張曙輝， 楊志剛， 陳 羽

(同濟大學(xué)上海地面交通工具風(fēng)洞中心，上海201804)

高速列車在強側(cè)風(fēng)作用下，由側(cè)風(fēng)效應(yīng)所引起的列車失穩(wěn)和傾覆事故在世界各地時有發(fā)生，側(cè)風(fēng)已經(jīng)成為影響列車安全運行的重要因素之一[1]．大量研究[2～10]指出，在各個風(fēng)向角情況下，列車頭車的側(cè)向力系數(shù)和傾覆力矩系數(shù)大于其他位置車輛，發(fā)生脫軌傾覆的可能性最大，良好的氣動外形在高速列車安全行駛方面起著關(guān)鍵作用．

由于雷諾數(shù)對高速列車風(fēng)洞試驗的影響，需要盡可能采用大尺寸的縮比模型，來減小雷諾數(shù)對氣動力的影響，提高風(fēng)洞試驗中氣動力測量的準(zhǔn)確性，同時減小模型幾何相似性的影響[11]．高速列車是一個細長體，風(fēng)洞側(cè)風(fēng)試驗?zāi)Ｐ偷淖枞纫h遠小于5%，關(guān)鍵制約因素歸結(jié)為列車模型的長度[12]．因此，對風(fēng)洞中側(cè)風(fēng)試驗的更短列車模型的選取進行研究具有重要意義．

本文通過計算流體力學(xué)的方法，對3車、2車、1．5 車(頭車 +0．5 尾車帶轉(zhuǎn)向架)、1．5 車(頭車 +0．5尾車不帶轉(zhuǎn)向架)和1．2車(頭車+0．2尾車)等5種模型的側(cè)風(fēng)氣動特性進行仿真計算，研究了不同側(cè)風(fēng)情況下列車模型的氣動力和流場結(jié)構(gòu)，提供了可以用于風(fēng)洞側(cè)風(fēng)試驗的高速列車模型．

1 數(shù)值模型

1．1 不同側(cè)風(fēng)試驗?zāi)Ｐ?/h3>

高速列車模型采用文獻[13]中提到的方法進行參數(shù)化建模．為了與目前我國高速列車風(fēng)洞試驗?zāi)Ｐ偷某叽绫３忠恢?，使得?shù)值計算具有參考價值，本文數(shù)值計算采用1:8的縮比模型，模型頭尾車流線段長度均為0．75m，總長度分別為9．375m，6．25m，4．6875m，4．6875m 和 3．75m 的五種模型，分別記為 A，B，C，D 和 E，見圖1所示．其中，模型A為3車編組(頭車+中間車+尾車)，模型B為2車編組(頭車+尾車)，模型C、D均為1．5車編組(頭車+0．5尾車)，區(qū)別在于模型C尾車帶一個轉(zhuǎn)向架，而D尾車不帶轉(zhuǎn)向架，模型E為1．2車編組(頭車+0．2尾車)．模型A和B的頭尾車外形相同，模型C、D和E的尾車采用文獻[14]的方法進行建模．

1．2 計算區(qū)域及網(wǎng)格劃分

計算域分為來流區(qū)和尾流區(qū)，根據(jù)繞流流場的特性，尾流區(qū)取較大值，在列車后側(cè)和背風(fēng)側(cè)取較大值，本文計算域為:長8L，寬30W，高13H的長方體，其中L為單節(jié)車長，W為車寬，H為車高．如圖2所示．

在本次計算中，使用了混合型網(wǎng)格進行空間離散，在近車體區(qū)域使用三棱柱和四面體網(wǎng)格，而在距離車體較遠的區(qū)域采用的是六面體網(wǎng)格．為了更準(zhǔn)確地計算車體表面摩擦阻力，在車體、轉(zhuǎn)向架和軌道表面生成邊界層網(wǎng)格，邊界層第一層網(wǎng)格厚度為1mm．A～E模型的計算網(wǎng)格數(shù)分別為700萬，600萬，513萬，490萬和470萬．

圖1 不同列車模型示意圖

圖2 計算域及速度的表示

1．3 條件設(shè)置和計算工況

選用基于有限體積法的商用CFD軟件Fluent進行求解．湍流模型采用Realizable κ－ε兩方程模型，并選用SIMPLE壓力修正法．在邊界條件的設(shè)置上，地面設(shè)置為移動地面，速度大小和方向均與來流速度一致，以模擬列車和地面之間的相對運動;頂部設(shè)為對稱邊界條件;列車車身、轉(zhuǎn)向架和軌道設(shè)為無滑移速度的固壁邊界條件;主流方向入口和側(cè)向入口均設(shè)置為速度入口，列車正前方均勻來流與列車運行速度Vt等值反向，側(cè)風(fēng)速度為Vcw，二者的合成速度為V，合成速度V與來流方向的夾角定義為合成風(fēng)向角，參見圖2;主流方向出口和側(cè)向出口均設(shè)為壓力出口，靜壓值為零，即全場參考壓力面．通過上述計算方法，對每個模型分別計算了以下4種工況，如表1所示．

表1 計算工況

2 計算結(jié)果和分析

在有側(cè)風(fēng)工況下，不僅關(guān)心列車阻力，列車的行車安全性更是人們關(guān)注的一個重點．一般用側(cè)向力系數(shù)、升力系數(shù)和傾覆力矩系數(shù)來描述列車的側(cè)風(fēng)穩(wěn)定性．頭車的側(cè)向力系數(shù)、升力系數(shù)及傾覆力矩系數(shù)與高速列車在大風(fēng)下的行駛穩(wěn)定性密切相關(guān)，阻力系數(shù)與列車動力匹配密切相關(guān)，以上4個系數(shù)是高速列車風(fēng)洞側(cè)風(fēng)模型試驗評價的最主要參數(shù)．各空氣動力系數(shù)定義方式如下:

阻力系數(shù)

升力系數(shù)

側(cè)向力系數(shù)

傾覆力矩系數(shù)

式中，F(xiàn)x，F(xiàn)y和Fz分別為列車受到的阻力、側(cè)向力和升力，N;Mx為作用于列車的傾覆力矩，N·m;q∞為來流動壓，Pa;ρ為來流空氣的密度，取1．225kg·m－3;V∞為特征速度，本文取為各工況的合成速度m·s－1，Sx，Sy和Sz分別為列車的橫截面積、側(cè)向投影面積和水平投影面積，m2;lyz為列車的高度，m．

2．1 不同試驗?zāi)Ｐ蛯︻^車氣動力的影響

不同側(cè)向風(fēng)速下，不同試驗?zāi)Ｐ蛯︻^車氣動力的影響如圖3所示．從圖中可以看出，相同側(cè)風(fēng)條件下，不同試驗?zāi)Ｐ皖^車的阻力系數(shù)、升力系數(shù)、側(cè)向力系數(shù)和傾覆力矩系數(shù)存在差別，但是差異不大．針對上述計算結(jié)果給出的解釋是:無論選取何種模型，氣流都是從列車頭部開始沿著列車流動的，在列車頭部模型不變的情況下，相同車速和側(cè)風(fēng)條件下，列車的外部繞流流場結(jié)構(gòu)相似．

考慮到高速列車在側(cè)風(fēng)環(huán)境中的安全行駛性能，在風(fēng)洞側(cè)風(fēng)試驗中，我們更多關(guān)注的是側(cè)向力系數(shù)和傾覆力矩系數(shù)這兩個物理量．從圖3(c)(d)可以看出，在每個側(cè)向風(fēng)速下，模型A，B，C和E的側(cè)向力系數(shù)和傾覆力矩都是依次遞減的，且側(cè)向風(fēng)速越大減少量越大．側(cè)向風(fēng)速為20m/s時，側(cè)向力系數(shù)降低了3．24%，傾覆力矩系數(shù)降低了3．42%．從模型A到模型E，側(cè)風(fēng)試驗?zāi)Ｐ偷木幗M長度是逐漸減小的，頭車后面的中間車或尾車的底部結(jié)構(gòu)不同，流動的發(fā)展因模型長度和底部結(jié)構(gòu)的不同而出現(xiàn)差異．因此，不同模型的氣動力系數(shù)各不相同．

圖3 不同列車模型對頭車氣動力的影響

經(jīng)過以上分析可知，采用模型E即1．2車模型代替三車模型進行高速列車的風(fēng)洞側(cè)風(fēng)試驗，并通過分析頭車的氣動力特性來評估整車的氣動安全性是可行的．

2．2 頭車各部分對氣動力系數(shù)的貢獻情況

為了研究不同試驗?zāi)Ｐ蛯α熊囶^車氣動力的影響及其位置，本文將頭車沿列車行駛方向劃分成4個區(qū)域，如圖4所示．其中，區(qū)域Ⅰ為頭車流線段，區(qū)域Ⅱ、Ⅲ和Ⅳ為頭車車身段沿流動方向的不同位置區(qū)域．

圖4 頭車區(qū)域劃分情況

通過計算流體力學(xué)的方法，可以得到不同區(qū)域所受到的氣動力及其對總氣動力的貢獻情況．基于側(cè)風(fēng)安全性的考量，本節(jié)的關(guān)注點依然是側(cè)向力系和傾覆力矩系數(shù)．特定的列車速度(本文為200km/h)，對于不同的側(cè)向風(fēng)速，合成風(fēng)向角即偏航角不同．研究發(fā)現(xiàn)，從小偏航角工況(側(cè)向風(fēng)速5m/s)到大偏航角工況(側(cè)向風(fēng)速20m/s)，不同區(qū)域?qū)︻^車氣動力的貢獻情況是有區(qū)別的，如圖5所示．

圖5 頭車不同區(qū)域的受力情況

在小偏航角工況下，區(qū)域Ⅲ和Ⅳ受到的側(cè)向力和傾覆力矩特別是區(qū)域Ⅳ所占的比重很小，而對于大偏航角工況，頭車后半部占總量的比重增加．從圖5(a)和(b)可以看出:小偏航角工況下，區(qū)域Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ受到的側(cè)向力和傾覆力矩在不同模型之間規(guī)律不明顯;區(qū)域Ⅳ受到的側(cè)向力從模型A到E減小了70．58%，傾覆力矩減小了57．11%．從圖5(c)和(d)可以看出:大偏航角工況下，區(qū)域Ⅰ和Ⅱ的側(cè)向力和傾覆力矩與模型無關(guān);對于側(cè)向力系數(shù)，從模型A到E，區(qū)域Ⅲ減小了8．38%，區(qū)域Ⅳ減小了12．35%;對于傾覆力矩系數(shù)，從模型A到E，區(qū)域Ⅲ減小了8．49%，區(qū)域Ⅳ減小了11．45%．綜合考慮不同區(qū)域氣動力的變化量及貢獻比重，可得出結(jié)論:各個模型的頭車側(cè)風(fēng)性能存在差異的原因在于區(qū)域Ⅲ和Ⅳ受到的側(cè)向力和傾覆力矩不同，且主要差異來源于區(qū)域Ⅳ．

2．3 不同側(cè)風(fēng)試驗?zāi)Ｐ土鲌龇治?/h3>

列車的外部繞流流場直接影響列車各個部分所受到的氣動力，為了研究同一工況不同模型受力不同的原因，需要分析不同模型在不同工況下的外部繞流流場．

研究發(fā)現(xiàn)，大、小偏航角工況下的流場結(jié)構(gòu)存在一定的差異．小偏航角工況下(車速200km/h，側(cè)風(fēng)5m/s)頭車末端的背風(fēng)側(cè)存在一個附著于壁面且順時針方向旋轉(zhuǎn)的小尺度分離渦，渦核位置在豎直方向上位于半車高偏上的位置;大偏航角工況下(車速200km/h，側(cè)風(fēng)20m/s)，相同的位置有兩個旋轉(zhuǎn)方向相反的分離渦存在，這兩個分離渦的尺寸和渦核位置對于不同的模型而言存在差別，影響壓力分布．由于篇幅所限，本文只給出大偏航角工況下頭車末端橫截面的流線圖，如圖6所示．

從圖6中可以看出，模型A、B和C橫截面上的流線圖基本無差別，模型D和E的橫截面上的流線圖相似，但明顯區(qū)別于前三者．原因在于，此處的流場結(jié)構(gòu)受前方發(fā)展而來的分離渦、尾渦和底部結(jié)構(gòu)的影響．前三個模型在此截面前后的底部位置均有一個轉(zhuǎn)向架，而模型D和E在此截面后沒有轉(zhuǎn)向架．

通過特征向量法確定各模型渦核位置，渦核尋找基于臨界點理論展開．以大偏航角工況為例，從圖6(a)～(e)可看出，渦核位置隨著模型長度的縮短向車體背風(fēng)側(cè)靠近，渦核與列車縱向?qū)ΨQ截面的距離從2．59B減小到2．52B，橫向距離降低2．7%．負壓區(qū)向著車體移動，影響頭車末端的側(cè)向氣動性能．

為了進一步探索能否采用更短的模型進行高速列車風(fēng)洞側(cè)風(fēng)試驗，需對比分析模型A和E車身表面的壓力分布云圖．經(jīng)上文分析得知，列車頭車的前三個區(qū)域幾乎無差異，下文僅對部分區(qū)域的表面壓力分布云圖進行重點闡述．分析頭車區(qū)域Ⅳ和緊鄰其后0．2倍車長區(qū)域在大、小偏航角工況下的壓力分布，如圖7所示．可以看出，模型E區(qū)域Ⅳ迎風(fēng)側(cè)的壓力分布明顯異于模型A，迎風(fēng)側(cè)和背風(fēng)側(cè)的壓力差決定了側(cè)向力的大?。砻鎵毫Ψ植际芮胺絹砹鞯陌l(fā)展運動、底部結(jié)構(gòu)和尾部結(jié)構(gòu)這三者的共同作用，觀察模型E的區(qū)域Ⅳ和尾車的表面壓力分布，可以發(fā)現(xiàn)尾部負壓區(qū)影響到前面區(qū)域的壓力分布和流場結(jié)構(gòu)，影響范圍最大為0．16倍車長，因此不建議使用更短的模型．

圖6 頭車末端橫截面流線圖(圖中B表示半車寬)

圖7 列車表面迎風(fēng)側(cè)和背風(fēng)側(cè)的壓力分布云圖

3 結(jié)論

通過數(shù)值模擬計算的方法，研究了側(cè)風(fēng)工況下，不同側(cè)風(fēng)試驗?zāi)Ｐ蛯Ω咚倭熊嚉鈩犹匦缘挠绊懸?guī)律，得到了以下結(jié)論:

(1)相同側(cè)向風(fēng)速下，高速列車風(fēng)洞側(cè)風(fēng)試驗?zāi)Ｐ蛯︻^車的阻力系數(shù)、升力系數(shù)、側(cè)向力系數(shù)和傾覆力矩系數(shù)影響不大，可以采用更短編組長度的列車模型E(1．2車模型)代替模型A(三車聯(lián)掛模型)，對列車的側(cè)風(fēng)穩(wěn)定性進行評估．

(2)相同的列車運行速度和側(cè)向風(fēng)速下，氣流都是從列車前端繞相同的頭車沿列車流動的，外部繞流流場結(jié)構(gòu)和列車表面壓力分布的差異不大．因此，可以采用1．2車模型代替三車模型進行風(fēng)洞側(cè)風(fēng)試驗，但考慮到尾車結(jié)構(gòu)對頭車末端區(qū)域Ⅳ的流場和壓力分布的干擾，不建議采用更短的模型．

[1] Andersson E，Haggstrom J，Sima M．Assessment of Train － Overturning Risk Due to Strong Cross － Winds[J]．Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers Part F－Journal of Rail and Rapid Transit，2004，218(3):213 －223．

[2] 毛軍，郗艷紅，楊國偉．側(cè)風(fēng)風(fēng)場特征對高速列車氣動性能作用的研究[J]．鐵道學(xué)報，2011，33(4):22－30．

[3] 任尊松，徐宇公，王璐雷，等．強側(cè)風(fēng)對高速列車運行安全性影響研究[J]．鐵道學(xué)報，2006，28(6):46－50．

[4] 田紅旗，高廣軍．270km*h－1高速列車氣動力性能研究[J]．中國鐵道科學(xué)，2003，24(2):14 －18．

[5] 張在中，周丹．不同頭部外形高速列車氣動性能風(fēng)洞試驗研究[J]．中南大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版)，2013，44(6):2603－2608．

[6] 黃志祥，陳立，蔣科林．高速列車模型編組長度和風(fēng)擋結(jié)構(gòu)對氣動阻力的影響[J]．實驗流體力學(xué)，2012，26(5):36－41．

[7] 馬靜，賈青，楊志剛．基于數(shù)值計算的高速列車氣動阻力風(fēng)洞試驗縮比模型選取方法[J]．計算機輔助工程，2007，16(3):110－118．

[8] 毛軍，郗艷紅，楊國偉．列車編成輛數(shù)對高速列車橫風(fēng)氣動特性影響的數(shù)值研究[J]．中國鐵道科學(xué)，2012，33(1):78－85．

[9] 郗艷紅，毛軍，李明高，等．高速列車側(cè)風(fēng)效應(yīng)的數(shù)值模擬[J]．北京交通大學(xué)學(xué)報，2010，34(1):14－19．

[10] 黃志祥，陳立，蔣科林．高速列車空氣動力學(xué)特性的風(fēng)洞試驗研究[J]．鐵道車輛，2011，49(12):1－5．

[11] Backer C J，Brockie N J．Wind Tunnel Tests to Obtain Aerodynamic Drag Coefficients:Reynolds Number and Ground Simulation Effects．Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，1991，38:23 －28．

[12] Chen Yu，Yang Zhigang，Wang Weijie，Gao Zhe．Effect of Length on Aerodynamics of High Speed Train Models[C]．The Sixth International Conference on Nonlinear Mechanics(ICNM－VI)，2013:468－472．

[13] 張偉．高速列車外形參數(shù)化設(shè)計[D]．成都:西南交通大學(xué)，1999．

[14] Railway applications－Aerodynamics－Part 6:Requirements and Test Procedures for Cross Wind Assessment．FprEN 14067－6:2009．