CR450动车组明线交会运行对轨旁设备气动特性影响研究

Investigation on Impacts of CR450 EMU under Operation of Open Line Intersection on Aerodynamic Characteristics of Trackside Equipment

摘要

为研究高速列车提速至450 km/h后对轨旁信号设备的气动安全性能影响，采用滑移网格技术分析复杂工况下轨旁三灯信号机、道岔转辙机和终端盒的气动性能影响，以及高速列车经过轨旁设备时的流场演化规律。研究结果表明：在明线与交会运行条件下，随着车速的增大，轨旁设备的压力正波峰值、负波峰值与峰峰值均增大，且轨旁设备压力峰峰值与列车车速的平方成正比。轨旁设备会在列车头尾经过时产生两次压力波动，头车压力波对轨旁设备的影响大于尾车的影响。侧向力对各设备的安全性影响最大，且信号灯与转辙机受到的影响要远大于终端盒受到的影响。

Abstract

To investigate the impacts of increasing the speed of high-speed trains to 450 km/h on the aerodynamic safety performances of trackside signaling equipment， the sliding mesh technology was employed to analyze the aerodynamic performance affected trackside three-aspect signal lights， switch machines， and terminal boxes under complex conditions， as well as the flow field evolution when high-speed trains pass by these trackside equipment. The results show that under the open line and crossing operation conditions， as train speed increases， the positive peak， negative peak， and peak-to-peak values of pressure on trackside equipment all increase. Moreover， the peak-to-peak pressure values on trackside equipment are proportional to the square of the train speed. Trackside equipment experiences two pressure fluctuations as the train's head and tail pass by， with the head car's pressure wave having a greater impact than that of the tail car. The lateral force has the most significant impact on the safety of each device， with signal lights and switch machines being more affected than that of terminal boxes.

Graphical abstract

关键词

轨旁设备 / 高速铁路 / 气动特性 / 交会运行 / CR450动车组

Key words

trackside equipment / high speed railway / aerodynamic characteristic / crossing operation / CR450 electric multiple unit（EMU）

0 引言

为了保持我国高速铁路在速度和安全方面的先进性，我国已开展了时速为400 km的CR450型高速动车组的研制工作^［1］。随着列车运行速度的提高，明线交会工况下产生的气动效应将显著增强。如高速列车运行时产生的压力波能对信号设备产生冲击和振动^［2］，为确保信号设备在复杂的列车高速运行环境下仍能保持良好的性能，对信号设备的气动影响进行深入研究是必要的。

目前许多学者对高速动车组运行压力波与轨旁设备气动载荷进行了相关研究。DAI等^［3］研究了CR450转向架防护罩对列车的减阻效果，可为下一代列车研发和铁路设备安装提供数据支撑和参考。李艳等^［4］研究了时速400 km以上的高速列车的交会压力波特性，验证了压力波幅值与列车交会速度的平方成正比，与线路线间距成线性关系。在时速600公里高速磁悬浮研究上，杨鹏等^［5］研究了线间距对600 km/h高速磁悬浮明线交会气动性能的影响。赵凡等^［6］研究了高速列车不等速明线交会下压力波幅值和车速的关系，研究表明慢车与快车的车速之比小于0.5时，慢车车速对自身测点压力波幅值的影响很小。魏洋波等^［7］同样研究了明线交会与隧道交会运行下线间距对交会压力波的影响，得出线间距从4.4 m变化至4.2 m时，交会压力波头波幅值增大5.8%。MENG等^［8］也研究了列车流线型长度对明线交会的气动影响，分析了列车交会时车身周围流场特性和列车风变化规律。于润之等^［9］比较了CRH2、CRH3和ICE列车在会车过程中的气动载荷，结果表明，CRH380A型高速列车具有较好的会车气动特性。周丽名等^［10］对比了普速列车与动车组交会过程中的车窗安全性，得出车窗的长宽比越大，安装结构强度越高。韩运动等^［11］探究了仿真模型的缩比对列车气动力及表面压力的影响规律。牛纪强等^［12］研究了列车交会压力波的空间特性，结果表明列车尾流导致的列车风速较大，且随高度增大列车风速迅速减小。CHEN等^［13］研究了桥梁防风带对侧风下高速列车相遇气动特性的影响，发现防风林可以降低施加在列车表面的负压，从而提高列车的安全性。WANG等^［14］利用研制的风洞动模试验台详细讨论了不同气孔率挡风网的防风性能。CHEN等^［15］研究了明线交会下非定常气动特性，发现交会过程中侧向窗玻璃的破坏源于负压的抽吸作用。此外，还有一些关于轨旁设备的研究。施成华等^［16］研究了高速铁路隧道空气动力效应对水沟盖板稳定性的影响，研究表明水沟盖板提升量随盖板顶面漏气面积的减小而明显增大，隧道内负压峰值对水沟盖板稳定性的影响显著。舒卓乐等^［17］探究了隧道附属结构接触网所受列车风载荷的分布规律，分析了隧道附属结构接触网所受列车的风载荷与最不利接触网位置。魏好^［18］计算分析了空气动力学效应对距路基线路中心线3.5 m的全站仪、防护箱和监测棱镜的影响。秦登等^［19］建立了高速受电弓计算模型，研究了受电弓下沉对其气动和声学性能的影响。

上述研究大多集中在对高速列车及附属设施的气动特性上，而较少地关注到高速列车对轨旁信号设备的气动影响。本文通过建立多种轨旁三灯信号机、道岔转辙机与终端盒的空气动力学模型，研究了高速列车对轨旁设备的气动特性影响。

1 研究方法

1.1 几何模型

本文采用简化后的三编组复兴号CR450高速动车组列车模型，由头车、中间车、尾车组成，如图1所示。头车、尾车长度均为27.1 m，中间车长度为25.6 m，车宽为3.4 m，总长为79.8 m。为了便于网格划分以及减少计算量，将受电弓等部件进行简化。

如图2所示，三灯信号机、道岔转辙机与终端盒的尺寸采用实地测量数据，并利用SolidWorks软件建立仿真模型。在运动方向（X轴方向），将信号灯放置在两车交会的中间处（即X坐标原点处）。信号灯最突出部分距离线路中心2.7 m，单车运行下将道岔转辙机与终端盒放置在距离信号灯50 m处。

1.2 边界条件

当高速列车经过轨旁设备时，列车与地面和轨旁设备都存在相对运动，因此，本文通过滑移网格技术来模拟该运动过程。列车等速交会运行的计算区域与边界条件如图3所示。计算区域的长、宽、高分别取960 m、120 m和60 m，初始时刻下两车头相距400 m。在交会运行时将坐标原点设置在图3中①位置（即轨旁信号设备位置）处。明线运行时，为节省计算资源，将道岔转辙机与终端盒向X轴正方向移动50 m。将外流场的列车前后两面的边界条件设置为压力出口，将侧面与顶面设置为对称面，将地面、轨旁设备与车体表面均设置为光滑壁面。

为更深入地分析列车明线单车运行与等速交会对轨旁设备的影响，揭示列车运行过程中轨旁设备的压力分布特性，分别在信号灯表面布置14个测点（命名为a₁~a₁₄），在转辙机表面布置14个测点（命名为b₁~b₁₄），在终端盒表面布置16个测点（命名为c₁~c₁₆），如图4所示。

1.3 网格无关性验证与求解设置

网格划分时采用切割体网格，由于信号灯、转辙机和终端盒的尺寸均较小，因此在网格划分时将其尺寸设置为0.005 m。将头车、尾车和转向架的尺寸控制为0.05 m，中间车的尺寸设置为0.02~0.07 m，数据交换面的尺寸设置为0.64 m。信号灯等轨旁设备的棱柱层取8层，棱柱层的延伸系数为1.1。本文采用标准SST k-ε湍流模型来模拟列车运行时的流场特性，压力速度耦合采用SIMPLE算法。时间步长设置为0.005，每个时间步的迭代次数设置为40，以保证满足数值计算收敛性要求。

为保证计算精度的同时节省计算资源，对网格进行无关性验证与试验验证是非常有必要的。如图5所示，本文选取了粗、中、细三种网格方案，网格数量分别为1600万、3300万和5000万。由图5可以看出，不同网格方案计算出的压力曲线类似，但在峰值处与列车经过后的压力有一定差异。在峰值处，中网格和粗网络相比于细网络的误差分别为3.8%和9.1%。综合考虑计算精度和计算资源，最终选取中网格方案进行计算。图6为文献［10］中动模型试验数据与本文数值仿真计算结果的对比图。试验中使用两列1∶20比例的三车动车组，列车以350 km/h的速度通过。由图6可以看出，本文的列车表面压力趋势与动模型试验趋势相同，仅在峰值处略有差异，且误差不超过5%，表明本文所采取的数值仿真方法可靠。

2 气动分析

2.1 明线单车运行轨旁设备分析

图7为高速列车以时速450 km在明线单车运行下的头车周围流场云图，可以看出在头车运行过程中，周围流场压力在驾驶室位置被分成了两部分。头车鼻尖处形成了涡状正压区并向四周均匀扩散，当列车鼻尖经过轨旁设备时周围的空气会被挤压至头车两侧，导致两侧轨旁设备的压力增大。图8为高速列车以时速450 km在明线单车运行下各轨旁设备的压力云图，可以看出在头车经过轨旁设备前，各设备交会侧的压力要明显大于非交会侧压力，说明在头车经过瞬间轨旁设备会产生Y方向的压差，从而产生较大的侧向力。在头车经过轨旁设备的过程中，由于头车鼻尖处为正压区，而司机室位置存在着负压区，故导致轨旁设备更靠近鼻尖位置的部件压力更大。靠近驾驶室的设备部件压力为负值，从而使轨旁设备在X方向（列车运行方向）上产生压差。且转辙机比终端盒、信号灯的长度更大，转辙机在X方向上的压力梯度更大，因此受到的阻力也更大。而尾车完全经过轨旁设备后，各设备的压力分布又回归均匀。

图9给出了高速列车以不同车速（350、400、450 km/h）在明线单车运行下信号灯测点a₁、转辙机测点b₅、终端盒测点c₅处压力随时间的变化曲线。由图9可以看出，在明线单车运行下，轨旁设备的压力变化曲线类似，轨旁设备会在列车头尾经过时受到两次压力波动。随着车速的增大，正压峰值、负压峰值和压力峰峰值均增大。由压力曲线可以看出，在头车经过轨旁设备瞬间压力增大，随后压力急剧减小至最大负值。车身经过轨旁设备时压力为负值，呈现小幅度波动。车尾经过的瞬间压力继续减小，随后又急剧增大。但此时压力峰峰值不及车头经过时的压力峰峰值，说明头车压力波对轨旁设备的影响大于尾车的影响。

表1进一步给出了不同高速列车时速下各个轨旁设备测点压力的正波峰值、负波峰值与峰峰值，以及不同信号设备压力峰峰值∆p_max（Pa）与列车车速v（m/s）拟合的关系式。可决系数R²均大于0.999，验证了拟合关系式的收敛性。由表1可知，在明线单车运行下，随着车速的增大，轨旁设备压力的正波峰值、负波峰值与峰峰值均增大。由拟合关系式可知，轨旁设备的压力峰峰值与列车车速的平方成正比。列车时速为450 km时的信号灯压力∆p_max为2166 Pa，对比时速为350 km时的信号灯压力∆p_max=1185 Pa，增大了82.8%。对比不同轨旁设备的压力峰峰值可知，列车压力波对转辙机的影响最大，在列车时速450 km下压力∆p_max达到2494 Pa，相比于同车速下∆p_max最小（2166 Pa）的信号灯，增大了15.1%。由此可知，在明线单车运行下，列车压力波对转辙机的影响大于终端盒，三类设备中信号灯所受影响最弱。

图10为高速列车以时速450 km在明线单车运行下信号灯、终端盒和转辙机所受阻力F_X 、侧向力F_Y 和升力F_Z 的时程变化曲线图，各设备的受力幅值如表2所示。由图10可以看出，当头车经过轨旁设备时，各设备均受到很大的冲击力，其中转辙机在三向力作用下均表现出显著的受力响应，信号灯主要受到F_X 及F_Y 的影响，而终端盒所受各方向力的影响均较小。由表2可以看出，F_Y 对轨旁设备的影响要占主导地位。对于信号灯，它受F_Y 的影响大于F_X 的影响，F_Y 比F_X 增大了108.2%，受F_Z 的影响最小。对于转辙机，F_Y 的影响也是最大的，且相比于F_X 增大了64%。由于与信号灯与终端盒相比，转辙机在水平方向上的截面积更大，因此F_Z 对转辙机的影响效果显著增强。

2.2 明线交会运行轨旁设备分析

图11为明线交会运行下头车周围流场分布图，可以看出当头车交会在信号灯附近时，流场压力分布十分对称。流场最大压力集中在列车鼻尖交会区，这是由于两鼻尖处的压力波相互叠加，从而使该区域范围内的信号灯压力达到最大。随后当头车开始交会时，两鼻尖处的正压区开始分离，信号灯的压力逐渐降低。

图12为高速列车以时速450 km在明线交会运行下轨旁设备的压力变化云图。观察可发现，在两头车交会初始，轨旁设备交会侧的压力要明显大于非交会侧的压力，表明头车交会压力波对信号灯交会侧的影响更大，从而产生Y轴正方向上的F_Y。在头车交会过程中，两侧压力基本一致，但轨旁设备前端压力小于后端压力，导致在X方向（列车行进方向）上产生较大阻力。在尾车交会过程中，观察到转辙机与终端盒的压力分布较为均匀，但是信号灯上端盒体的压力小于下方支撑柱与支撑座的压力，导致信号灯会产生Z方向（竖直方向）上的升力。当列车交会完毕后各个轨旁设备的压力分布又保持均匀。

图13为高速列车以不同车速（350、400、450 km/h）在明线交会运行下各轨旁设备测点压力随时间变化的曲线，可以看出在列车交会过程中，头车交会与尾车交会均会对轨旁设备产生一次较大的压力波动，且头车交会压力波对轨旁设备的影响明显大于尾车交会的影响。此外随车速的增大，轨旁设备所受的正压峰值、负压峰值与峰峰值均增大。

表3给出了明线交会运行时不同车速下各轨旁设备的压力波正波峰值、负波峰值、峰峰值及其拟合关系式。由峰峰值∆p_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}的拟合关系式可知，随着车速的增大，轨旁设备压力峰峰值也增大，且与列车车速的平方成正比。列车时速为450 km交会运行下的信号灯压力∆p_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}为2635 Pa，比时速为350 km交会运行下的信号灯压力∆p_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}=1428 Pa增大了84.5%。在时速450 km交会运行下，转辙机的∆p_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}最大，达到了2629 Pa，与∆p_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}最小为2166 Pa的信号灯相比，增大了21.4%。结合表3中各轨旁设备的∆p_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}可知，列车交会运行压力波对不同轨旁设备的影响相差不大，与明线运行时规律不同。列车交会运行时的∆p_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}均大于列车明线运行时的∆p_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}，相同时速450 km交会运行下信号灯∆p_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}为2635 Pa，比明线运行时的∆p_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}=2166 Pa增大了21.7%，相同条件下转辙机和终端盒的∆p_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}分别增大了5.4%和5.8%。

图14为高速列车以时速450 km在明线交会运行下信号灯、终端盒与转辙机分别受到阻力F_X 、侧向力F_Y 和升力F_Z 的时程变化曲线。与明线单车运行类似，头车经过轨旁设备时各设备X正方向阻力与Y正方向侧向力增大，头车经过后又产生反向力对设备产生冲击。头车经过时转辙机先受到Z负方向上的压力，头车经过后又受到Z正方向上的升力。与明线单车运行相同，转辙机X正方向阻力与Z正方向升力的最大值出现在尾车经过处。

表4所示为高速列车以时速450 km在明线交会下轨旁设备各个方向的受力幅值，可以看出对轨旁设备影响最大的依旧是F_Y，这说明不管是明线单车运行还是交会运行工况下，F_Y 对各个设备安全性的影响是最大的，且信号灯与转辙机受到的影响要远大于终端盒受到的影响。对于信号灯，它受F_X 的影响仅次于F_Y，受F_Z 的影响最小。而转辙机的受力表现存在差异，F_Z 对其影响效果仅次于F_Y，但大于F_X，F_Z 比F_X 增大了16.83%。对比分析明线单车运行与交会运行下F_Y 的变化，发现交会运行下的F_Y 均大于单车运行下的F_Y。与明线单车运行相比，交会运行下信号灯、终端盒、转辙机的F_Y 增幅分别达32.9%、38.4%、21.4%。

3 疲劳分析

高速列车明线交会时产生的强烈气动载荷不仅会瞬间冲击轨旁设备，还会在长期运行中因反复作用而导致结构疲劳。随着车速的增大，轨旁设备可能因长期承受周期性载荷而出现松动、裂纹甚至失效，进而影响铁路运行安全。基于前文研究的气动载荷数据，分析轨旁设备在长期交会工况下的疲劳特性。通过模拟不同运行条件下的载荷循环，评估设备关键部位的疲劳损伤程度，并预测其使用寿命。研究结果可为轨旁设备的维护周期优化和结构改进提供参考，以确保轨旁设备在列车高速运行下的长期可靠性。

3.1 明线交会运行轨旁设备结构分析

为确保轨旁设备在CR450动车组高速交会工况下的结构安全性，本文采用ANSYS Workbench软件开展静态结构分析。气动载荷选取车速450 km/h在明线交会工况下的轨旁设备压力峰值，分别建立三灯信号机、转辙机与终端盒有限元模型，重点考察各设备在极限载荷作用下的应力分布特征，识别关键部位的应力集中现象。

由图15分析可知，在450 km/h交会工况气动载荷的作用下，三灯信号机的变形量和应力最大，分别为0.402 mm和9.139 MPa，该应力水平显著低于结构钢的屈服强度，因此从静态结构安全层面评判，列车提速至450 km/h后各轨旁设备的安全性能仍可满足工程应用要求。三灯信号机的应力集中在信号灯支撑柱及底部支撑座位置，因此可以考虑增大底部支撑座厚度来提高其稳定性及安全性。转辙机因自身高度偏小且结构呈扁平状，受气动载荷的影响程度最低。终端盒的应力分布主要汇聚于侧边固定板处，对此可采取加厚该固定板的措施以提高其安全性。

3.2 明线交会运行轨旁设备疲劳分析

在实际运行中，轨旁信号设备将长期承受周期性交会载荷的反复作用，其失效模式往往并非由单次极限载荷导致，而是源于交变应力作用下的疲劳损伤累积，因此为更加准确地评估信号设备的安全性，对其进行疲劳寿命预测是至关重要的。通过预测关键部件的疲劳寿命，并提出相应的维护周期优化建议，可为CR450更高运行速度下的轨旁设备可靠性设计提供理论支撑。

图16为明线交会运行下各轨旁设备疲劳寿命云图，可以看出以车速450 km/h在明线交会运行时，各轨旁设备的安全系数均大于1，说明各轨旁设备的疲劳寿命在理论上是安全的。且各轨旁设备的寿命均为10⁶，表明理论上各轨旁设备可以承受该载荷无限次循环，即在此工况下安全。由于时速450 km明线交会时的气动载荷最大，因此当列车提速至450 km/h时，各明线轨旁设备的安全性均可满足运行要求。

4 结论

1）轨旁设备会在列车头尾经过时会受到两次压力波动，但头车压力波对轨旁设备的影响要大于尾车的影响。随着车速增大，轨旁设备压力的正波峰值、负波峰值与峰峰值∆p_max均增大，且轨旁设备压力峰峰值与列车车速的平方成正比。列车时速为450 km在交会运行下的信号灯压力∆p_max=2635 Pa，比时速为350 km在交会运行下的信号灯压力（∆p_max=1428 Pa）增大了84.5%。

2）在头车经过轨旁设备瞬间，由于设备交会侧的压力要明显大于非交会侧压力，因此会对设备产生较大的侧向力F_Y。无论是明线单车运行还是交会运行工况下，F_Y 对各轨旁设备安全性的影响均最大，且信号灯与转辙机受该F_Y 的影响要远大于终端盒受到的影响。与明线单车运行相比，交会运行下信号灯F_Y 增大了32.9%，终端盒F_Y 增大了38.4%，转辙机F_Y 增大了21.4%。

3）在明线单车运行工况下，对比不同轨旁设备压力峰峰值可知，列车压力波对转辙机的影响最大，其次是终端盒，最后是信号灯。在列车时速450 km下转辙机压力∆p_max达到2494 Pa，相比于同车速下∆p_max最小（2166 Pa）的信号灯增大了15.1%。但在列车交会运行下压力波对不同轨旁设备影响的差别相对较小。

4）列车以450 km/h速度在明线交会运行时，各轨旁设备的安全系数均大于1，表明当列车提速至450 km/h时各明线轨旁设备的安全性均可满足运行要求。

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基金资助

广东省基础与应用基础研究基金联合基金—青年基金项目(2019A1515111052)

北京全路通信信号研究设计院集团有限公司项目(HX23120)