一种车致振动影响分析方法与流程

1.本发明涉及建筑工程科学技术领域，特别涉及一种车致振动影响分析方法。


背景技术：

2.随着轨道交通的快速发展，轨道交通的形式日益复杂化和综合化，轨道交通所造成的环境振动影响也越来越显著。列车运行诱发的环境振动，会通过多种渠道传递至上部建筑结构，引发室内产生二次振动，这可能引起建筑物的结构损伤，干扰仪器的正常工作，还可能影响到人们的正常生活。
3.列车对建筑结构的振动影响分析是一个十分复杂的问题，从动力学角度来看主要包括轮轨不平顺引起的振动激励及列车高速突入轨行区空间引起的列车风压荷载激励。随着列车运行速度的提高，车致振动在整体振动响应中所占的比例变得越来越不可忽视。特别是对于采用了共构结构(指共构设计、共构建设的列车轨行区结构与建筑结构)的大型交通枢纽，高铁列车下穿封闭空间所引起的风压随着列车行驶速度的提高成指数级提高，此时列车风所引起的振动在整体车致振动响应中所占的比例也变得不可忽视。(“车致振动”是指列车行进所引起的振动，这个振动包括两部分，一部分是列车轮轨和轨道碰撞引起的振动，叫轮轨激励；一部分是列车快速穿过隧道引起的空气风压引起的振动，叫做列车风。这两种激励共同作用，引起上部建筑结构振动。)
4.在以往的研究中，由于列车运行环境或过站车速限制，往往忽略了列车风对结构振动的影响，需要一种同时考虑轮轨与列车风的共同激励作用的车致振动影响分析方法。


技术实现要素：

5.本发明的目的在于解决现有技术存在的缺陷。
6.为实现上述目的，本发明提供了一种车致振动影响分析方法，所述分析方法考虑轮轨与列车风的共同激励作用，所述分析方法包括以下步骤：
7.步骤s110，建立轮轨-承轨结构的力学模型，得到轮轨对承轨各节点的激励时程；
8.步骤s120，建立列车风空气动力学计算模型，得到列车风对建筑结构动力作用的激励时程；
9.步骤s130，建立轨行区结构-上部建筑结构的整体力学计算模型，分别输入所述轮轨对承轨各节点的激励时程和所述列车风对建筑结构动力作用的激励时程，分析得到建筑结构各部分的动力响应。
10.优选地，所述步骤s110，还包括，计算整个车辆模型的自由度，建立车辆动力学模型。
11.优选地，所述步骤s110，还包括，将各减振措施的力学参数等效成弹簧-阻尼系统，建立轨道动力学模型。
12.优选地，所述步骤s110，还包括，分析道岔部分零部件的变截面和非线性力学特性，建立道岔动力学模型。
13.优选地，所述步骤s110，还包括，计算土层的剪切模量和阻尼比，建立土体-人工边界子模型。
14.优选地，所述步骤s110，还包括，计算轮轨表面粗糙度谱，对轨道不平顺进行数值模拟。
15.优选地，所述步骤s110，还包括，计算轮背与钢轨的接触力，建立车岔相互作用模型。
16.优选地，所述步骤s120，还包括，计算列车风激励的控制方程，建立列车隧道空气动力学模型。
17.优选地，所述步骤s120，还包括，列车风激励的控制方程包括质量守恒方程、动量守恒方程、能量守恒方程、流体状态方程。
18.优选地，所述步骤s120，还包括，采用realizable k-ε两方程模型，对湍流进行数值模拟。
19.优选地，所述步骤s130，还包括，采用光滑启动技术，初始化列车运行速度。
20.本发明的有益效果在于：本发明所提供的一种车致振动影响分析方法，同时考虑轮轨与列车风的激励作用，分析了整个车辆-建筑结构系统的动力学相互作用，得到了建筑结构各部分的动力响应，解决了以往研究忽略列车风对结构振动影响的问题。
附图说明
21.图1为本发明实施例的一种车致振动影响研究方法的分析流程图；
22.图2为本发明实施例的车辆动力学模型示意图；
23.图3为本发明实施例的车辆动力学模型坐标系示意图；
24.图4为本发明实施例的有砟轨道结构力学模型示意图；
25.图5为本发明实施例的板式无砟轨道结构力学模型示意图；
26.图6为本发明实施例的ssfst无砟轨道结构力学模型示意图；
27.图7为本发明实施例的道岔群空间精细化有限元模型示意图；
28.图8为本发明实施例的列车风数值计算流程图；
29.图9为本发明实施例的轮轨激励下的天桥跨中竖向加速度图；
30.图10为本发明实施例的列车风激励下的天桥跨中竖向加速度图；
31.图11为本发明实施例的列车350km/h过站时的天桥跨中竖向加速度图；
32.图12为本发明实施例的共构结构的北京大兴国际机场中心区典型剖面图；
33.图13为本发明实施例的非共构结构的青岛胶东国际机场中心区典型剖面图；
34.图14为本发明实施例的北京大兴国际机场中心区结构振动加速度响应图；
35.图15为本发明实施例的青岛胶东国际机场中心区结构振动加速度响应图；
具体实施方式
36.为了使本发明的目的、技术方案及优点更加清楚明白，以下结合附图及实施例，对本发明进行进一步详细描述，显然，所描述的实施例是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。应当理解，此处所描述的具体实施例仅用于解释本发明，并不用于限定本发明。基于本发明中的实施例，本技术领域的技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有
其他实施例，都属于本发明保护的范围。
37.为了使公众对本发明有更好的了解，在下文对本发明的细节描述中，详尽描述了一些特定的细节部分。对本领域技术人员来说没有这些细节部分的描述也可以完全理解本发明。
38.图1是本发明实施例提出了的一种车致振动影响研究方法的分析流程图，该研究方法考虑轮轨激励与列车风的共同激励作用，将整个车辆-建筑结构系统的动力学相互作用分析求解分解成下面步骤：
39.步骤s110，建立轮轨-承轨结构的力学计算模型。
40.列车运行在承轨结构上产生动力荷载作用，振动一方面通过竖向构件向上传递到上部结构，另一方面，列车在地下空间内行进所产生的行进波，与经由轨枕振动产生的振动波相叠加，通过结构和环境土层传递到地面，从而对地上建筑结构造成振动影响。所以这一步的动力学方程求解中，将轨行区相关范围内、相关深度内的土体进行建模，联合下部的桩基和筏板一起形成一个完整的车辆-承轨结构系统。然后，利用车-轨耦合模型动力相互作用计算的研究成果，对这个车辆—轨道系统进行动力相互作用计算，得到列车车辆对轨道各节点的激励时程。
41.步骤s120，建立列车风空气动力学计算模型。
42.高速列车穿越交通枢纽时，隧道中的空气被列车带动和推动，而顺着列车行进方向流动，这一空气动力学问题为三维粘性非定常可压缩紊流流动，计算模型需要求解列车通过隧道过程中的空气连续方程、动量方程、可压缩问题的能量方程，湍流模型方程，以得到流场中各位置的压力、速度等物理量的时程分布，压力时程与结构受力附属面积综合后，作为列车风对建筑结构动力作用的激励时程。
43.步骤s130，建立轨行区结构-上部建筑结构的整体力学计算模型。
44.将整个航站楼相关范围内的结构、隧道、土体、桩基和筏板进行建模，在轨道各节点输入轮轨对轨道各节点的激励力时程，在轨行区内输入列车风对于建筑结构内各表面的风压激励时程，进行交通枢纽结构的动力时程计算，得到建筑结构各部分的动力响应。
45.在一个可行的实施例中，所述步骤s110中的轮轨-轨道结构的力学计算模型包括：
46.步骤1，建立车辆动力学模型。
47.以crh3为例，将其动力学模型简化为一个车体、两个转向架及四个轮对共计七个刚体，每个刚体均考虑沉浮、横移、侧滚、点头、摇头5个自由度，整个车辆模型共计35个自由度。模型示意图如图2所示。
48.系统的空间坐标系定义如下：车辆运行方向为x轴方向，以车辆前进方向为正；绕x轴转动方向为侧滚自由度方向，以绕x轴顺时针方向旋转为正；车辆运行平面内与x轴垂直方向为y轴方向，以车辆行进方向向右为正；绕y轴转动方向为点头自由度方向，以绕y轴顺时针方向旋转为正；与车辆运行平面垂直的方向为z方向，以向下为正；绕z轴转动方向为摇头自由度方向，以绕z轴顺时针方向旋转为正；坐标系示意图如图3所示。
49.步骤2，建立轨道动力学模型。
50.按照道床型式，可将轨道结构分为有砟轨道以及无砟轨道两类。下面分别对有砟轨道、无砟轨道对应的力学模型及模型假设进行介绍。
51.1)有砟轨道
52.普通有砟轨道可采取的减振措施包括减振型扣件、枕下胶垫以及砟下胶垫三种及各自方案间的组合。在模拟各减振措施时，通过将各减振措施的力学参数等效成弹簧-阻尼系统后，按照串联方式施加于原来的普通有砟轨道结构中。对于考虑减振措施的有砟轨道而言，其力学模型图如图4所示。
53.2)无砟轨道
54.对无砟轨道结构而言，普通板式无砟轨道、扣件减振式无砟轨道、浮置板轨道(ssfst)等多种结构的物理力学特点相差较大，对于以上无砟轨道分别考虑各自的力学特点进行建模。
55.对于普通无砟板式轨道，仅考虑板式无砟轨道对于钢轨的离散支承作用，利用弹簧-阻尼系统模拟扣件的横垂向支承刚度及阻尼。对于扣件减振式无砟轨道，则通过将减振扣件系统的力学参数等效成弹簧-阻尼系统后代替普通无砟板式轨道的扣件系统参数。两种模型力学模型基本一致，仅扣件处刚度不同。力学模型图如图5所示。
56.对于ssfst无砟轨道，钢轨通过扣件系统同混凝土板进行连接，混凝土板下方按照一定的方式设置钢弹簧系统对混凝土板进行支承，形成ssfst式无砟轨道。其模型力学示意图如图6所示。
57.步骤3，建立道岔动力学模型。
58.有砟轨道可动心轨道岔的主要结构部件包括岔区钢轨(心轨、翼轨、基本轨)、轨枕、间隔铁、扣件及道砟支撑等结构部件。为了尽可能模拟岔区钢轨的实际情况，钢轨建模时采用实体单元对辙叉区的心轨、翼轨进行建模，考虑岔区内心轨、尖轨的空间变截面特性。岔区轨枕采用梁单元进行模拟，按照岔区不同位置处轨枕的实际长度及尺寸进行建模。扣件单元采用弹簧单元进行模拟，通过扣件弹簧模拟扣件系统的支撑及连接作用。对于滑床板下及心轨区域部分取消扣件的部位，则按照道岔实际结构进行建模。对于道床阻力、间隔铁及限位器等非线性传力结构，则按照上述实验中所得的实测阻力曲线进行取值。所建立的包含咽喉处多组道岔的道岔群空间精细化有限元模型如图7所示。
59.针对道岔的特点，建立了包括转辙器、连接部分和辙叉区在内完整的道岔结构模型，并在模型中对间隔铁、顶铁、滑床台等道岔部件的非线性作用等进行了细致考虑，具体如下：
60.1)考虑了钢轨截面型式的变化。对普通区间钢轨、岔区基本轨、翼轨、尖轨和心轨未刨切的部分，将其按常截面处理；而对尖轨和心轨的刨切部分，将其按变截面处理。
61.2)考虑了钢轨密贴部分、顶铁、间隔铁及滑床板等部位的非线性力学特性。尖轨和基本轨、心轨和翼轨密贴紧密时，尖轨和基本轨、心轨和翼轨存在着力的作用，而分离时，作用力消失。对此非线性力，利用fortran模块进行处理，将其属性设置为只受压不受拉。密贴作用力可以表示为：
[0062][0063]
式中，y
r1
、y
r2
为密贴的两股钢轨的横向位移，kc为钢轨之间的接触刚度。
[0064]
在尖轨、心轨轨腰上设有顶铁，用于限制尖轨与基本轨非密贴区域以及心轨与翼轨的横向相对位移，顶铁的力学属性与密贴部分的非线性力类似，属性设置为只受压不受
拉。间隔铁将两股钢轨联结在一起，共同承受荷载作用，间隔铁既可以受压，又可以受拉，设置为高刚度的空间弹簧单元。滑床台对尖轨和心轨可动部分起着支承作用，其力学性质与密贴力、顶铁力的性质类似，只能传递压力、不能传递拉力，但是其作用方向为垂向。对于滑床台的非线性支承作用，属性设置为只受压不受拉的垂向力。
[0065]
3)考虑了扣件、滑床台胶垫沿线路纵向的可变性。虽然扣件和滑床台胶垫刚度是可变的，但是对于同一扣件或胶垫，其刚度可视为常数，属于线性力，因此，可以在ansys模块中进行设置。
[0066]
步骤4，建立土体-人工边界子模型。
[0067]
据研究表明，轨道交通引起的地基土动应变一般为10-5或更小，土颗粒之间可近似为连续介质，单个土颗粒的变形能够恢复，且认为土颗粒之间的摩擦消耗较小的能量，可以忽略塑性变形所耗能量，综上所述可以将土体看成弹性连续介质。因此，在土体结构建模时将土体按照各层材质的不同分为若干层，每一层假设土体为各向同性弹性体，每层之间不考虑土体间的相对滑动。因此，可采用有限元中的实体单元对各层土体进行模拟。
[0068]
在土体结构建模中，土层的剪切模量和阻尼比是反映动荷载作用下土的力学性能的两个重要指标。同时，土层模型截取的尺寸以及单元网格的大小均会对计算结果造成影响。因此，本节主要研究以上因素的理论建模方式及合理的参数取值。
[0069]
1)土层剪切模量
[0070]
土体在动荷载作用下的弹性模量ed，剪切模量gd，泊松比vd一般可以通过剪切波速与压缩波速之间的关系来计算。
[0071]
土介质的动剪切模量可通过土的密度和剪切波速的关系来计算，即：
[0072][0073]
式中，cs为土层剪切波速，ρ为土层密度。
[0074]
根据剪切波速cs与压缩波速c
p
间的相互关系，二者间相互关系如下式：
[0075][0076]
式中，c
p
为土层压缩波速，k与α为常数，通常k＝1.70～1.83,α＝0.96～1.0。
[0077]
利用土层的对剪切波速cs与压缩波速c
p
，土层的动剪切模量ed和动泊松比vd可通过下式进行计算：
[0078][0079][0080]
2)土层阻尼比
[0081]
在动荷载作用下，土颗粒之间的相互摩擦，将引起振动能量的损耗，这也就产生了土体的材料阻尼。一般情况下，土体阻尼采用试验获得，且该值与土体的性质有关，在分析计算时该值可以采用下式：
[0082]
[0083]
式中为ξ
max
土体最大阻尼比，g、g
max
为土的剪切模量与最大剪切模量。
[0084]
3)土层模型截断尺寸
[0085]
在利用有限单元法计算土—结构相互作用时，需要对半无限域的土体结构做出合理的截断。根据前期研究成果，土体模型尺寸应为研究对象剪切波波长λs的1～1.5倍。
[0086]
4)土层模型单元网格划分
[0087]
振动在土体中传播时，能量波在传播至模型边界处时会产生波的反射，反射波与后续的入射波叠加后边界附近的振动增强，造成了模型边界附近分析结果的误差。因此，本项目通过在截取的有限区域上设置人工边界以减少反射波的能量。
[0088]
对于人工边界的研究目前主要分为全局与局部人工边界两类，其中后者由于其时空解耦特性和广泛适用性，在无限域波动模拟问题中受到重视。对于局部人工边界，目前主要有自由边界、约束边界、粘性边界、粘-弹性边界等。本项目主要采用三维粘-弹性人工边界模型，其等效物理系统的弹簧系数和阻尼系数分别为：
[0089]
切向边界：
[0090][0091]
法向边界：
[0092][0093]
式中r为振源与人工边界间的距离；g为介质剪切模量；α
t
和αn分别为切向和法向粘-弹性人工边界参数，其取值范围分别为0.5～1.0和1.0～2.0。
[0094]
步骤5，建立轮轨不平顺激励模型。
[0095]
轮轨不平顺激励是使运行中车辆及轨道乃至下部结构产生振动的主要原因，是车辆-轨道耦合系统的激励函数。轨道不平顺实质上是一个与线路里程相关的随机过程，是指支承并引导车轮运行的轨道接触面在相同轮载作用下沿实际轨道与理论平顺轨道面的偏差。
[0096]
由于不断提高的铁路运营速度，轨道短波不平顺引起的铁路噪声以及轨道、机车车辆的破坏越来越大，尤其是高速铁路，轨面粗糙度则是系统高频激励的直接来源。
[0097]
轨道检测车无法有效获取轨道短波不平顺，因此要通过钢轨磨耗专用测量设备以获取轨道短波不平顺。根据前期现场测试及国内外资料调研，选取我国石太线的轨道垂向短波不平顺数据进行回归分析后，形成的线路垂向短波不平顺谱表达式：
[0098]
s(f)＝0.036f-3.15
mm2/(l/m)
[0099]
式中，s(f)为轨道不平顺功率谱，单位为mm2·
m；f为空间频率，单位为1/m，波长范围为0.01～1m。
[0100]
需要指出的是，对于轮轨表面粗糙度谱，需要进行轮轨接触滤波，滤波作用函数的表达式为：
[0101][0102]
式中，b为接触椭圆平均半径，j为贝赛尔函数，χ为粗糙度的波长，α为给定波数下
车轮踏面或者钢轨表面上任意两条平行线上粗糙度的相关系数。
[0103]
α的确定较为困难，一般假定两条平行线上粗糙度完全相关，则α趋于0，上式可以简化为：
[0104][0105]
对于轨道不平顺的数值模拟，目前常用的方法主要包括白噪声法、二次滤波法、傅里叶逆变换法、三角级数法等。本发明实施例选用三角级数法进行模拟，采用的随机样本函数为：
[0106][0107]
式中，ξ(x)为不平顺序列；s(ωk)为功率谱密度；φk为相位，在[0，2π]区间内服从均匀分布。δω和ωk分别为频率间隔和频率，可按下式计算：
[0108][0109]
ωk＝ω1+(k-1/2)δω
[0110]
式中，ωn、ω1分别为所取频率的上、下限。
[0111]
步骤6，建立车岔相互作用模型。
[0112]
考虑车辆过岔时，翼轨或护轨可能与轮背发生接触，计算时根据动态轮轨几何关系确定轮背与钢轨的接触压缩量，然后根据接触压缩量及接触刚度求解接触力的大小。轮背与钢轨的接触力可由下式计算：
[0113][0114]
式中，kw是等效接触刚度，δ是接触压缩量。
[0115]
步骤7，联立及求解动力学方程。
[0116]
利用建立的车辆动力学模型、轨道结构子模型、土体-人工边界子模型，按照动力学原理，利用轮轨接触关系将各子模型耦合后进行求解。首先将各子模型的动力学方程整理成矩阵型式：
[0117][0118][0119]
式中，m、c、k分别代表质量、阻尼、刚度矩阵；δ、q分别代表相应自由度的位移、速度、加速度和荷载向量；下标m表示基于多体动力学原理的子模型，f表示基于有限元方法的子模型。
[0120]
联立多刚体模型的运动方程与有限元模型的运动方程，基于轮轨关系，以轨道不平顺作为系统激励，得到耦合系统的运动方程：
[0121]
[0122]
针对所建立的耦合动力学方程，本项目采用newmark-β进行求解从而得到系统各部分的动力响应。
[0123]
在一个可行的实施例中，所述步骤s120中的高速列车空气动力学计算模型包括：
[0124]
建立控制方程、确定边界条件和初始条件、划分计算网格、建立离散方程、离散初始条件和边界条件、给定求解控制参数、求解方程、判断解的收敛性、显示和输出计算结果等。数值风工程的总体计算流程可参照图8。
[0125]
此部分研究工作主要基于流体流动和传热方程的数值模拟计算对列车通过地下空间的隧道空气力学问题进行研究，在模型建立、边界条件选取、湍流模型选择等方面进行分析。
[0126]
步骤1，建立控制方程。
[0127]
流动和传热现象千差万别，但所有的这些流动和传热过程都受到三个基本物理规律的支配，即质量守恒、动量守恒、能量守恒。描述这些守恒定律的数学物理方程被称为控制方程。一般认为，下面一组方程，可以描述牛顿流体的流动和传热问题，该组方程也是列车隧道空气动力学的控制方程。
[0128]
1)质量守恒方程
[0129]
质量守恒定律可表示为：单位时间内流体微元中流体质量的增加等于同一时间内流入该微元体的净质量。根据质量守恒定律，可以得到以下的质量守恒方程(又称连续性方程)：
[0130][0131]
上式中，u、v、w分别为流体在x、y、z三个坐标方向上的速度分量，ρ为流体的密度。
[0132]
2)动量守恒方程
[0133]
动量守恒方程是牛顿第二定律在流体流动中的表现形式，流体微元中流体动量的增加率等于作用于微元体上各种力之和。将流体微元分别在三个坐标方向上应用牛顿第二定律并引入newton切应力公式和stocks表达式，可得到三个坐标方向的动量方程如下：
[0134]
x向动量方程：
[0135][0136]
y向动量方程：
[0137][0138]
z向动量方程
[0139][0140]
其中，μ为流体的动力粘度系数，λ为流体第二分子粘度，一般取-2/3。
[0141]
3)能量守恒方程
[0142]
能量守恒方程反映了流体流动过程中能量守恒的基本性质，即流体微元内热力学能的增加率等于进入流体微元的净热流量加上体积力与表面力对流体微元做的功，再引入导热傅立叶定律，可得出用流体比焓h及温度t表示的能量方程：
[0143][0144]
其中：k
t
是流体的导热系数；sh是流体的内热源；φ是粘性作用机械能转换为热能的部分，称为耗散函数，其表达式如下：
[0145][0146]
式中λdivu为表面力对流体微元所做的功，一般可以忽略；同时，对于理想气体、液体和固体，可以取h＝c
p
t，进一步取c
p
为常数，并把耗散函数φ纳入源项s
t
中，可以得到：
[0147][0148]
其中，s
t
＝sh+φ。
[0149]
4)流体状态方程
[0150]
上述方程中包含u、v、w、ρ、p、t六个未知量，要使方程组有解，还需要补充一个联系ρ和p的状态方程：
[0151]
ρ＝f(p，t)
[0152]
对于理想气体来说：p＝ρrt，其中r为摩尔气体常数。
[0153]
步骤2，联立控制方程。
[0154]
可以看出，尽管这些方程因变量各不相同，但它们均反映了单位时间单位体积内物理量的守恒性质。用φ表示通用变量，则上述各控制方程都可以表示成以下通用形式：
[0155][0156]
式中，φ为通用变量，可以代表u、v、w、t等求解变量；γ为广义扩散系数；s为广义源项。式中从左到右依次为瞬态项(transient term)、对流项(convective term)、扩散项(diffusive term)和源项(source term)。对于特定方程，表1给出φ、γ、s的特定形式。
[0157]
表1通用控制方程中各符号的具体形式
[0158][0159]
步骤3，建立动网格守恒方程。
[0160]
列车的隧道空气动力学问题中，列车与隧道间存在相对运动，进行数值模拟时需要采用移动网格技术。网格移动时要满足网格守恒定律。因此，在数值计算中专门建立了移动网格守恒方程。动网格守恒方程是针对数值模拟计算中存在相对运动问题时所建立的方程，方程在任意一个控制体积中，广义标量的积分守恒方程为：
[0161][0162]
其中，为速度向量，为网格移动速度向量，γ为扩散系数，s
φ
为源项，代表控制体v的边界。
[0163]
步骤4，进行湍流的数值模拟。
[0164]
湍流流动是自然界常见的物理现象，在多数工程问题中流体的流动处于湍流状态，因此，本次研究必须对湍流进行研究分析。
[0165]
湍流模型的选取与所要分析问题的物理过程紧密相关，没有完全普适的模型，像列车这种细长钝体绕流，流动中会产生分离、回流、再附、涡的脱落等复杂流动现象，realizable k-ε模型可以较好的模拟各种复杂流动现象。计算的湍流模型采用realizable k-ε两方程模型，不可压缩流、不计浮力项、无自定义源项的湍流模型方程为：
[0166][0167][0168]
其中：
[0169]
σk＝1.0，σ
ε
＝1.2，c2＝1.9
[0170][0171][0172]
[0173][0174][0175]
利用fluent软件求解非定常可压缩流动的rans方程和realizable k-ε二方程湍流模型，对地下空间的列车风流场进行数值模拟。用有限体积法离散方程，动量、能量、k和ε方程中的对流项采用二阶迎风格式离散，扩散项采用中心差分格式离散。
[0176]
在一个可行的实施例中，所述步骤s130中的轨行区结构—上部建筑结构的整体力学计算模型包括：
[0177]
按大型交通枢纽车站实际尺寸建立三维实体模型，依据不同工况需要对两侧进入枢纽的隧道采用不同的隧道长度，隧道长度的选取以隧道内入口压缩波峰值(对地下空间最大正压的主要影响因素)稳定为界限，且截断长度不小于500m。
[0178]
步骤1，简化计算模型。
[0179]
使大型交通枢纽工程的列车风分析模型可简化至：列车在距离隧道入口有限长度(光滑启动技术)处从0加速到最高时速，后进入有限长度隧道(隧道截断长度问题)，最后进入地下站场，进行多工况计算(udf动网格精确控制技术)。最后在尽量接近真实情形下，以高效率完成列车风分析问题。
[0180]
步骤2，简化建筑结构空间模型。
[0181]
地下空间的建筑结构，保留主要结构物，对一些相对整个结构空间很细小的结构物，如站台面的柱子、电梯等不模拟，对其它与列车的相互影响较小的附属建筑物也不模拟。分析列车风的影响，站台的模拟是一个重要问题，站台边缘距离列车车厢壁的距离，站台与轨顶的相对高度，都是影响列车风的重要因素。
[0182]
步骤3，简化高速列车模型。
[0183]
影响高速列车空气动力特性的因素有三个：列车速度、与列车车体的距离以及列车的几何外形。在一定速度范围内，空气动力与列车速度的平方成正比，因此列车速度对空气动力影响最大。随着与列车距离的接近，空气动力也会增大。最后，车鼻的外形对列车头部扰动引起的空气动力有重要影响。三个因素中，前两个可以通过不同工况进行分析，而车鼻外形及列车的几何外形是影响数值模拟计算结果的重要因素。
[0184]
以crh2车型为例，研究过程中对过站列车外形参数进行了简化，列车表面设定为光滑无棱角的，忽略诸如门把手、手电弓、车灯等突起物，机车与拖车之间及拖车相互之间均无间隙，不考虑风挡，列车底部的转向架和轮对也不予模拟。
[0185]
步骤4，设置网格划分与动网格。
[0186]
在划分网格时，对网格生成的数量和密度还要做相应规划，在大型交通枢纽工程中，列车经过隧道进入地下空间站场，临近列车的区域受列车影响最大，因此这些区域都要加密划分；地下空间有些区域的尺寸相对计算域尺度来说很小，也是需要加密划分的区域。通过对试算后的流场分析，当这些位置能够得到较为理想的计算结果后，最终选定划分方案。
[0187]
一般的，虽然地下空间结构复杂多变，但是列车运行区域相对简单，因此可采用结构化网格和非结构化网格相结合的混合网格划分形式。站场空间部分划分为四面体非结构
化网格，动区域部分划分为六面体结构化网格。
[0188]
步骤5，设置边界条件。
[0189]
流动和传热问题的边界条件主要有入口边界条件、出口边界条件、固壁边界条件、压力边界条件、对称边界条件和周期边界条件等。
[0190]
1)地下空间及隧道壁面边界
[0191]
在受固体边界限定的流动分析时，固体壁面一般按无滑移条件处理，即壁面各速度分量为：
[0192]
u＝v＝w＝0
[0193]
对于除速度外的其它变量则取决于近壁处流动状态。列车壁面采用移动壁面，与列车具有一致的运行速度。
[0194]
2)出入口边界条件
[0195]
常压边界条件一般用于流动速度分布不能确定但压力值已知的边界，典型的常压边界条件通常用于绕固体的外流和多出口的内流中。
[0196]
本研究中，出入口处流场情况复杂，流动速度难以确定，但是出入口都与外界大气压直接联通，因此基本上为定值。因此，在进出口的边界条件设定为常压边界条件。
[0197]
步骤6，初始化列车运行速度。
[0198]
列车的运行初始化问题是影响高速列车隧道空气动力效应的一个关键问题。从真实情况来看，列车运行应从足够远处，从0加速到最高时速，后进入入口隧道，但是，在数值模拟时，起点不能设置过远，只能是列车从接近隧道入口的地方启动，经过一段时间后进入隧道，否则计算规模太大，计算效率低下。
[0199]
解决这一问题通常有两种办法，一种是加长隧道前运行的距离(计算经济性不好)，另一种是采用光滑启动技术。
[0200]
所谓光滑启动，是指列车从隧道前某一位置速度由零开始，缓慢加速，按照一定的加速规律，使得列车在到达隧道前，车速从零加速到满速，然后以满速匀速行驶。光滑启动的加速度和速度有一定的特殊性，列车以按照一定规律变化的加速度逐渐加速，使启动时和达到满速时的速度梯度都为零，另外，在启动时和达到满速时的加速度和加速度的梯度都为零，从而可以保证列车速度平稳变化。为满足上述要求，给出了列车光滑启动的加速规律：
[0201][0202]
式中，t1为列车达到满速所需要的时间，v(t)为列车最后要达到的速度。
[0203]
实施例一
[0204]
某高铁站跨线天桥在列车高速通过时会产生较大的振动响应，分别考虑引起天桥振动的两个因素：
[0205]
1、列车对钢轨的振动激励通过土壤传递到天桥基础引发的天桥振动；
[0206]
2、列车风直接作用在天桥下表面、侧面以及天桥围栏所引发的振动。
[0207]
通过建立轮轨-承轨结构的力学模型，得到轮轨对承轨各节点的激励时程；通过建立列车风空气动力学计算模型，得到列车风对建筑结构动力作用的激励时程。
[0208]
建立天桥有限元分析模型，分别施加上述两种激励荷载，分析得到天桥的振动响应。
[0209]
图9和图10分别为天桥在轮轨激励及列车风作用下的跨中竖向加速度响应，在列车激励作用下的加速度幅值为0.092m/s2，在列车风激励下的加速度幅值则达到约1.3m/s2，是列车振动引起加速度的14倍。
[0210]
根据现场实测的结果，正线列车以350km/h时速通过时，天桥跨中的竖向振动加速度峰值算术平均值为1.400m/s2，如图11所示。
[0211]
由上述分析可以判断，列车高速过站时天桥的振动是由列车风和基础传递振动两方面引起的，但在列车风荷载作用下的振动计算结果与实测振动的波形和幅值均较为接近，因此得出结论列车风是主要因素。可见，在一些情况下，列车风对结构振动的影响是不可忽略的。
[0212]
对于采用了共构结构的大型交通枢纽，高铁列车下穿封闭空间所引起的风压随着列车行驶速度的提高成指数级提高，此时列车风所引起振动在整体车致振动响应中所占的比例也变得不可忽视。
[0213]
同时分析如图12所示的北京大兴国际机场的中心区共构结构部分，和如图13所示的青岛胶东国际机场的中心区非共构部分，二者的最大加速度情况如表2所示。
[0214]
表2北京大兴国际机场与青岛胶东国际机场中心区结构最大响应-加速度(mm/s2)
[0215][0216]
表中：b1-表示地下第1层结构，f1-表示地上第1层结构，f2-表示地上第2层结构，f3-表示地上第3层结构，f4-表示地上第4层结构。
[0217]
如图12所示，北京大兴国际机场在整个中心区范围内都采用了框架结构形式，正线上方框架梁跨度为18m，两边有侧墙，形成一个矩形封闭隧道形式。从表2可见，当列车速度达到350km/h时，列车风引发的结构振动响应已经不可忽略。列车以350km/h过站时，对比仅轮轨力加载、仅列车风加载以及两者同时加载的情况，可以看到仅列车风加载作用下的结构加速度占到了结构总响应的65-90％。
[0218]
如图13所示，青岛胶东国际机场在下穿航站楼主要区域均未采用共构设计方案，列车在隧道中穿行，隧道为独立结构，与航站楼之间有土相隔。从表2可见，对于青岛胶东国际机场而言，列车风激励的影响基本可以忽略，结构的振动响应主要来自于轮轨激励。
[0219]
图14和图15分别为北京大兴国际机场中心区结构与青岛胶东国际机场中心区结构在列车风与轮轨同时激励、仅轮轨激励、仅列车风激励三种情况下的列车振动加速度响应。对比分析可知，在共构结构中，列车风对结构振动的影响是不可忽略的。
[0220]
以上所述的具体实施例，对本发明的目的、技术方案和有益效果进行了进一步详细说明，所以理解的是，以上所述仅为本发明的具体实施方式之一而已，并不用于限定本发
明的保护范围，凡在本发明的精神和原则之内，所做出的任何修改、等同替换、改进等，均应包含在本发明的保护范围之内。