武广客运专线高速列车气动载荷谱研究及应用.pdf

第44卷第3期2023年6 月文章编号：16 7 3-9 59 0(2 0 2 3)0 3-0 0 13-0 9大连交通大学学报JOURNAL OF DALIAN JIAOTONG UNIVERSITYVol.44No.3Jun.2023武广客运专线高速列车气动载荷谱研究及应用程亚军12，周丹,杨明智,王家兴2（1.中南大学交通运输工程学院，湖南长沙410 0 7 5;2.中车长春轨道客车股份有限公司国家轨道客车工程研究中心，吉林长春130 0 6 2)摘要：为解决既有标准中气动载荷不适用于我国高速列车运营条件的问题，依据相关标准和空气动力学仿真分析方法，研究我国典型客运专线的高速动车组气动疲劳载荷谱。首先，建立某高速列车的空气动力学分析模型；然后，结合BSEN14067:2021标准和仿真分析结果，研究武广客运专线的明线交会、隧道通过、隧道交会情况下动车组车体承受的气动载荷特点；最后，依据武广线列车交会图、隧道长度和压力波分析的结果，统计出列车在不同隧道长度的压力变化范围及其频次，并通过对压力波数据的雨流计数分析，获得了时速30 0、350 km列车头车和尾车均幅值载荷谱。将该载荷谱应用于高速动车组车体焊缝的气动疲劳分析中，分析结果表明，速度提升对气动疲劳损伤影响较大，时速350 km运行时损伤是时速30 0 km运行时的6.7 10 倍。关键词：高速动车组；空气动力学；气动载荷谱；疲劳损伤文献标识码：AD0I:10.13291/ki.djdxac.2023.03.003列车高速会车和穿越隧道时，车体承受的气动压力瞬间发生较大变化，这种长期、频繁、交变的气动载荷会不可避免造成车体结构的疲劳损伤。现有标准与我国高速列车实际运营的载荷环境不一致，当前车体结构抗疲劳设计存在依据不充分和载荷不详细等问题。因此，确定与我国运营环境更为接近的气动载荷已经成为高速列车车体结构设计呕待解决的课题。近年来，许多学者在高速列车明线交会、隧道通过、隧道交会、通过声屏障等方面开展了研究工作。Chen研究了两车明线交会时的非定常气动特征,指出交会时侧窗玻璃的损坏是由负压而非正压造成；头波压力幅值和尾波压力幅值均与运行速度的平方成正比。Niu等 2 比较了正常编组高速列车和耦合多单元高速列车隧道通过、隧道交会和明线交会时的气动载荷差异。结果表明，由于多单元耦合的作用，两列车在明线交会时产生的两个交变压力之间引人了一个很大的正脉冲压力,这导致列车上的交变压力幅度增加。然而,对于列车在隧道内交会的情况,耦合多单元列车和隧道表面交变压力波的幅值较正常编组列车减小。Meng等 3-5 详细比较了不同流线型长度高速列车对明线交会、隧道通过、通过声屏障时的气动特性。结果表明,增大流线型长度,列车表面最大压力明显减小，列车所受气动力也明显下降。但以上研究工作仅考虑了列车单次运行情况，尚未考虑高速列车实际运营情况下车体的疲劳损伤问题。本文参照相关标准 6-8 并结合武广客运专线高速列车明线交会、隧道通过、隧道交会情况下的空气动力学仿真分析结果，研究车体各部位承受的气动压力波变化规律。并依据武广线列车运行图、隧道长度和压力波变化关系，给出时速30 0 与350 km速度等级的气动载荷谱。利用该气动载荷谱评估某高速动车组车体的疲劳损伤，给出了车辆不同速度对气动疲劳的影响。收稿日期：2 0 2 2-0 9-30基金项目：中国国家铁路集团有限公司基金资助项目（K2021J041）第一作者：程亚军（19 8 0 一），男，正高级工程师。E-mail:chengyajun.ckcrrcgc.cc141既有标准中的气动载荷及载荷谱国内动车组车体强度设计主要依据EN12663-1：2010+A1:2014 和 TB/T 3451:2016 标准。EN 12663-1:2010+A1:2014标准中虽提及列车高速会车、隧道内高速运行、较强侧风下高速通过应考虑将气动载荷作为疲劳评估载荷，但并没有给出具体的数值。TB/T3451:2016标准中仅给出了350 km/h速度等级动车组车体的气密强度载荷，并没有给出气动疲劳载荷。GB/T32059:2015标准中规定了动车组车窗疲劳试验的气动载荷谱，现阶段暂被动车组车体疲劳设计时参考。UIC660:2002标准中给出某典型列车通过典型隧道（断面8 2 m）和隧道交会的气动压力载荷和频次，但其中运行速度、线间距、隧道断面、车辆断面均与我国运营的复兴号动车组不同。JISE7106:2018标准中规定将高速列车出入隧道及在隧道内运行时所受的气动载荷作为疲劳载荷考虑，但并未给出载荷大小、循环次数。欧洲新一代列车车体研究报告中,2 50 km/h速度等级以上的气动疲劳载荷为350 0 Pa，循环次数为100万次。显然，也没有考虑速度等级和运营环境对气动载荷的影响，参考这些标准对高速动车组车体结构进行疲劳评估，依据并不充分。2基于空气动力学的气动载荷分析在已开通的高速列车线路中,绝大多数必须经过数量不等的隧道，我国的武广、郑西等高铁线上隧道占比接近线路总长的2 0%，列车在隧道内高速运行已成为常态，目前运行速度主要是30 0 km/h。2.1典型隧道的基本情况武广客运专线的双线隧道共2 2 4座，隧道总长16 7.545km。其中,隧道长度L10km的特长隧道有2 座。双线隧道内轨顶面以上有效净空面积为10 0 m。正线隧道分布情况见表1。2.2空气动力学分析模型大连交通大学学报车隧道通过的计算域及局部网格正视图。表1正线隧道分布情况一览表隧道长度分布数量L0.2 km810.2 kmL0.5km730.5 kmL1.0 km371.0 kmL3.0 km203.0kmL6.0 km76.0 km10.0 km2总计224Train2/Train180m120m(a)计算域图1明线交会计算域及局部网格800m80mTrain600m(a)计算域图2 单车隧道通过计算域及网格正视图两车隧道交会计算域见图3。隧道两侧的空气域为半圆柱，长为6 0 0 m，半径为8 0 m。初始状态列车距隧道口均为50 m。第44卷长度/km10.85917.62126.28235.39128.33828.85820.196167.545(b)局部网格正视图(b)局部网格正视图Train2800m为保证流场充分发展，8 车编组列车明线交会80mTrain1计算域（图1)的长、宽、高分别为12 0 0、12 0、8 0 m。600m初始状态两车相距10 0 m。计算域的6 个面中除底面设置为壁面，其他5个面均设置为压力出口边界条件。单车隧道通过计算域见图2，隧道两侧的空气域为半圆柱,长为6 0 0 m，半径为8 0 m。初始状态列车距隧道口50 m。图2(a)和2(b)分别为单图3两车隧道交会计算域2.3明线交会的气动载荷假设每节车辆长度为2 5m，车辆以30 0 km/h的速度交会时，每辆车在0.15s内交会侧车体每一位置将产生如图4所示的压力波。假设某一动第3期车组车头流线型长度约为8 m，头波压力波最大值和最小值变化间隔约为0.0 48 s,会车时列车每4m交错产生一个正压和负压。当两车以30 0 km/h交会时，压力波最大幅值为6 50 Pa。以350 km/h交会时,压力波幅值约为9 0 0 Pa。（a）车身压力云图6004002000-200-400-600800600400200ed/40-200-400-600-800-1000图4明线交会时车身压力2.4单车隧道通过时的气动载荷根据BS EN14067:2021标准,车辆以某一速度隧道通过时存在一个最不利隧道长度，在该长度下气动载荷最大。在车辆设计阶段，可以以单车通过最不利隧道时的气动载荷大小作为疲劳载荷，由于实际测试过程中很难捕捉到最不利隧道时的压力峰值，对气密性要求较高的车体需要通过仿真分析获得。本文研究隧道通过压力波变化的分析条件：列车隧道运行速度分别为30 0 与350 km/h；双线隧道线间距为5m,隧道面积为10 0 m。列车以30 0 km/h通过不同隧道长度的仿真分析结果见表2,图5为某一测点压力随隧道长度的变化曲线。根据车体表面压力与隧道长度的程亚军，等：武广客运专线高速列车气动载荷谱研究及应用隧道长度/km1L0.220.2 L 0.530.5 L 1.041.0 L 3.053.0 L 6.066.0 10.0400030000.501.00时间/s(b）时速30 0 km压力波曲线0.501.00时间/s（c）时速350 km压力波曲线15关系，表2 中数值的取值原则为：隧道长度未达到最不利隧道时，采用最大长度时的压力值；当隧道长度超过最不利隧道长度时，按照下限隧道长度取列车表面压力值隧道长度在最不利隧道长度附近时，取最不利隧道长度时的值。图6 为单列车隧道通过的压力云图与压力波曲线。表2 单车隧道通过的仿真分析结果最大压力范围序号300 km/h1 777216423552.3262.29122481 9661.502.001.502.00350 km/h3 0443 4133 62535833 33931572.892正峰值负峰值2.50峰峰值200010000-1000-2000-3000L图5压力随隧道长度变化曲线2.50Pressure(Pa)500.05000500.00500:.00150002500:0SolutionTume0.900(s)1 0005000-500出-1000-150002468101214时间/s（b）隧道通过压力波曲线（30 0 km/h）20004.0006 000800010000隧道长度/m(a)压力云图16大连交通大学学报第44卷15000-1500-3 0000（c）道通过压力波曲线（350 km/h）图6 单列车隧道通过压力波曲线及压力云图2.5隧道交会的气动载荷列车在隧道内交会时，由于两列车分别从隧道两端进出隧道瞬间都会产生压缩波与膨胀波，再加上列车交会引发的正、负压力波，各种波在隧道内传播过程中反复转换与反射并相互叠加，当两种膨胀波叠加后产生最大负压。列车隧道交会压力大小与两列车进入隧道的时间、车速以及隧道长度强相关，考虑武广线基本均为双线隧道,隧道交会压力波分析前提条件：两列车隧道运行速度均为30 0 km/h;在隧道长度为8 0 0 900m、列车以30 0 km/h交会时,被认为是最不利隧道交会，此时按照最不利隧道交会压力考虑。在其余隧道列车交会时,按照50 0 m长度进行分级考虑；双线隧道线间距为5m,隧道面积为10 0 m。图7 为某动车组在最不利隧道交会时的压力云图及压力波曲线。Pressureipa3000.01900.0800:00-300.001400.0-2500.0SolutionTime2.50o(s)2.000100009-100力田-2.0 0 0-3 000-4.000-5 00002468101214时间/s（b）隧道交会压力波曲线（30 0 km/h）6.000峰峰值最大测点(7 0 0 m隧道)3000/03000-6 00024时间/s(a)压力云图峰峰值最大测点(6 50 m隧道)680.0（c）隧道交会压力波曲线（350 km/h）图7隧道交会压力波曲线及压力云图图8 为列车隧道通过交会时，车体侧墙中部某一测点的压力随隧道长度变化曲线。列车在不同长度隧道交会的压力波变化见表3,表中的压力测点取相应统计隧道范围长度内的压力最大值。8000正峰值6000负峰值峰峰值40002.0000-2000-40000200040006000800010000隧道长度/m图8交会压力波随隧道长度变化曲线表3隧道交会压力波变化最大压力范围序号隧道长度/km1L0.220.2 L 0.530.5 L 1.041.0 L 3.053.0 L 6.066.0 10.03高速动车组的气动疲劳载荷谱本文以某一天武广线运营的、运行时间最长、停站最多的某高速列车为例，对其运营情况进行理论统计。统计条件如下：a.隧道交会次数与单车隧道通过不重复计数。b.明线、隧道通过和隧道交会速度分别为300,350 km/h。2.5时间/s300 km/h4.38067196 2623.8093.7223 5263 3915.07.5350 km/h9 211961810 05991165 65055495 401第3期c.8辆编组列车长度为2 10 m,不考虑隧道长度小于列车长度的短隧道。d.列车每天运行1个往返，每年运行30 0 天，全寿命周期运行150 0 万km，考虑到武广线正线全长为9 6 8 km，则列车运行2 6 年。e.明线交会与隧道交会不重复计数；明线交会与隧道交会按照隧道里程与明线里程的比例分别考虑。程亚军，等：武广客运专线高速列车气动载荷谱研究及应用17f.仅考虑武广线运行车辆，不考虑列车跨线运行列车；不考虑头部压力波，仅考虑车身中部的压力波变化。通过武广高速列车的时刻表，得到该列车从武汉至广州单程的交会次数为52 次，150 0 万km全寿命周期交会约为8 112 0 0 次（含明线交会与隧道交会），列车交会状态如图9 所示。广州南站广州北站清远英德韶关乐昌大瑶山隧道郴州阳列车交会衡阳衡出隧道通过隧道交会株洲长沙汨罗岳阳赤壁咸宁武汉6:007:008:009:00 10:00 11:00 12:00 13:00 14:00 15:00 16:00 17:00 18:00 19:00 20:00 21:00 22:00 23:00 24:00武广线正线隧道总里程为16 7.545km，正线全长为9 6 8 km，隧道与明线比为0.17 2。由此可推测：隧道交会约为139 52 6 次，明线交会约为6 7 16 7 4次。全线正线2 2 4个隧道，若考虑长度范围/总长度/序号类型1明线交会L0.20.2L0.50.5L1.0隧道21.0L3.0通过3.0L6.06.010.0本文对列车30 0 与350 km/h运行时的压力波数据进行雨流计数，获得的载荷谱见表5、表6。451107武汉1741103图9 某高速列车武广线交会图每个隧道均为有效长度，则每年列车隧道通过次数为349 440 0 次，减去隧道交会次数，实际单独隧道通过次数为33548 7 4。列车在不同隧道长度交会与通过频次见表4。表4列车压力变化范围与频次统计结果长度范围/总长度/频次汇总序号类型kmkm一1085917 62126 2823539128 3382885820 196南671 674671 674217 438352.838526264708 6603.354 874567 432577 845404 399频次kmkmL0.2108590.2L0.517 6210.5L1.026282隧道1.0L3.03交会3.0L6.06.010.0可以看出，350 km/h载荷在高幅值区循环次数明显高于30 0 km/h载荷。汇总9 04314 67521 8873539129 4732833823 59928 85824 03220 19616 81913952618大连交通大学学报第44卷表5列车头车和尾车均、幅值载荷谱（30 0 km/h）头车均、幅值载荷谱均值1幅值-6 000,区间值-5 000)10,5002500,1 000 31 000,150041 500,2 00052 000,2.500 62.500,3 00073 000,3 50083.500,4 00094.000,4 500104 500,5 000一0,5002500,1 00031 000,1 50041 500,2 000 52 000,2.50062.500,3 000 73 000,3 50083.500,4 00094 000,4 50010 4 500,5 000均值幅值-6 000,区间值-5 000)一0,1 00021 000,2 00032 000,3 00043 000,4 000 54 000,5 00065 000,6 000 76 000,7 000 87 000,8 0009 8 000,9 000 109 000,10 000Pa23-5 000,-4 000,-4 000)-3.000)0000000000000000000000000000000000000000表6列车头车和尾车均、幅值载荷谱（350 km/h）头车均、幅值载荷谱12-5 000,-4 000)04800000000000000000004-3 000,-2.000)-1 000)1 800900000000000000000000尾车均、幅值载荷谱0000000000000000000034-4 000,-3 000,-3 000)-2.000)91031100000000000000000005-2 000,-1 000,0)1 000)11120260 700141201 200101 9802048 28002100001 8200280000000047 420405 88087 0000120 580075.9000000000000000056-2 000,-1 000,-1 000)0)19520293.950396 40017 4001 630129 07008020155013003 490022000000000670,1000,2.000,3.000,2.000)3.000)30000000000000000000000000000000000000000780,1 000,2.000,3.000,1000)2.000)189002.42000000000000000089000000000000000000093000)1 370000000000104.00000000000000000000000Pa104.0000000000000第3期均值幅值-6 000,区间值-5 000)10,1 00021 000,2 000 32 000,3 00043 000,4 00054 000,5 000 65 000,6 00076 000,7 000 87 000,8 000 98 000,9 000 109 000,10 0004高速动车组车体气动疲劳分析基于两个典型标准 BS EN 1999-1-3 标准(6 和IIW-2016标准 7 中的名义应力评估疲劳方程亚军，等：武广客运专线高速列车气动载荷谱研究及应用尾车均、幅值载荷谱12-5 000,-4 000)1580588000000000000000000019表6 (续)Pa34-4 000,-3 000,-2 000,-1 000,-3.000)-2.000)29.780149 46000030800190001 15000000000005-1 000)122.780215 2407.6308002.41000000法，在两种气动载荷谱作用下,对某高速动车组头车车体焊缝进行疲劳分析。车体焊缝累积损伤较大的焊缝位置见图10,计算结果见表7。60)818.880141 46017 130032.78000000000000000070,1 000)81 000,2.000,3 000,2.000)3000)17 2901 5700000000000000000009104.0000000000000焊缝焊缝(d)焊缝IV(a)焊缝I图10车体焊缝气动疲劳薄弱位置示意图表7 焊缝累积损伤计算结果时速BS EN 1999-1-3焊缝评估部位(km/h)等级累积损伤等级累积损伤焊缝1283.40.036焊缝283.40.020300焊缝404.3(b)焊缝 I焊缝IV404.30.002焊缝283.4焊缝283.4焊缝350从图10 可知，焊缝I和属于角焊缝，焊缝和IV属于对接焊缝。在BSEN1999-1-3标准(c)焊缝和IIW-2016标准中分别找出相似的接头类型，IIW-2016280.059280.0260.00228280.24280.1428焊缝404.3焊缝IV404.30.0180.0160.390.180.23280.22280.200.1820并根据公式计算出循环次数,进而计算出损伤比。BS EN 1999-1-3 标准中:Aoc1m12 10%N=Aoc1m22（2)ml510%AorMf/（5）式中：r为荷载谱和响应分析中考虑到不确定性的系数（根据标准建议，考虑气动载荷已较保守，此处取1.0)；Mr为材料和施工不确定性的分项系数（根据标准建议,此处取1.0）；c为焊接接头循环2 10 次时的疲劳强度值；Ag为计算应力范围；m为S-N曲线斜率。IIW-2016标准中:N=C/()式中：为计算应力范围；C为常系数,m为S-N曲线斜率。D=n/N式中：D为损伤比;n为设计循环次数;N为计算循环次数。由表7 可以看出：通过基于时速30 0 与350 km气动载荷谱评估车体疲劳，基于BS EN1999-1-3标准计算的车体焊缝累积损伤均低于基于IIW-2016标准计算的累积损伤；时速350 km运行时损伤是时速30 0 km运行时的6.7 10 倍，速度提升对局部损伤影响较大；采用BSEN1999-1-3标准计算的司机室窗下立柱根部焊缝I的累积损伤最大值为0.2 4,基于IIW-2016标准计算的值为0.39。5结论(1)本文基于武广线线路环境，采用统计分析与仿真分析相结合的方法，给出了时速30 0 与时速350 km运行的气动载荷谱，并基于载荷谱对车体疲劳进行评估。结果表明速度提升对气动疲劳损伤影响较大，时速350 km运行时损伤是时速300km运行时的6.7 10 倍。（2)列车明线交会时的气动压力作用在车体大连交通大学学报一侧，每时刻作用大小与车头流线型长度有关。分析明线交会时对车体强度影响时，应根据流线型长度按照正负压的形式在车体中部加载，循环次数根据明线交会次数确定。(1)2(2)(3)第44卷（3）后续将对高速动车组更高速度运行时气动载荷、载荷与应力关系等开展线路测试，研究时速40 0 km运行时的气动载荷谱，指导更高速度车体气动疲劳评估和车体轻量化设计。参考文献：1CHEN Y G,WU Q.Study on unsteady aerodynamic char-acteristics of two trains passing by each other in the open airJ.Journal of Vibroengineering,2018,20(2):1161-1178.2NIU J Q,ZHOU D,LIU T H,et al.Numerical simula-tion of aerodynamic performance of a couple multiple u-nits high-speed train J.Vehicle System Dynamics,2017,55(5):681-703.3 MENG S,WU F.Comparative analysis of the slipstream ofdifferent nose lengths on two trains passing each otherJ.Journal of Wind Engineering&Industrial Aerody-namics,2021,208:104457.4 MENG S,LI X L,CHEN G,et al.Numerical simulation ofslipstreams and wake flows of trains with different noselengths passing through a tunnel J.Tunnelling and Un-derground Space Technology,2021,108:103701.5 MENG S,ZHOU D,XIONG X H,et al.The effect of thenose length on the aerodynamics of a high-speed trainpassing through a noise barrier J.Flow TurbulenceCombust 2022,108:411-431.6 Design of aluminium structures Part 1-3:Structures sus-ceptible to fatigue:BS EN 1999-1-3 S.s.1.:Eu-ropean committee for Standardization,2007.7Recommendations for fatigue design of welded joints andcomponents second edition:IIW-2016 S.s.1.:Springer International Publishing,2016.8 Railway applications-aerodynamics Part 3:Aerodynam-ics in tunnels:BS EN 14067:2021S.s.1.:Europe-an Committee for Standardization,2021.(下转第40 页）40大连交通大学学报第44卷Numerical Simulation of Temperature Field and Material Flow ofUltrasonic Assisted Friction Stir WeldingMA Fujian,CHEN Shao,LI Xiwei(School of Mechanical Engineering,Dalian Jiaotong University,Dalian 116028,China)Abstracts:In order to study the behavior of temperature field and material flowing in welding zone during ul-trasonic assisted friction stir welding of 6061 aluminum alloy,the coupled Euler-Lagrange method was appliedto establishing the thermal-mechanical coupling numerical model of ultrasonic-assisted friction stir welding of6061 aluminum alloy considering the influence of ultrasonic vibration on the material properties of the work-piece.The material flowing behavior was monitored by tracer particles,and the accuracy of the model was ver-ified by the ultrasonic-assisted friction stir welding test.The results show that the weld material is firstly com-pressed to the bottom of the workpiece,and then flows to the upper surface of the workpiece and behind thestirring head under the action of the stirring head.the surface temperature field of the workpiece and the e-quivalent plastic strain field of the weld zone are asymmetrically distributed,the plastic strain area is concen-trated in the area of about 25 mm on both sides of the weld,and the regional temperature is higher than 400.The shape and size of the simulated nugget zone and the position and size of the flash are basically consistentwith the experiment results,which verifies the correctness of the established thermo-mechanical coupling nu-merical model.Keywords:ultrasonic assisted friction stir welding;temperature field;material flowing;tracer particles(上接第2 0 页）High-Speed EMU Aerodynamic Load Spectrum Research and ApplicationBased on Wuhan to Guangzhou Passenger Dedicated LineCHENG Yajun-2,ZHOU Dan,YANG Mingzhil,WANG Jiaxing(1.School of Traffic and Transportation Engineering,Central South University,Changsha 410075,China;2.CRRC ChangchunRailway Vehicles Co.,Ltd,Changchun 130062,China)Abstracts:In order to address the issue of the inapplicability of existing standardsaerodynamic loads to theoperating conditions of high-speed trains in our country,this study investigates the aerodynamic fatigue loadspectrum of high-speed trainsets on a typical passenger railway line in China,utilizing relevant standards andaerodynamic simulation analysis methods.An aerodynamic analysis model of a high-speed train is estab-lished.In accordance with the BS EN 14067:2021 standard and simulation analysis results,the aerodynamicload characteristics on the train car body are examined under scenarios such as open field intersections,tunnelpassages,and tunnel intersections along the Wuhan-Guangzhou passenger railway line,which features a sig-nificant number of tunnels.Moreover,based on the train intersection diagram,tunnel length,and pressurewave analysis of the Wuhan-Guangzhou railway line,the pressure variation range and frequency for trains atdifferent tunnel lengths are calculated.Through rain flow counting analysis of the pressure wave data,the av-erage amplitude load spectrum for the leading and trailing cars of trains traveling at speeds of 300 km/h and350 km/h is derived.This load spectrum is then applied to the aerodynamic fatigue analysis of the high-speedtrain car body weld seam.The analysis results indicate that increased speed significantly impacts aerodynamicfatigue damage,with the damage incurred at 350 km/h being 6.7-10 times greater than that at 300 km/h.Keywords:high-speed train;aerodynamics;aerodynamic load spectrum;fatigue damage