王 磊， 駱建軍， 李飛龍

(1. 北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院, 北京 100044； 2. 北京交通大學(xué) 城市地下工程教育部重點實驗室, 北京 100044;3. 北京交通大學(xué) 結(jié)構(gòu)風(fēng)工程與城市風(fēng)環(huán)境北京市重點實驗室, 北京 100044)

高速列車駛?cè)胨淼罆r會產(chǎn)生壓力波[1]，初始壓縮波大小與列車速度的平方成正比[2-4]。隨著高速列車運行速度越來越高，高速鐵路隧道空氣動力學(xué)效應(yīng)將更加顯著[5]。由于空氣黏性效應(yīng)，列車運動時會產(chǎn)生強勁的列車風(fēng)[6]。氣動壓力和列車風(fēng)的共同作用會對人員安全及隧道內(nèi)設(shè)備產(chǎn)生影響，甚至嚴(yán)重威脅列車運行安全。

高速鐵路隧道氣動效應(yīng)已經(jīng)受到越來越多國內(nèi)外學(xué)者的重視。Niu等[7]回顧了列車通過隧道引起的氣動效應(yīng)，并指出影響氣動效應(yīng)的因素包括列車形狀、列車長度、車速、隧道長度、阻塞比、通風(fēng)豎井、環(huán)境風(fēng)和列車交會等。Gilbert等[8-11]分別采用現(xiàn)場試驗和縮比試驗研究了列車通過隧道內(nèi)壓力波的變化規(guī)律，得到壓力波峰值與列車速度之間的關(guān)系。除對氣動壓力進行研究外，隧道內(nèi)氣體流動也備受關(guān)注。Ko等[12]通過動模型試驗，研究了列車通過封閉空間和隧道過程中的瞬態(tài)氣體流動。Sakuma等[13-16]采用實車試驗方法對隧道內(nèi)列車風(fēng)分布規(guī)律進行了研究，表明氣動載荷是導(dǎo)致列車產(chǎn)生橫向振動的主要原因。劉堂紅等[17-18]采用實車試驗和數(shù)值模擬方法研究表明復(fù)線隧道內(nèi)的氣動壓力變化規(guī)律與單線隧道有很大差異。

在我國西部山區(qū)，為了保證線路的平順性，橋梁與隧道、平地與隧道相連接的情況比較常見。目前國內(nèi)外學(xué)者的研究主要集中在無風(fēng)環(huán)境下單列高速列車通過隧道或隧道內(nèi)兩車交會時的氣動特性，關(guān)于橫風(fēng)下高速列車駛?cè)脒^程中隧道內(nèi)氣動效應(yīng)的研究較少。Chen等[19-20]研究了環(huán)境風(fēng)對單車通過隧道、隧道內(nèi)兩車交會時壓力波的變化，不過他們假設(shè)環(huán)境風(fēng)風(fēng)向與列車運動方向平行。實際上，橫風(fēng)下列車駛?cè)胨淼缹?dǎo)致作用在列車上的氣動荷載發(fā)生突變，嚴(yán)重影響列車的安全和乘客的舒適性。因此對橫風(fēng)下列車突入隧道過程進行研究可以深入理解橫風(fēng)對列車氣動性能的影響機理，增強對橫風(fēng)-列車-隧道相互作用的認(rèn)識，對最終提出改善列車氣動性能的防護措施具有重要研究意義。

為此，本文基于高速列車橫風(fēng)作用下流場的非定常、可壓縮湍流特性，建立橫風(fēng)-列車-隧道模型進行仿真計算，研究橫風(fēng)條件下列車突入隧道內(nèi)氣動壓力和列車風(fēng)的變化規(guī)律，以揭示橫風(fēng)-列車-隧道之間的相互作用機理。此外將計算結(jié)果與無風(fēng)環(huán)境進行對比分析，研究橫風(fēng)對列車周圍流場結(jié)構(gòu)的影響，得到橫風(fēng)對隧道內(nèi)瞬變壓力和列車風(fēng)變化的影響機理。

1 數(shù)值模型

1.1 控制方程

橫風(fēng)條件下高速列車運動引起的氣體流動是具有黏性、可壓縮性的非定常三維湍流流動，需要遵循質(zhì)量守恒定律、動量守恒定律和能量守恒定律。

直角坐標(biāo)系下微分形式的質(zhì)量守恒方程為

(1)

式中，t、ρ、xi、ui分別為時間、密度、坐標(biāo)分量和速度分量。

動量守恒方程，即可壓縮N-S方程

(2)

式中：δij為克羅內(nèi)克符號，當(dāng)i=j時，δij=1.0，當(dāng)i≠j，δij=0；μ為動力黏性系數(shù)。

能量守恒方程為

(3)

假定空氣為完全理想氣體，狀態(tài)方程為

p=ρRT

(4)

式中，R為氣體常數(shù)。

以式(1)～式(4)中含有ρ、p、T、ui三分量共6個未知數(shù)，可以組成一個封閉方程組進行求解。

1.2 幾何模型與邊界條件

CRH380A高速列車最高運營速度為400 km/h，本文以8車編組CRH380A列車為對象進行研究。列車寬度、高度分別為3.38 m和3.7 m，橫截面積為11.2 m2。列車頭尾車相同，頭尾流線型長度為12 m，總長度為203 m，如圖1所示。忽略受電弓、轉(zhuǎn)向架等細(xì)部結(jié)構(gòu)，模型為光滑車體。隧道采用中國高速鐵路標(biāo)準(zhǔn)雙線隧道，凈空面積為100 m2，阻塞比為0.112，線間距為5.00 m，車體底部間隙高度為0.20 m，如圖2所示。以列車高度為特征長度，列車速度為400 km/h，雷諾數(shù)Re=2.6×107。

(a) 側(cè)視圖

圖2 隧道斷面示意圖(m)

為保證列車周圍流場在駛?cè)胨淼狼暗玫匠浞职l(fā)展，車頭鼻尖到隧道入口初始距離為100 m。為降低計算成本，選取500 m長隧道進行計算。隧道入口、出口空氣計算域的長×寬×高分別取400 m×250 m×80 m和100 m×100 m×80 m。模型采用大地參考坐標(biāo)系，原點位于隧道入口處，其中x軸沿隧道縱向，y軸和z軸分別代表橫向和豎向。計算域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格離散，列車表面網(wǎng)格最小尺寸為0.02 m，隧道壁面網(wǎng)格最小尺寸為0.2 m，離散后網(wǎng)格不少于1 900萬，隧道洞口處網(wǎng)格如圖3所示。

圖3 隧道入口網(wǎng)格

列車表面、隧道壁面采用無滑移邊界條件，隧道壁面當(dāng)量粗糙度高度取為5 mm[21]，列車表面粗糙度高度取為0.045 mm[22]。高速鐵路隧道洞口一般采用帽檐斜切式結(jié)構(gòu)，能夠顯著降低列車駛?cè)胨淼喇a(chǎn)生的氣動效應(yīng)。本文基于最不利原則考慮，隧道出入口簡化為垂直平面，設(shè)置為無滑移壁面邊界。隧道入口計算域右側(cè)表面采用均勻風(fēng)速度入口邊界，Vw=24.4 m/s，對應(yīng)9級大風(fēng)；左側(cè)、前側(cè)及頂部表面均采用壓力出口邊界，壓力取值標(biāo)準(zhǔn)大氣壓。出口側(cè)空氣域頂部、左右側(cè)及后側(cè)表面采用壓力遠(yuǎn)場邊界，模型尺寸及邊界條件如圖4所示。列車中線到橫風(fēng)入口距離為50 m，到左側(cè)壓力出口距離為200 m，能夠保證列車背風(fēng)側(cè)渦流結(jié)構(gòu)充分發(fā)展。入口計算域的阻塞比為2.3%，滿足BS EN 14067-6:2018《歐洲鐵路標(biāo)準(zhǔn)》阻塞比不超過5%的要求。在列車運動前，首先進行穩(wěn)態(tài)計算，待流場穩(wěn)定后再進行瞬態(tài)計算。為降低計算成本，提高計算效率，采用采用滑移網(wǎng)格技術(shù)模擬列車運動[23-26]。

圖4 模型尺寸及邊界條件(m)

1.3 測點分布

沿隧道縱向設(shè)置若干個監(jiān)測斷面，由于橫風(fēng)對隧道入口附近影響較大，因此在入口附近監(jiān)測斷面加密，距隧道入口分別為0、10 m、20 m、50 m、100 m和150 m，橫斷面測點布置如圖5所示。需要說明的是，為了更加清楚的進行結(jié)果分析，只選擇其中部分測點進行研究。

圖5 測點布置圖(m)

1.4 求解方案

列車在隧道內(nèi)運行時產(chǎn)生三維、可壓縮、非定常流動[27-28]，本文采用非定常、黏性、可壓縮N-S方程和RNGk-ε雙方程湍流模型進行仿真模擬，該模型已被廣泛證明能夠有效應(yīng)用于高速鐵路隧道氣動效應(yīng)研究[29-31]，足以驗證其計算結(jié)果的可靠性。

本文計算采用流體計算軟件Fluent，控制方程通過有限體積法離散，壓力-速度耦合采用SIMPLE算法，對壓力采用迭代法修正。對流-擴散項離散采用二階迎風(fēng)格式，時間導(dǎo)數(shù)采用一階隱式方法進行離散。計算時間步長取為1×10-3s，每個時間步迭代次數(shù)為20次。

2 模型驗證

本文采用國內(nèi)某標(biāo)準(zhǔn)雙線高速鐵路隧道實車試驗驗證本文數(shù)值方法的準(zhǔn)確性。試驗列車采用CRH380A列車編組，列車試驗速度為350 km/h。隧道全長2 908 m。數(shù)值驗證中隧道形式與實際保持一致，長度為2 900 m，求解方法與1.4節(jié)相同，列車類型、編組形式及車速與現(xiàn)場試驗保持一致。沿隧道縱向設(shè)置氣動壓力測點，對列車通過階段測點壓力變化進行監(jiān)測。

為方便空氣動力學(xué)研究，一般對計算結(jié)果采用無量綱系數(shù)進行分析。氣動壓力采用壓力系數(shù)Cp=p/0.5ρv2，其中p、ρ、v分別為氣動壓力值、空氣密度和列車速度。距離隧道入口250 m處的氣動壓力系數(shù)實測與數(shù)值計算曲線，如圖6所示。經(jīng)過對比，現(xiàn)場實測與計算結(jié)果變化規(guī)律基本一致，吻合良好?，F(xiàn)場實測與數(shù)值計算正、負(fù)壓力系數(shù)最大值分別相差12.1%和8.6%，均在工程誤差允許范圍之內(nèi)。現(xiàn)場實測與數(shù)值計算主要差別出現(xiàn)在列車完全駛?cè)胨淼?t=20 s)時，這可能是由于現(xiàn)場試驗環(huán)境的不確定引起的。

圖6 現(xiàn)場實測與計算結(jié)果對比

為進一步驗證橫風(fēng)條件下數(shù)值模型的可靠性，CRH380A兩編組列車以350 km/h的速度在橫風(fēng)風(fēng)速為30 m/s環(huán)境中運行時列車周圍的流場結(jié)構(gòu)，如圖7(a)所示。文獻[32]中CRH3橫風(fēng)下露天行駛時列車周圍流場結(jié)構(gòu)，如圖7(b)所示。對比可知，橫風(fēng)條件下，脫落渦均在頭車流線型背風(fēng)側(cè)產(chǎn)生，兩者流場結(jié)構(gòu)基本相同。

(a) CRH380A

綜上所述，無論有無橫風(fēng)情況，本文采用的數(shù)值模型及求解方法均是可靠的。

3 結(jié)果分析

3.1 瞬變壓力

列車駛?cè)脒^程中隧道入口和距入口50 m處測點壓力系數(shù)變化曲線，如圖8、圖9所示。圖8(a)、圖9(a)為有橫風(fēng)情況，圖8(b)、圖9(b)為無橫風(fēng)情況。對比圖8(a)、圖9(a)可知，列車在橫風(fēng)下駛?cè)胨淼肋^程中(t=0.9～2.7 s)，入口處各測點壓力系數(shù)差異顯著。在車尾駛?cè)胨淼?t=2.7 s)前，迎風(fēng)側(cè)11#測點壓力系數(shù)均為正值，背風(fēng)側(cè)7#～10#測點壓力系數(shù)均為負(fù)值，并且背風(fēng)側(cè)測點壓力系數(shù)波動程度更加嚴(yán)重。

(a) 橫風(fēng)

(a) 橫風(fēng)

測點瞬變壓力變化規(guī)律與列車位置有關(guān)。頭車駛?cè)胨淼罆r(t=0.9 s)，入口處迎風(fēng)側(cè)11#測點正壓力系數(shù)最大，而背風(fēng)側(cè)10#測點負(fù)壓力系數(shù)最大，意味著受列車阻擋迎風(fēng)側(cè)氣流速度降低，壓力增大，在列車表面發(fā)生流動分離，背風(fēng)側(cè)流速增加，壓力值減小，并且測點距離列車越近，壓力系數(shù)絕對值越大，受橫風(fēng)影響程度越大。當(dāng)尾車駛?cè)胨淼罆r(t=2.7 s)，由于列車阻擋效應(yīng)消失，所有測點壓力系數(shù)迅速反向增大。

對比圖8可得不同條件下隧道入口測點壓力系數(shù)峰值，如表1所示。表1中：下標(biāo)H、R為頭、車尾駛?cè)胨淼?；max、min為最大值和最小值。分析可知，在頭車駛?cè)脒^程中，橫風(fēng)對背風(fēng)側(cè)7#～9#測點的Cp-Hmax影響較小，Cp-Hmin影響較大。隨著越來越靠近列車，橫風(fēng)對測點壓力系數(shù)最小值的影響程度降低，10#測點有無橫風(fēng)時最小壓力系數(shù)Cp-Hmin之比為1.64，而7#測點壓力值之比為16.67，究其原因是距離列車愈近，列車運動引起的列車風(fēng)越大，影響程度增強，相反的，橫風(fēng)作用影響程度逐漸降低，與無橫風(fēng)情況下的差別減小。

表1 列車突入過程中入口處壓力系數(shù)峰值

在橫風(fēng)作用下，11#測點的壓力系數(shù)最大值Cp-Hmax、最小值Cp-Hmin分別為0.23和-0.02，無橫風(fēng)時11#測點的Cp-Hmax、Cp-Hmin分別為0.117和-0.129，表明與無橫風(fēng)時相比，橫風(fēng)導(dǎo)致列車迎風(fēng)面正壓力系數(shù)迅速增大，負(fù)壓力系數(shù)急劇降低，列車迎風(fēng)面主要受壓力作用。

尾車駛?cè)胨淼罆r(t=2.7 s)，對比分析可知橫風(fēng)對各測點壓力系數(shù)的影響相對較小。綜上可知，在橫風(fēng)條件下，頭車突入隧道對入口處氣動壓力變化的影響更加顯著。

頭車駛?cè)脒^程中10#、11#測點壓力系數(shù)與到入口距離的關(guān)系曲線，如圖10所示。由圖10可知，背風(fēng)側(cè)10#測點初始壓縮波負(fù)峰值絕對值隨著到入口距離增大而減小，正壓力峰值與峰-峰值大小均隨到入口距離增大而增大，最終在距入口約50 m左右趨于穩(wěn)定。對于迎風(fēng)側(cè)11#測點，無論初始壓縮波正負(fù)峰值還是峰-峰值，數(shù)值大小均隨著到入口距離增加而增大，最終在距離隧道入口約50 m處達到基本穩(wěn)定，幾乎不受到入口距離的影響。由此可知，當(dāng)橫風(fēng)風(fēng)速為24.4 m/s時，影響隧道內(nèi)氣動壓力的范圍不超過50 m。此外，有關(guān)橫風(fēng)風(fēng)速、車速及風(fēng)向與隧道內(nèi)橫風(fēng)影響范圍的關(guān)系需要進行深入研究。

(a) 10#

入口處垂向布置測點的壓力系數(shù)變化曲線，如圖11所示。由圖11可知，越靠近軌面，氣動壓力系數(shù)峰值越大，波動程度越嚴(yán)重，這與無橫風(fēng)條件下測點的氣動壓力規(guī)律相似。聯(lián)合圖8(a)分析可知：入口處背風(fēng)側(cè)氣動壓力為負(fù)值，迎風(fēng)側(cè)氣動壓力值為正；無風(fēng)時壓力基本關(guān)于列車中線對稱分布，橫風(fēng)環(huán)境明顯改變了入口處氣動壓力變化規(guī)律。

(a) 背風(fēng)側(cè)

3.2 列車風(fēng)

列車運動會帶動一定范圍內(nèi)氣體流動，稱之為列車風(fēng)。將列車風(fēng)合速度U沿x、y、z坐標(biāo)軸分解可得橫向分量u、垂向分量v和縱向分量w，并且風(fēng)向與坐標(biāo)軸正向相同，風(fēng)速值為正，反之為負(fù)，可參考圖4所示。為便于對比分析，對列車風(fēng)合速度U、橫向分量u、垂向分量v和縱向分量w分量進行無量綱化處理，表達式分別為U/Vtr、u/Vtr、v/Vtr和w/Vtr，其中Vtr為列車速度?，F(xiàn)研究橫風(fēng)對隧道內(nèi)列車風(fēng)的影響規(guī)律。不同位置測點列車風(fēng)分量隨時間的變化曲線，如圖12～圖16所示。無橫風(fēng)時隧道入口處測點的列車風(fēng)分量時程變化曲線，如圖17所示。

無橫風(fēng)時，在車頭鼻尖駛?cè)肭?t=0.9 s)，各測點的列車風(fēng)分量均為0，只有在車頭通過以后，各測點列車風(fēng)分量的差異開始顯現(xiàn)，并且垂向分量v遠(yuǎn)小于橫向分量u和縱向分量w。對比圖12和圖17，各測點列車風(fēng)分量隨時間的變化規(guī)律發(fā)生明顯變化，表2為有無橫風(fēng)情況下入口處各測點的列車風(fēng)分量最大值。當(dāng)車頭進入隧道時，橫風(fēng)在列車頂部及底部發(fā)生流動分離，在列車背風(fēng)側(cè)形成隨時間、空間變化的旋渦，引起列車背風(fēng)側(cè)測點列車風(fēng)合速度U、橫向分量u和縱向分量w明顯增大，而垂向分量v變化不顯著，例如橫風(fēng)下9#測點列車風(fēng)U、u、w分別是無風(fēng)時對應(yīng)列車風(fēng)分量的3.5倍、4.2倍和1.7倍，說明橫風(fēng)條件對入口處測點的列車風(fēng)橫向分量u影響最大。橫風(fēng)對車頭駛?cè)霑r迎風(fēng)側(cè)測點的列車風(fēng)分量的影響不顯著，值得注意的是，11#測點列車風(fēng)橫向分量流動方向不同。

(a) U

(a) U

(a) U

(a) U

(a) U

(a) U

表2 不同橫風(fēng)情況下入口處測點列車風(fēng)分量最大值

當(dāng)車尾駛?cè)霑r(t=2.7 s)，列車阻擋效應(yīng)逐漸消失，橫風(fēng)對背風(fēng)側(cè)測點的列車風(fēng)分量的影響不明顯，而對迎風(fēng)側(cè)測點列車風(fēng)分量U、橫向分量u和縱向分量w的影響較大，這與橫風(fēng)對車頭駛?cè)霑r列車風(fēng)分量的影響規(guī)律正好相反。從圖12～圖16還可得出，在列車車身駛?cè)胨淼肋^程中(0.9～2.7 s)，迎風(fēng)側(cè)測點的列車風(fēng)分量波動程度較小，而背風(fēng)側(cè)測點的列車風(fēng)分量隨時間變化的波動程度非常明顯，與氣動壓力變化規(guī)律相同。

對圖12～圖16進行對比分析，隨著到入口距離的增大，同一測點的列車風(fēng)分量幅值及波動程度逐漸降低。由以上分析可得，橫風(fēng)分列車風(fēng)U、橫向分量u及縱向分量w影響較大，因此以10#、11#測點為研究對象，分析橫風(fēng)對隧道內(nèi)列車風(fēng)的影響范圍。

車頭駛?cè)霑r10#測點、車尾駛?cè)霑r11#測點的列車風(fēng)分量最大值與測點位置的關(guān)系曲線，如圖18所示。由圖18(a)可知，車頭駛?cè)霑r，由于隧道遮蔽效應(yīng)導(dǎo)致列車風(fēng)U、橫向分量u隨著到入口距離增加先迅速減小，后緩慢增大，距離入口50 m時，列車風(fēng)分量基本不變，縱向分量w先增大后減小，這是因為橫風(fēng)對隧道內(nèi)氣體外流有一定阻擋作用，導(dǎo)致入口處10#測點縱向分量w值最小。隨著到入口距離增大，隧道阻擋效應(yīng)減弱。當(dāng)距離入口50 m時，縱向分量w逐漸趨于穩(wěn)定。由圖18(b)可知，車尾駛?cè)霑r，11#測點的列車風(fēng)分量最大值均隨著到入口距離增加而減小，當(dāng)測點距入口50 m時，列車風(fēng)分量趨于穩(wěn)定。由此可知，無論是迎風(fēng)側(cè)還是背風(fēng)側(cè)，橫風(fēng)對隧道內(nèi)列車風(fēng)的影響距離為50 m，與3.1節(jié)研究結(jié)果一致。

(a) 車頭駛?cè)霑r10#測點

3.3 流場分布

為進一步分析列車在橫風(fēng)條件下突入隧道瞬變壓力及列車風(fēng)的突變機理，以一半列車長度駛?cè)胨淼?t=1.8 s)為例進行分析。兩種情況下列車周圍的流線分布及列車風(fēng)橫向分量u云圖，如圖19、圖20所示。z=2.0 m水平面流場分布圖，見圖19(a)、圖20(a)。對比可知，橫風(fēng)對列車周圍流場分布的影響非常大。當(dāng)列車由橫風(fēng)突入隧道時，由于隧道的屏蔽效應(yīng)，隧道內(nèi)背風(fēng)側(cè)的渦結(jié)構(gòu)迅速消散，隧道入口處的渦旋結(jié)構(gòu)向車尾延伸，并向背風(fēng)側(cè)偏轉(zhuǎn)，伴隨著列車風(fēng)分量u的劇烈變化，表現(xiàn)出明顯的湍流特性。在橫風(fēng)和列車運動作用下，迎風(fēng)側(cè)部分氣體流入隧道內(nèi)部從而在隧道內(nèi)形成順時針的旋渦，見圖19(a)。無橫風(fēng)時，流線由車頭流向車尾，流場基本關(guān)于列車中線對稱分布。列車駛?cè)雰H在在列車尾部和隧道入口外部產(chǎn)生渦旋結(jié)構(gòu)，見圖20(a)。

分析圖19(b)～圖19(d)可知，在橫風(fēng)下，入口處迎風(fēng)側(cè)氣流速度u最大，隨著到入口距離增加，列車風(fēng)橫向分量u逐漸減小。氣流在列車頂部產(chǎn)生分離，在背風(fēng)側(cè)形成隨時間、空間變化的旋渦，引起氣動壓力和氣流速度大幅度波動。對比圖20(b)～圖20(d)可知，無橫風(fēng)時，僅在列車頂部和底部產(chǎn)生小尺度流動分離，橫向氣流速度u變化不大。

(a) z=2 m

(a) z=2 m

4 結(jié) 論

(1) 列車在橫風(fēng)中高速駛?cè)霑r隧道入口附近的氣動壓力規(guī)律發(fā)生明顯變化。在尾車完全駛?cè)胨淼狼?，橫風(fēng)對列車背風(fēng)側(cè)壓力變化影響較大，當(dāng)列車完全進入隧道后橫風(fēng)對氣動壓力的影響不大。此外，頭車突入隧道對入口處氣動壓力變化的影響更加顯著

(2) 列車駛?cè)胨淼啦煌A段，橫風(fēng)效應(yīng)對列車風(fēng)的影響規(guī)律不同。車頭突入隧道時，橫風(fēng)對列車背風(fēng)側(cè)列車風(fēng)分量的影響較大，車尾完全駛?cè)霑r，橫風(fēng)對列車迎風(fēng)側(cè)的列車風(fēng)分量的影響比較嚴(yán)重。

(3) 橫風(fēng)對列車由明線駛?cè)胨淼肋^程中隧道內(nèi)的氣動壓力和列車風(fēng)的影響范圍有限。當(dāng)列車速度為400 km/h，橫風(fēng)速度為24.4 m/s時，橫風(fēng)影響隧道內(nèi)氣動壓力和列車風(fēng)的有效距離為50 m。

(4) 當(dāng)列車由橫風(fēng)突入隧道過程中，由于隧道的遮蔽效應(yīng)，隧道內(nèi)列車風(fēng)渦旋結(jié)構(gòu)迅速消散。在入口處列車背風(fēng)側(cè)形成的渦結(jié)構(gòu)向車尾延伸，并向背風(fēng)側(cè)偏轉(zhuǎn)。橫風(fēng)作用是氣動壓力和氣流速度波動的根本原因。