平連接，其余位置無接觸。測力軸和高頻天平采集的數(shù)據(jù)通過專用的數(shù)據(jù)采集軟件將數(shù)據(jù)同步地記錄于電腦上，試驗過程中始終觀察車輛和橋梁模型的狀態(tài)，保證試驗數(shù)據(jù)采集過程中車輛和橋梁模型未發(fā)生振動。

對于單車-橋梁氣動力試驗，只需將列車通過天平固定于橋梁上，測試不同風速、不同攻角時列車和橋梁的氣動力，通過后期數(shù)據(jù)處理即可得到兩者的三分力系數(shù)。需要說明的是，試驗中需要先對無風工況下不同攻角的初始結果進行采集，以消除列車和橋梁重力分量的影響；此外，測力軸得到的是列車和橋梁的合力，而高頻天平測得的僅為列車的氣動力，要得到橋梁的氣動力，需要先通過力的平移法則將列車的力轉移到橋梁力的參考點，再進行力的合成，即在測力軸和高頻天平結果的基礎上通過力的合成定理可得到橋梁氣動力。對于雙車-橋梁試驗，由于天平數(shù)量限制，只能分別測試迎風側車輛和背風側車輛的氣動力，將兩個車輛模型放置于橋梁軌道線路位置，天平分別連接于迎風側車輛和背風側車輛，測試得到不同線路位置上車輛的氣動力，而橋梁的三分力則需要測力軸的結果分別減去迎風側列車和背風側列車的三分力才可得到。

相較于已有試驗裝置［15-16］，本文采用的同步測試裝置在進行單車-橋梁試驗時，只需在試驗開始前調(diào)整并固定車-橋相對位置即可完成三分力測試，風攻角調(diào)整在風洞外進行；對雙車-橋梁試驗也僅需調(diào)整一次列車模型位置，更換過程中不會改變車輛與橋梁模型間的間隙，提高了試驗效率，增加了試驗數(shù)據(jù)的可靠性。另外，Gamma 六分量高頻天平與車輛模型相比，尺寸相對較小，對列車的氣動干擾較小，對試驗數(shù)據(jù)的影響也可以忽略。

試驗前分別對測力軸和Gamma 六分量高頻天平進行了標定，以確保試驗測試數(shù)據(jù)的準確性。試驗中，橋梁和車輛模型的氣動力分別由測力軸和高頻天平得到，兩個設備的采集系統(tǒng)不同，數(shù)據(jù)采集在均勻來流風速穩(wěn)定后進行，橋梁受到來流的湍流度較小，測力軸系統(tǒng)默認采樣頻率為800 Hz，采樣時間為5 s；但主桁分離作用一定程度上增加了車輛所受來流的湍流度，適當增加采樣時間以減小測試誤差，設置高頻天平采樣時間為30 s，同時采樣頻率采用軟件默認的1 kHz。

2 試驗工況及數(shù)據(jù)處理

風洞試驗在西南交通大學單回流串聯(lián)雙試驗段工業(yè)風洞（XNJD-1）第二試驗段中進行，試驗段寬2.4 m，高2.0 m，風速范圍為1.0～45.0 m/s，來流為均勻流時湍流度小于1%。試驗的具體工況如表1所示，試驗風速取10，13 和16 m/s 三級風速以相互驗證測試結果，三個試驗風速對應的湍流度分別為0.97%，1.02%和0.91%，表明來流湍流度較?。淮罂缍葮蛄涸陲L和車輛荷載共同作用下，使橋梁產(chǎn)生較大轉角和附加風攻角，可能出現(xiàn)較大風攻角［18］，因此試驗中的風攻角考慮為±5°，±3°，0°。

表1 風洞試驗工況Tab.1 Cases of wind tunnel test

由于來流的湍流度較小，桁片分離引起的流場額外脈動分量相對有限，車-橋系統(tǒng)在不同組合下的氣動特性變化主要是車-橋系統(tǒng)的氣動干擾引起橫風繞流流場顯著改變引起的，本文忽略了來流脈動分量對橋梁和列車氣動特性的影響。作用在橋梁或車輛上的靜風荷載可通過靜力三分力來定義，三分力的表示有體軸和風軸兩種坐標，這兩種可以相互轉換，本文僅給出了體軸坐標系下的測試結果。體軸坐標系下靜力三分力系數(shù)的定義如下：

式中α為來流風攻角；U為來流平均風速；ρ為空氣密度，取為1.25 kg/m3；H，B和L分別為車輛或橋梁節(jié)段模型的高度、寬度和長度，具體取值參照第1節(jié)橋梁和車輛模型的尺寸；FH（α），F(xiàn)V（α）和M（α）分別為體軸坐標系下風攻角為α時的阻力、升力和扭矩；CH（α），CV（α）和CM（α）分別為體軸系下的阻力系數(shù)、升力系數(shù)和扭矩系數(shù)。橋梁和車輛的三分力示意圖如圖3所示。其中，下標b 表示橋梁的三分力，為測力軸的力減去Gamma 六分量高頻天平測得的列車力；下標v表示列車的三分力，為兩個高頻天平測得的合力。

3 試驗結果及分析

由于橋梁斷面為鈍體斷面，其擾流分離點較固定，流體在尖角處迅速分離，可忽略雷諾數(shù)對橋梁的影響；在車-橋組合狀態(tài)下，主梁分離流中的脈動成分弱化了弧形列車表面附面層的黏性作用，使得不同風速下流場在列車表面的分離點較為固定，不同風速下的氣動力系數(shù)接近，試驗結果穩(wěn)定性較好［19］?？紤]到試驗低風速下（10 m/s）模型受到的風荷載較小、測試相對誤差可能較大，而高風速下（16 m/s）節(jié)段模型存在一定程度的風致振動，因此，本文選取中間風速下（13 m/s）測試得到的三分力系數(shù)進行后續(xù)的分析。

3.1 線路非對稱布置的影響

本文研究的主梁為非對稱結構，下層鐵路側和公路側分別處于橋軸線的兩側，來流的情況復雜，出現(xiàn)下層鐵路側和下層公路側分別作為迎風側的可能性較大，這導致車輛和橋梁的氣動特性有較大的差異。為了研究線路非對稱布置對車-橋系統(tǒng)氣動特性的影響，風洞試驗中分別考慮了下層鐵路側和下層公路側作為迎風側，表2給出了來流風攻角為0°、單列車位于橋上時的車輛和橋梁的三分力系數(shù)。

表2 不同側作為迎風側時車-橋系統(tǒng)三分力系數(shù)Tab.2 Three-component aerodynamic coefficients of ve?hicle-bridge system with different windward sides

由表2可得，相對于下層鐵路側迎風時，下層公路側迎風的橋梁阻力系數(shù)變化不大，但升力系數(shù)和扭矩系數(shù)差別較大，且升力系數(shù)的方向發(fā)生了變化，這可能是車輛和公鐵防眩網(wǎng)相對于橋梁的位置引起橋梁氣流變化導致的。

進一步分析下層鐵路和下層公路分別作為迎風側時車輛的氣動特性，不同側作為迎風側對車輛的阻力系數(shù)影響有限，但與單獨的列車［20］相比，阻力系數(shù)減小了約60%，這是由于軌道距離橋梁前緣較遠，車輛處于橋梁前緣分離產(chǎn)生的低速區(qū)，并且橋梁的豎腹桿、斜腹桿、節(jié)點板以及防弦屏網(wǎng)也有一定的影響，這顯著弱化了車輛上的氣動阻力。與文獻［20］的單獨列車相比，由于橋梁改變了車輛下緣的氣動繞流，本文車-橋組合下車輛的升力系數(shù)明顯增大，這一結果與文獻［15］的研究結論一致；由于公路側欄桿和公鐵防眩網(wǎng)的遮擋作用，導致下層公路作為迎風側時車輛的升力系數(shù)較小，其值約為下層鐵路作為迎風側時的0.60。

與對稱線路橋梁相比［6，18-19］，非對稱線路橋梁上列車的氣動特性不僅隨著線路位置變化而不同，還受到來流方向（來流方向為上游或下游）的影響，由表2可以看出，來流方向對列車的氣動特性有較大影響。

3.2 風攻角的影響

橋梁斷面屬于鈍體斷面，這會引起氣流分離后部分氣流重新附著于車輛表面，而氣流經(jīng)過鈍體斷面后分離的剪切層厚度受到來流風攻角的直接影響［19］，也進一步影響了氣流對車輛的再附著，這種影響通常通過氣動力來體現(xiàn)。為了研究風攻角對車-橋組合下車輛和橋梁氣動特性的影響，圖4給出了下層鐵路和下層公路分別為迎風側時，不同風攻角下（α =±5°，±3°和0°）車輛和橋梁的阻力系數(shù)。由圖4可知，隨著風攻角的增加，橋梁和車輛的阻力系數(shù)不斷降低，這可能是因為隨著風攻角的增加使得分離點后剪切層的厚度增加［21］。但相比風攻角為+ 3°時和風攻角為+ 5°時車輛和橋梁的阻力系數(shù)稍微增加，可能是車輛和橋梁的迎風面積增大，弦桿氣流分離作用減弱導致的。

圖4 不同風攻角下橋梁和車輛的阻力系數(shù)Fig.4 Drag coefficients of vehicle and bridge at different wind attack angles

進一步分析，由圖4（a）可得，風攻角對迎風側車輛（鐵路迎風線路2 和公路迎風線路1）的阻力系數(shù)影響更大；相對于鐵路迎風，公路迎風時阻力系數(shù)有明顯的降低趨勢，這是由于公路側欄桿和公鐵防眩網(wǎng)降低風荷載作用導致的。由圖4（b）可知，對車輛位于不同線路位置時，橋梁在不同風攻角下的阻力系數(shù)較為接近，這表明不同線路的列車對橋梁流場的影響基本一致，也可能是桁梁的腹桿和節(jié)點板等結構的遮擋作用弱化了列車的影響。

3.3 雙車交會的影響

為了考查雙車交會時對車-橋系統(tǒng)氣動特性的影響，表3和4 給出了下層鐵路和下層公路分別作為迎風側時，列車雙車交會和未交會時車-橋系統(tǒng)的三分力系數(shù)。

由表3可得，雙車交會時背風側車輛的阻力系數(shù)為接近0 的負值，這是因為背風側車輛處于迎風側車輛的遮擋效應中，而為負值可能是氣流繞過迎風側車輛，在公鐵防眩網(wǎng)的作用下，對背風側車輛產(chǎn)生了與來流相反方向的壓力作用。值得注意的是，這種列車氣動力的突變對于雙車交會時背風側車輛的運行安全有較大影響。

表3 下層鐵路迎風時的車-橋系統(tǒng)三分力系數(shù)Tab.3 Three-component aerodynamic coefficients of vehicle-bridge system in windward of lower-level railway

由表4可知，下層公路作為迎風側時，由于公路側欄桿和公鐵防眩網(wǎng)的存在，擾亂了主梁下層的氣流，改變了氣流的原有狀態(tài)，使得雙車交會時阻力系數(shù)比單車狀態(tài)下要小，且背風側的阻力系數(shù)稍大于迎風側，這與下層鐵路為迎風側時有較大差異。

表4 下層公路迎風車-橋系統(tǒng)三分力系數(shù)Tab.4 Three-component aerodynamic coefficients of vehicle-bridge system in windward of lower-level highway

對比表3和4，雙車交會時背風側車輛的升力系數(shù)較單車狀態(tài)顯著減小，下層鐵路和下層公路迎風時都減小了約75%，而迎風側車輛的升力系數(shù)較單車狀態(tài)有小幅度的增加。與雙車未交會時的氣動力系數(shù)相比，下層鐵路迎風時雙車交會狀態(tài)下橋梁的阻力系數(shù)和升力系數(shù)有所增大，而下層公路迎風時卻有所減小。

3.4 汽車對列車和橋梁的影響

由于主梁下層同時有公路和鐵路，出現(xiàn)汽車和列車同時在橋上運行的可能性極大，汽車和列車同時運行于橋梁同一層面會使得氣流變得復雜，因此，研究汽車對列車的影響是非常必要的。

為了研究汽車對列車的影響，進行了下層公路為迎風側時汽車和列車共存于橋上的風洞試驗。由表4可知下層公路迎風時單車處于背風側時更危險，因此本文只研究了汽車和列車共存時列車處于背風側的工況，汽車布置于靠近迎風側的車道（試驗模型中車道中心線離主桁中心線74 mm），示意圖如圖5所示。表5給出了不同數(shù)量的汽車存在于橋上，列車處于背風側時車-橋系統(tǒng)的三分力系數(shù)。由于小汽車尺寸較小且呈流線型，對來流的影響較弱，本文僅考慮了客車和貨車模型的影響。

圖5 汽車布置示意圖Fig.5 Schematic diagram of car layout

表5 汽車和列車共存時車-橋系統(tǒng)三分力系數(shù)Tab.5 Three-component aerodynamic coefficients of vehicle-bridge system with coexisted automobiles and trains

由表5可知，隨著汽車數(shù)量的增加，列車阻力系數(shù)略有增加，但增幅較小，這是因為公路和鐵路之間的防眩網(wǎng)結構弱化了汽車對列車的影響，也可能是試驗中考慮的汽車數(shù)量較少導致產(chǎn)生的影響較小。與單車-橋狀態(tài)相比，汽車的存在使得橋梁的阻力系數(shù)和升力系數(shù)有所增加，尤其是升力系數(shù)。

4 結 論

結合常泰長江大橋主梁斷面非對稱布置的特點，研制了用于車-橋組合狀態(tài)下氣動力測試的同步測試裝置。進一步結合氣動力同步測試裝置進行了風洞試驗，研究了線路非對稱布置對車-橋組合氣動特性的影響。通過對比分析測試結果得到如下結論：

（1）相對于下層鐵路側迎風時，下層公路迎風側的橋梁阻力系數(shù)差別較小，但升力系數(shù)和扭矩系數(shù)發(fā)生較大變化，且升力系數(shù)方向發(fā)生變化。

（2）下層鐵路和下層公路分別作為迎風側時，車輛的阻力系數(shù)較為接近；與下層鐵路作為迎風側相比，下層公路作為迎風側的升力系數(shù)較小，與下層鐵路作為迎風側相比，下層公路作為迎風側車輛的升力系數(shù)較小，約為0.6。

（3）橋梁和車輛的阻力系數(shù)隨著風攻角的增加而減小；風攻角對迎風側車輛的阻力系數(shù)影響更大；車輛所處的線路位置對橋梁在不同攻角下的阻力系數(shù)影響有限。

（4）雙車交會時背風側車輛的升力系數(shù)較單車狀態(tài)減小了約75%，而迎風側車輛的升力系數(shù)較單車狀態(tài)有小幅度的增加；下層鐵路為迎風側時，雙車交會的背風側車輛的阻力系數(shù)接近0；但下層公路為迎風側時，背風側車輛的阻力系數(shù)略大于迎風側。

（5）由于公路和鐵路間設置了防眩網(wǎng)，汽車的存在對列車阻力系數(shù)影響較??；與單車-橋狀態(tài)相比，汽車的存在使得橋梁的阻力系數(shù)和升力系數(shù)有所增加，尤其是升力系數(shù)。