高速鐵路車站雨棚附屬結構動力響應

劉伯奇，李文斌，胡海天，馮海龍，徐安東，張 騫,3

（1.中國鐵道科學研究院集團有限公司 鐵道建筑研究所，北京 100081；2.青島大學 機電工程學院，山東 青島 266071；3.中車青島四方機車車輛股份有限公司 高速列車系統集成國家工程實驗室，山東 青島 266111）

目前，國內外學者針對高速列車氣動載荷及其對雨棚結構的動力響應進行了大量探索研究。列車高速行駛或兩車交會時，會對周圍空氣產生劇烈擾動，列車風對鐵路沿線設施的影響也隨之增大［1-5］。費瑞振等［6-7］對列車通過隧道時的空氣動力學問題進行研究，驗證隧道內相關人員的安全退避距離與隧道附屬設施的安全性。李紅梅等［8］運用滑移網格技術與大渦模擬湍流的算法，研究不同列車高速通過聲屏障時水平向的脈動風壓分布規律。馮瑞龍［9］采用Realizablek-ε湍流模型，分析列車通過時站臺門所受的列車風載荷。米宏廣等［10］采用有限體積法與滑移網格技術，對列車高速通過雨棚及張弦梁的列車風載荷分布規律進行研究。楊娜、鄭凱修等［11-12］運用k-ε湍流模型與動滑移網格技術，模擬CRH380A 型動車組通過時不同外形雨棚的動力響應。Baker 等［13］通過建立1∶25 列車比例模型，對聲屏障、天橋、車站頂棚等基礎設施所受列車風致效應進行測試。程建峰等［14］以1∶20 試驗列車比例模型，模擬列車單車通過和雙車交會時雨棚所受的動力響應。在以往雨棚動力響應研究中，主要側重于對車站雨棚屋面板和雨棚主體結構的研究，而對雨棚附屬結構動力響應研究相對較少。

本文運用FLUENT 軟件分析雨棚附屬結構所受列車風壓分布規律；以此作為外部激勵，對雨棚附屬結構動力響應進行分析，確定雨棚附屬結構薄弱部位。對現存典型雨棚附屬結構的連接方式進行分析比選，將不同連接方式互相組合，以雨棚附屬結構的最不利工況為極限條件，對其進行動力響應分析，以確定不同連接方案下雨棚附屬結構的合理高度，為車站雨棚附屬結構的設計安裝提供理論依據。

1 雨棚附屬結構所受列車風壓

1.1 雨棚附屬結構風場數值模型

為仿真雨棚附屬結構所受列車風壓，建立高速列車及雨棚附屬結構數值模型。雨棚附屬結構數值模型根據某車站雨棚實際尺寸進行建模，雨棚下方設置高為1.5 m 的站臺，保留雨棚屋面板與附屬結構（LED 屏等迎風體），屋面板寬度為58.9 m，長度為422.0 m，為半封閉式結構。

運用FLUENT 軟件建立三維黏性非定常Real?izablek-ε湍流流場模型。高速列車數值模型選用8節CR400AF 型動車組模型，列車長209.0 m，寬3.3 m，高4.0 m，建模時忽略受電弓、轉向架等細部結構。CR400AF型動車組模型如圖1所示。

圖1 CR400AF型動車組模型

為保證計算精度同時節約計算資源，對整個仿真計算模型進行簡化，外流場區域總寬度為100 m，總長度為2 452 m。整個流場分成若干采用結構化六面體網格的子塊，并通過改變網格疏密程度以消除網格相關性，車頭、車尾、車身周邊區域的網格密集，遠離列車表面空間的網格較稀疏。高速列車模型網格數約1 000 萬個，整體模型總網格數約3 000 萬個。列車風壓計算時雨棚附屬結構模型網格與高速列車模型車頭網格如圖2所示。

圖2 雨棚附屬結構和高速列車車頭模型網格

選用理想空氣流場，定義列車初始運動時后側邊界為壓力進口邊界，前側邊界為壓力出口邊界；選取標準壁面函數模擬壁面附近的流場；設置列車與空氣之間的交界面為交互邊界，不同計算區域的數據通過交界面傳遞和交換。

為探究高速列車單車通過時某車站雨棚附屬結構所受列車風壓分布規律，在雨棚附屬結構迎風面中心處分別設置28 個監控點，仿真附屬結構所受列車風壓。在車站站牌、出站口指示牌、LED 屏的迎風面上分別布置F1，F2和F3風壓傳感器，在雨棚第12跨與13跨之間的屋面板上布置F4風壓傳感器，測試實車通過時的列車風壓。雨棚附屬結構監控點（編號1—28）和測點（編號F1—F4）布置俯視圖如圖3所示。

圖3 雨棚附屬結構監控點及測點布置俯視圖

雨棚附屬結構的最大安裝高度為10.5 m，為探究該雨棚不同高度附屬結構所受列車風壓分布規律，在高度方向設置10 個監控點，其中監控點自距站臺2 m 處開始從下向上依次布置，且監控點間距為1 m。

1.2 列車風壓數值驗證

現場采用CYG1721 風壓傳感器進行列車風壓測試，傳感器性能指標精度等級見表1。

表1 CYG1721風壓傳感器不同性能指標下精度等級

為驗證模型準確性，將雨棚附屬結構實測列車風壓數據與模擬列車風壓數據進行對比。實測時現場無大風干擾，高速列車以350 km·h-1速度級全速通過雨棚時，風壓傳感器F3 測試的列車風壓時程曲線與仿真LED屏所受列車風壓時程曲線如圖4所示。實測與仿真風壓數據對比見表2。

圖4 實測與仿真列車風壓時程曲線對比

表2 實測與仿真風壓數據對比

由圖4 和表2 可知：當列車通過雨棚時，雨棚車站站牌、LED 屏的風壓時程曲線變化趨勢均與實測變化趨勢基本一致，均表現為先正后負，再由負轉正；雨棚附屬結構所受風壓對比的最大誤差均小于5.0%，驗證了仿真模型合理可靠。

1.3 車速對雨棚附屬結構所受風壓影響

為了研究列車車速對雨棚附屬結構所受風壓的影響，分別仿真計算高速列車以200，250，300，350 和400 km·h-1速度級通過雨棚時，該雨棚附屬結構所受風壓極值見表3。

根據表3 數據，繪制出高速列車以不同速度級通過雨棚時不同類型附屬結構所受列車風壓極值散點圖，并擬合出列車風壓極值與列車速度的函數關系。

表3 不同雨棚附屬結構所受風壓極值

其中LED 屏所受風壓極值與列車速度的關系如圖5所示。

圖5 LED屏所受風壓極值與列車速度關系

由擬合函數關系可知：在同等高度下雨棚附屬結構所受列車風壓極值隨著速度的提高而增大；當高速列車以不同速度級單車通過雨棚時，LED 屏所受列車正風壓極值約與速度的2.03次方成正比，負風壓極值約與速度的1.98 次方成正比；車站站牌正風壓極值約與速度的1.88 次方成正比，負風壓極值約與速度的1.92 次方成正比；出站口指示牌正風壓極值約與速度的1.98 次方成正比，負風壓極值約與速度的1.94次方成正比。

1.4 高度對雨棚附屬結構所受風壓的影響

在同一雨棚中，不同類型附屬結構存在高度不一致的情況，為探究不同高度下雨棚附屬結構所受列車風壓的影響規律，以400 km·h-1速度級為例，仿真分析列車單車通過雨棚時不同高度雨棚附屬結構所受風壓極值，見表4。

表4 列車以400 km· h-1速度級通過時不同高度風壓極值

根據表4 中的數據，繪制列車以400 km·h-1速度級通過雨棚時不同高度風壓極值散點圖，并擬合出列車風壓極值與高度的關系如圖6所示。

圖6 400 km· h-1速度級下風壓極值與高度關系

由圖6 可知：雨棚附屬結構所受列車風壓極值隨著高度的增加而減??；當列車以400 km·h-1速度級通過雨棚時，列車正風壓極值約與高度的0.67 次方成反比，負風壓極值約與高度的0.56 次方成反比。

2 列車風作用下雨棚附屬結構動力響應

2.1 仿真模型

選用ABAQUS 軟件對列車風作用下的雨棚附屬結構進行動力響應分析。以某雨棚附屬結構LED 屏為例，建立LED 屏模型。LED 屏頂部連接方式為帶有支撐板的焊接，焊腳與支撐板厚度均為10 mm，連接桿為空心圓柱，外圓直徑為130 mm，壁厚為25 mm。連接桿與底部連接件為嵌套式結構，并采用焊接連接，底部連接件與LED 屏之間采用M10 螺栓連接。底部連接件長度為300 mm，寬度為100 mm，厚度為20 mm，支撐板厚度為10 mm。模型中，焊縫與支撐板、連接桿間以及支撐板與鋼梁和底部螺栓間的連接均采用“TIE”約束關系模擬。LED 屏網格單元類型為正六面體C3D8R，網格數量為141 288 個。LED 屏整體模型及頂部焊接連接和底部螺栓連接模型如圖7所示。

圖7 LED屏附屬結構模型

雨棚附屬結構主要為Q345 鋼金屬構件，六角螺栓材料為304 不銹鋼，LED 屏主要由Q345 鋼與有機玻璃2 種材料構成，車站站牌與出站口指示牌主要由Q345 鋼與聚氯乙烯2 種材料構成。相關材料參數見表5。

表5 雨棚附屬結構材料參數

2.2 模態分析

為分析雨棚附屬結構的固有特性，對不同類型雨棚附屬結構進行模態分析。選用ABAQUS 軟件中的lanczos 算法對附屬結構的自振頻率進行分析，能準確且高效地獲得附屬結構的模態振型和各階頻率。不同附屬結構自振特性見表6，其中LED屏前4階振型如圖8所示。

表6 不同附屬結構自振特性

由表6 及圖8 可知：不同附屬結構前3 階的自振頻率均表現為低頻振動，但第4階的自振頻率相對較大；其中LED 屏的1 階振型主頻為1.16 Hz，主要表現為繞雨棚橫梁的前后搖擺。

圖8 LED屏前4階振型

2.3 動力響應

為研究雨棚附屬結構受列車風作用下的應力極值并確定附屬結構薄弱部位，對雨棚附屬結構進行動力響應分析。選用ABAQUS/Explicit 顯式算法求解雨棚附屬結構動力響應，此算法為時域直接積分法中的中心差分法，通過微小增量步的疊加進而計算相關結構的動態情況，適合解決附屬結構多個獨立構件間復雜接觸的瞬時響應問題。將仿真得到的雨棚附屬結構所受列車風壓極值作為外部載荷，對雨棚附屬結構進行激勵，當高速列車分別以不同速度級通過雨棚時LED屏薄弱部位應力極值見表7。

表7 LED屏薄弱部位動力響應極值

由表7可知：LED屏薄弱部位應力極值隨車速提高而增大，且應力極值均出現在頂部連接部位。

在400 km·h-1速度級下LED 屏薄弱部位應力云圖如圖9所示。

圖9 LED屏附屬結構薄弱部位應力云圖

由表7及圖9可知：當高速列車以400 km· h-1速度級通過該雨棚時，LED 屏表現為繞雨棚橫梁的前后搖擺；頂部連接部位應力極值為71.46 MPa，底部連接件應力極值為65.41 MPa，螺栓應力極值為42.12 MPa，應力極值均小于Q345鋼許用應力，滿足強度要求。

高速列車以不同速度級通過雨棚時，車站站牌、出站口指示牌的應力極值變化規律與LED 屏相似。雨棚附屬結構應力極值隨著速度提高而增大；在相同速度級下，LED 屏應力極值最大，車站站牌次之，出站口指示牌最??；LED屏在3種附屬結構中安全性最低。

2.4 疲勞壽命

雨棚附屬結構受到列車風壓反復作用，根據《鋼結構設計標準》［15］中的規定，當應力變化的循環次數n≥5×104次時應進行疲勞計算。據現場觀察統計，每日通過該車站的列車頻次不少于80 次（包含上下行），依據《建筑結構可靠度設計統一標準》［16］，鐵路永久性建筑物的設計壽命為100 a，可知連接件載荷循環次數應大于5×104次，因此，須對雨棚附屬結構進行疲勞壽命分析。

基于疲勞累積損傷理論，運用疲勞分析軟件FE-SAFE 計算在列車風致應力極值的作用下，循環載荷對附屬結構的疲勞損傷。將ABAQUS 軟件中計算得到的雨棚附屬結構動力響應結果文件導入FE-SAFE 軟件，并針對雨棚附屬結構薄弱部位進行疲勞壽命計算。該結構表面粗糙度介于1.6～4.0 μm。當列車以400 km·h-1速度級通過該雨棚時，應力較大、疲勞壽命較短的LED 屏頂部連接部位和底部連接螺栓疲勞壽命分布如圖10 所示。圖中：藍色表示該部位疲勞壽命相對較短，紅色反之。

圖10 頂部連接部位和底部連接螺栓疲勞壽命分布

由圖10 可知：高速列車以400 km·h-1速度級通過該雨棚時，LED 屏頂部連接部位疲勞損傷主要發生在頂部支撐板與鋼梁接觸部位，疲勞壽命為106.460=2 884 031 次，底部連接螺栓疲勞損傷主要發生在螺栓受剪切位置，螺栓疲勞壽命為106.940=8 709 635次，其疲勞壽命高于頂部連接部位。

通過對雨棚附屬結構薄弱部位疲勞壽命計算，得到高速列車以不同速度級通過時雨棚附屬結構的疲勞壽命見表8。

表8 高速列車以不同速度級通過時雨棚附屬結構疲勞壽命

由表8 可知：雨棚附屬結構疲勞壽命隨著車速提高而降低，其中LED 屏疲勞壽命小于列車以相同速度級通過時車站站牌、出站口指示牌的疲勞壽命；雨棚附屬結構頂部連接部位的疲勞壽命小于底部連接件的疲勞壽命，且LED 屏頂部連接部位的疲勞壽命最短。

由現場觀察統計可知，每日高速列車上下行通過該雨棚最高頻次為148 次，其單側通過頻次最高為74 次?？紤]列車車速、頻次等對雨棚附屬結構疲勞損傷的最不利影響，在現有運營條件下，假設每天列車均以350 km·h-1最高運營速度在附屬結構的鄰側線路通過，通過次數為74 次，則100 a 內通過次數約為2.70×106次，小于LED 屏附屬結構載荷循環次數，則該雨棚附屬結構服役100 a 不會發生疲勞破壞。

3 環境風與列車風共同作用下雨棚附屬結構動力響應

前面分析了列車風作用下雨棚附屬結構的動力響應規律，而在實際工況中，雨棚附屬結構不僅受到列車風作用，還會受到環境風影響。將環境風和列車風疊加在一起作為外部載荷，明確共同作用下的極限條件，進而通過對雨棚附屬結構動力響應分析，確定最低設計高度。

3.1 雨棚附屬結構不同連接方式動力響應

根據現場調研，附屬結構頂部和底部存在多種連接方式且不統一，為了研究不同組合方案下，雨棚附屬結構的動力響應規律，對連接方式及組合方案進行標號如表9、圖11所示。

表9 連接方式及組合方案標號

圖11 連接方式及組合方案標號

當列車以400 km·h-1速度級通過雨棚時，保持底部連接方式不變，對3種不同頂部連接方式的LED 屏附屬結構分別進行動力響應分析，應力極值見表10。

表10 400 km· h-1速度級下3種頂部連接方式應力極值

由表10可知：在3種頂部連接方式中，螺栓連接的應力極值最大，焊接連接的應力極值次之，帶有支撐板的焊接連接應力極值最小。

當列車以400 km·h-1速度級通過雨棚時，保持頂部連接不變，對底部螺栓連接時3種不同螺栓排布方式的LED 屏附屬結構分別進行動力響應分析，應力極值見表11。

表11 400 km· h-1速度級下3種底部連接方式應力極值

由表11可知：在3種底部連接方式中，應力集中區域均位于螺栓連接部位，其中螺栓單排排布連接的應力極值最大，螺栓四角分布連接的應力極值次之，2排螺栓連接的應力極值最小。

由表10 和表11 的數據分析可知：頂部連接方式中帶有支撐板的焊接連接應力極值最小，底部連接中2 排螺栓連接應力極值最小，因此，上述2 種連接方式的組合方案為最優方案，該方案對應標號3-C。

3.2 極限條件下雨棚附屬結構動力響應

在實際工況中，雨棚附屬結構不僅受到列車風作用，還會受到環境風影響。根據標準GB/T 28591—2012《風力等級》［17］可知：當環境風的風力達到9 級烈風時會對建筑物造成部分損傷，故選取出現頻次相對較高且不造成結構主體破壞的8級風的風壓極值作為雨棚附屬結構所受環境風極限條件；400 km·h-1速度級單車通過雨棚時，風壓極值隨著附屬結構高度的增高而減小，而雨棚附屬結構的最低設計高度要求不低于3 m，因此選擇附屬結構高度3 m 處的風壓極值作為雨棚附屬結構所受列車風極限條件。根據標準GB/T 28591—2012《風力等級》［17］可得8 級大風的最大風速為20.7 m· s-1，考慮最不利工況，取風攻角為0°。

根據標準GB 50009—2012《建筑結構荷載規范》［18］可知基本風速與基本風壓轉換式為

式中：ρ0為基本風壓，kN·m-2；ρ為空氣密度，kg· m-3；v0為基本風速，m· s-1。

由式（1）可得8 級風風壓為267.81 Pa，將該風壓與列車以400 km·h-1速度級單車通過雨棚且附屬結構高度3 m 處的風壓極值進行疊加，且假設列車風壓和大風風壓作用方向一致，可得雨棚附屬結構受列車風與環境風二者共同作用的風壓極值為469.53 Pa，即為極限條件下的風壓極值。

為了確定極限條件下雨棚附屬結構的合理安裝高度，將8 級風風壓與400 km·h-1速度級下不同高度列車風壓進行疊加，總風壓極值見表12。

表12 環境風與不同高度列車風壓疊加后總風壓極值

將上述極限條件中的風壓極值469.53 Pa 作為外部載荷，對最優組合方案3-C 的LED 屏附屬結構進行動力響應分析，薄弱部位的應力云圖見圖12。

由圖12 可知：在極限條件下最優組合方案的LED 屏附屬結構頂部連接部位應力極值為466.0 MPa，底部連接件應力極值為354.6 MPa，應力極值大于Q345 鋼的屈服極限，附屬結構連接部位會產生明顯的塑性變形，造成列車運行安全風險。

圖12 極限條件下最優組合方案的頂部連接部位與底部連接件應力云圖

由于應力極值位于頂部焊接部位，根據《機械設計手冊》［19］，建筑Q345 鋼結構角焊縫許用應力為167.0 MPa，螺栓連接件許用應力為172.5 MPa，以此為限定條件，確定不同組合方案下LED 屏的合理高度范圍，其中最優組合方案下LED 屏高度與應力極值的關系如圖13所示。

圖13 最優組合方案下LED屏應力極值與高度關系

由圖13 中擬合函數可計算出最低設計高度為5.72 m?？紤]到該雨棚高度為11.50 m，LED屏高為1.0 m，則LED屏底面和站臺之間的最大凈高為10.50 m。所以在該雨棚最優組合方案下LED 屏的合理設計高度范圍為5.72～10.50 m。

將疊加后的總風壓極值作為外部載荷，分別對LED 屏附屬結構不同組合方案進行動力響應分析，得到9種組合方案下應力極值與高度的擬合函數見表13。

由表13 可知：1-A，1-B 和1-C 這3 種方案的最低設計高度基本相同，主要是頂部螺栓連接部位為應力集中區域，在這3種組合方案下，雖然底部3 種連接方式A，B 和C 均存在優劣，但是與頂部連接方式1 進行組合后，均為頂部螺栓連接部位最先受到破壞，在整個組合方案中上述3種方案均為最不利組合方案。在最優組合方案3-C中，滿足極限條件下的最低設計高度為5.72 m。

表13 9種組合方案應力極值與高度的擬合函數

4 結論

（1）在同等高度下，雨棚附屬結構所受列車風壓極值隨著車速的提高而增大；在同等車速下，雨棚附屬結構所受列車風壓極值隨著高度的增加而減小，當列車以400 km·h-1速度級通過雨棚時，列車正風壓極值約與高度的0.67 次方成反比，列車負風壓極值絕對值約與高度的0.56次方成反比。

（2）當列車以相同速度級通過該雨棚時，LED 屏附屬結構的應力極值最大，車站站牌附屬結構的應力極值次之，出站口指示牌附屬結構的應力極值最小，其中LED 屏附屬結構所受列車正風壓極值約與速度的2.03 次方成正比，負風壓極值絕對值約與速度的1.98次方成正比。

（3）雨棚附屬結構疲勞壽命隨著車速提高而降低，在相同工況下，3種典型雨棚附屬結構中LED屏附屬結構的疲勞壽命最短，且LED 屏附屬結構頂部連接部位的疲勞壽命最短，但在現有運營條件下，該雨棚附屬結構服役100 a不會發生疲勞破壞。

（4）擬合得出LED 屏附屬結構的9 種不同組合方案應力極值與高度的函數關系，其中最優組合方案下該雨棚附屬結構的合理設計高度范圍為5.72～10.50 m。