梁習(xí)鋒，鄒涌，劉宏康

(中南大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院，湖南 長沙 410075)

高速列車氣動性能隨著運(yùn)行速度提高會急劇惡化，為了降低高速列車的氣動阻力和噪聲，改善流場結(jié)構(gòu)，平順化設(shè)計得到了廣泛的應(yīng)用。德國Simense 的Velaro Novo 外風(fēng)擋采用了完全封閉的流線化處理，車頂做到了光順無凸起，轉(zhuǎn)向架區(qū)域安裝了腹板和裙板充分避免了底部復(fù)雜的氣流分離，因此大幅改善了列車的氣動特性，實現(xiàn)了運(yùn)行速度300 km/h 時能耗減少30%。風(fēng)擋區(qū)域和轉(zhuǎn)向架區(qū)域是列車平順化設(shè)計的重點(diǎn)。丁叁叁研究了7種不同類型的風(fēng)擋外形，發(fā)現(xiàn)全包風(fēng)擋可減阻5.7%。風(fēng)擋區(qū)域周期性脫落旋渦結(jié)構(gòu)會引起噪聲，分離的氣流會影響下游車體壁面壓力脈動，但在采用外包風(fēng)擋后流動分離會被抑制，壓力脈動和噪聲會降低。轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)復(fù)雜，占列車總阻力的20%以上，在列車底部會誘發(fā)大量的旋渦，增大流場結(jié)構(gòu)的復(fù)雜度，影響列車周圍特別是列車底部的氣流，而車底氣流與道砟飛濺現(xiàn)象密切相關(guān)。MANCINI等通過實車試驗發(fā)現(xiàn)ETR500 列車在轉(zhuǎn)向架部位添加裙板裝置可減阻10%，MOON 等通過數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)裙板能減少氣流從側(cè)面進(jìn)入轉(zhuǎn)向架腔從而降低轉(zhuǎn)向架和車聲的壓差，達(dá)到減阻的目的。劉鳳華通過添加轉(zhuǎn)向架底部擋板有效降低了氣動阻力。WANG 等比較了簡化列車模型(轉(zhuǎn)向架由平板替代)和完整列車模型(轉(zhuǎn)向架僅做一定程度簡化)之間的列車風(fēng)分布差異，轉(zhuǎn)向架會導(dǎo)致尾部湍流更寬、更紊亂。在陣風(fēng)分析中，這些尾流結(jié)構(gòu)增加了尾部的列車風(fēng)，在尾流區(qū)域產(chǎn)生更高的列車風(fēng)峰值，增加了損壞軌旁設(shè)施的風(fēng)險。在橫風(fēng)下，風(fēng)擋和轉(zhuǎn)向架誘發(fā)的旋渦結(jié)構(gòu)會受到影響，并進(jìn)一步對列車的氣動特性產(chǎn)生影響，局部列車風(fēng)的瞬時峰值可能會被橫風(fēng)增強(qiáng)，而速度過高的列車風(fēng)會損壞軌道周圍的基礎(chǔ)設(shè)施，甚至造成站臺上的乘客失穩(wěn)。苗秀娟等發(fā)現(xiàn)在橫風(fēng)下全包圍風(fēng)擋區(qū)域流速和表面壓力分布均勻，并使整車的氣動阻力和側(cè)向力更小。牛紀(jì)強(qiáng)等通過數(shù)值模擬研究了不同風(fēng)擋結(jié)構(gòu)形式下高速列車橫風(fēng)氣動性能，列車表面壓力系數(shù)沿車身分布規(guī)律受風(fēng)擋形式影響較小，但在風(fēng)擋處波動差異顯著，所有風(fēng)擋形式中全風(fēng)擋列車抗傾覆性能最優(yōu)，半風(fēng)擋和平滑風(fēng)擋對減小風(fēng)環(huán)境下列車阻力效果明顯。在10 m/s橫風(fēng)下轉(zhuǎn)向架的阻力可以占到列車總阻力的40%，相較于無橫風(fēng)環(huán)境占比進(jìn)一步提升。轉(zhuǎn)向架處會產(chǎn)生大量分離渦，在橫風(fēng)作用下會進(jìn)入背風(fēng)側(cè)，加劇流場的非定常特性，這些旋渦會改變高速列車背風(fēng)側(cè)列車風(fēng)和表面壓力的分布，進(jìn)而改變側(cè)向力的特性，部分區(qū)域列車風(fēng)與渦流疊加峰值速度得到增強(qiáng)，對軌道旁的設(shè)備和乘客帶來了安全隱患。部分學(xué)者充分研究了高速列車風(fēng)擋和轉(zhuǎn)向架區(qū)域的平順化設(shè)計，并提出了有效的減阻結(jié)構(gòu)，探討了不同外包風(fēng)擋形式在橫風(fēng)下的表現(xiàn)，但往往聚焦于減阻，對流場結(jié)構(gòu)的瞬時特性較少提及。風(fēng)擋和轉(zhuǎn)向架處都會產(chǎn)生大量分離渦，在橫風(fēng)作用下會對列車背風(fēng)側(cè)流場產(chǎn)生較大影響，高速列車的傾覆力矩會受到影響，而這與列車的安全平穩(wěn)運(yùn)行關(guān)系緊密。在WANG等的研究中發(fā)現(xiàn)轉(zhuǎn)向架影響了高速列車尾渦，進(jìn)而改變了尾部列車風(fēng)峰值，在橫風(fēng)下轉(zhuǎn)向架產(chǎn)生的渦會被吹離車體，對列車背風(fēng)側(cè)的列車風(fēng)也可能產(chǎn)生較大影響，需要進(jìn)一步研究。改進(jìn)的延遲分離渦模擬(IDDES)綜合了雷諾時均(RANS)方法和大渦模擬(LES)方法的優(yōu)點(diǎn)，同時通過引入分離函數(shù)和結(jié)合WMLES模型降低了網(wǎng)格相關(guān)性，能有效地模擬列車周圍的瞬態(tài)流場。因此，本文采用IDDES 方法研究橫風(fēng)下風(fēng)擋和轉(zhuǎn)向架區(qū)域平順化設(shè)計對高速列車空氣動力學(xué)瞬時特性的影響，比較了原始列車模型和平順化列車模型的瞬時氣動力和列車風(fēng)特性，構(gòu)建了對應(yīng)的流場結(jié)構(gòu)圖，對側(cè)向力做了頻譜分析，為橫風(fēng)下風(fēng)擋、轉(zhuǎn)向架包覆的優(yōu)化設(shè)計提供了理論依據(jù)。

1 數(shù)值仿真

1.1 幾何模型

隨著高鐵旅客數(shù)量增長，線路運(yùn)輸壓力逐漸增大，重聯(lián)列車得到了更多的應(yīng)用，因此本文采用了重聯(lián)列車，簡化后共剩下4節(jié)車廂，分別為頭車、中間車1、中間車2 和尾車。中間車1 和中間車2之間為重聯(lián)區(qū)域，并且保留了流線形車頭。參考高度定義為軌道頂部至列車頂部的距離，此處為0.5 m。整個模型的長度為25.7。本文采用2種1：8 高速列車模型，即T-A 模型：原始模型，轉(zhuǎn)向架和風(fēng)擋均未采取平順化處理；T-B 模型：平順化模型，轉(zhuǎn)向架采用全包覆處理，這種轉(zhuǎn)向架形式與Velaro Novo 中的轉(zhuǎn)向架相似，與文獻(xiàn)[8]中的轉(zhuǎn)向架模型設(shè)置相同，風(fēng)擋采取了全封閉形式。T-B 模型在經(jīng)過平順化處理后，表面是完全光滑的。為了提高網(wǎng)格的質(zhì)量，對T-A中轉(zhuǎn)向架的一些部件進(jìn)行了簡化，忽略了與轉(zhuǎn)向架無關(guān)的一些部件，如車門和受電弓。圖1 展示了T-A 和T-B 模型及網(wǎng)格加密。

圖1 列車模型和網(wǎng)格加密Fig. 1 Train models and grid refinement employed in the numerical simulations

1.2 計算域和邊界條件

圖2 展示了列車模型的計算域。速度入口1 位于列車前端8處，迎風(fēng)面速度入口2 距離列車設(shè)為8，合速度設(shè)置為60 m/s，偏航角為15°，對應(yīng)雷諾數(shù)為2.0×10；壓力出口1至列車尾部的距離為32，這個長度可以保證尾流充分發(fā)展。由于背風(fēng)側(cè)流場較為復(fù)雜，需要留出足夠的空間讓渦流發(fā)展，背風(fēng)面壓力出口2 距離設(shè)為16。計算域頂面距列車8，底面距列車底部0.05并被設(shè)定為動地面。坐標(biāo)系的原點(diǎn)位于列車末端的地面高度處。

圖2 計算域Fig. 2 Sketch of the computational domain

1.3 網(wǎng)格

2 個模型的計算區(qū)域均采用非結(jié)構(gòu)六面體網(wǎng)格進(jìn)行離散。列車附近采用了多級網(wǎng)格加密達(dá)到較高的仿真精度，如圖1所示。受橫風(fēng)影響，列車背風(fēng)側(cè)和尾流區(qū)域流場更為復(fù)雜，因此加密區(qū)域更加精細(xì)。列車表面邊界層數(shù)設(shè)置為20，增長率為1.2；列車表面的平均+值約為1.5。為了評估網(wǎng)格無關(guān)性，T-A 模型采用了3 個級別的加密策略，包括粗、中和細(xì)3 種網(wǎng)格，分別對應(yīng)2 100，3 200 和5 500萬網(wǎng)格。

1.4 數(shù)值驗證

為了驗證數(shù)值方法的準(zhǔn)確性，圖3比較了數(shù)值模擬和NIU 等風(fēng)洞實驗中的壓力系數(shù)結(jié)果，/表示無量綱距離，為距原點(diǎn)的距離，為特征高度；表1則比較了氣動阻力和側(cè)向力，將氣動阻力和側(cè)向力做了歸一化處理得到對應(yīng)的力系數(shù)C和C，公式(1)和(2)表示歸一化過程：

表1 頭車氣動力對比Table 1 Comparison of aerodynamic forces of the head car

圖3 數(shù)值方法驗證Fig. 3 Verification of numerical method

其中，F和F是分別是氣動阻力和側(cè)向力；為空氣密度，取1.225 kg/m；u為參考速度，其值為60 m/s；和分別表示列車參考面積和長度。

風(fēng)洞實驗在中國空氣動力學(xué)研究與發(fā)展中心進(jìn)行，使用了2 車1：8 模型。圖中曲線顯示，在15°偏航角的橫風(fēng)條件下，列車頂面中心線上的壓力系數(shù)分布一致性較好。不過由于分離流動相對復(fù)雜，且模型的風(fēng)擋區(qū)域、重聯(lián)區(qū)域及列車尾部之前的邊界層發(fā)展均不同，所以在部分區(qū)域壓力系數(shù)存在差異。與風(fēng)洞實驗數(shù)據(jù)相比，3 種網(wǎng)格加密策略都沒有準(zhǔn)確預(yù)測壓力系數(shù)的低點(diǎn)，這在列車尾部較為明顯，其中粗網(wǎng)格的結(jié)果偏差較大，細(xì)網(wǎng)格和中網(wǎng)格的結(jié)果較為接近。風(fēng)洞實驗中的模型僅包括2 節(jié)車，本文的模型共包括4 節(jié)車，因此邊界層的增長不同，導(dǎo)致了壓力系數(shù)的差異。此外，中網(wǎng)格和細(xì)網(wǎng)格都能較好地預(yù)測頭車的阻力系數(shù)，誤差分別為5.1%和3.5%，但是對側(cè)向力的預(yù)測效果較差，這與風(fēng)洞實驗和數(shù)值仿真中轉(zhuǎn)向架的差異有關(guān)?？偟膩碚f，數(shù)值仿真結(jié)果與風(fēng)洞實驗結(jié)果一致性較好，本文的數(shù)值方法能夠較為準(zhǔn)確地預(yù)測列車周圍的流場。

2 結(jié)果和分析

2.1 氣動力

表2中列出了氣動阻力和側(cè)向力的平均值以及相應(yīng)的標(biāo)準(zhǔn)偏差?？梢钥闯?，T-B 模型的總平均阻力系數(shù)遠(yuǎn)低于T-A模型，差異主要由頭車和中間車2 造成，中間車1 和尾車阻力變化相對較小。這與轉(zhuǎn)向架和風(fēng)擋的包覆密不可分。轉(zhuǎn)向架自身結(jié)構(gòu)復(fù)雜，會增加一定的阻力，并且一般頭車的轉(zhuǎn)向架阻力較大，采用全包覆后會減小整車阻力。此外，T-A 模型中未封閉的風(fēng)擋內(nèi)為負(fù)表面壓力，這會增大頭車和中間車1的表面壓差從而增大氣動阻力。在橫風(fēng)影響下，頭部背風(fēng)側(cè)強(qiáng)烈的氣流分離導(dǎo)致了列車表面負(fù)壓較大，并且轉(zhuǎn)向架和風(fēng)擋等阻力較大部件采用了全包覆，阻力大幅減小，因此T-B模型的頭車阻力呈現(xiàn)為負(fù)值。與氣動阻力不同，T-A 模型和T-B 模型的中間車1 和尾車的側(cè)向力差異較大，中間車1側(cè)向力顯著上升，尾車側(cè)向力下降較多，這與轉(zhuǎn)向架導(dǎo)致的背風(fēng)側(cè)流場變化相關(guān)，將在下文流場分析中解釋。頭車和中間車2的側(cè)向力略微下降，并且頭車和中間車1 和2 的側(cè)向力相對較大，特別是T-A 模型的中間車1 側(cè)向力達(dá)到了0.167 4，車輛側(cè)翻風(fēng)險更大。此外，氣動阻力和側(cè)向力的標(biāo)準(zhǔn)差都呈現(xiàn)了相同的規(guī)律，即轉(zhuǎn)向架和風(fēng)擋的包覆極大地降低了標(biāo)準(zhǔn)差，這表明流場的紊亂度下降，產(chǎn)生了更少的渦流；頭車的標(biāo)準(zhǔn)差最小，并且下降幅度最大，后面的車廂會受到前部車廂產(chǎn)生渦流的影響，因此流場更加復(fù)雜，標(biāo)準(zhǔn)差也更大?？偟膩碚f，在橫風(fēng)作用下，平順化設(shè)計對列車的氣動阻力和側(cè)向力的影響較大，氣動阻力會大幅下降但是側(cè)向力略有上升，而標(biāo)準(zhǔn)差會顯著降低。

表2 氣動阻力和側(cè)向力Table 2 Aerodynamic drag force and side force

頭車和中間車1 的側(cè)向力的瞬態(tài)曲線如圖4 所示。T-A 模型的側(cè)向力波動顯著大于T-B 模型，顯然轉(zhuǎn)向架和風(fēng)擋使列車周圍流場更加紊亂。值得注意的是，T-B 模型的氣動力也保持著高頻低振幅振蕩，如圖4(a)中放大框線圖中所示。為了進(jìn)一步分析氣動力的差異，圖5展示了采用快速傅里葉變換后側(cè)向力的功率譜密度(PSD)，其中各個部件與圖4對應(yīng)。根據(jù)特征高度和來流速度，將頻率轉(zhuǎn)換為相應(yīng)的斯特勞哈爾數(shù)()，范圍為0.1 至10。正如預(yù)期的那樣，T-A 模型的側(cè)向力總功率譜密度明顯大于T-B模型，在頭車中該現(xiàn)象更加明顯。另一個明顯的差異是T-B 模型中，頭車和中間車1 的氣動力出現(xiàn)了明顯的主振型峰，而且主振峰具有相同的模態(tài)頻率，均為0.505 6。相反的是，T-A 模型總體呈現(xiàn)出平緩的功率譜分布?？赡艿慕忉屖穷^車和中間車1 都受到了強(qiáng)烈的大尺度渦旋的影響，這導(dǎo)致T-B 模型中的側(cè)向力出現(xiàn)了明顯主頻。然而在T-A模型的流場中，轉(zhuǎn)向架極大地改變了頭車和中間車1周圍的流場，導(dǎo)致渦流發(fā)生了變化進(jìn)而影響了側(cè)向力的頻率。

圖4 瞬態(tài)力曲線Fig. 4 Dynamic force curve

圖5 T-A 和 T-B模型功率譜密度分布對比Fig. 5 Comparison of the power spectral density for T-A and T-B models

圖6顯示了列車表面時均壓力系數(shù)分布，背風(fēng)側(cè)圖像做了翻轉(zhuǎn)處理，使車頭均在左側(cè)。受到橫風(fēng)影響，迎風(fēng)側(cè)的表面壓力分布基本相同，側(cè)向力的差異主要是由背風(fēng)側(cè)不同的壓力分布引起的。對于T-B 模型，背風(fēng)面可以觀察到明顯的負(fù)壓條紋，如圖6點(diǎn)框線中所示，這是由大尺度的側(cè)向渦流引起的，該渦流起源于中間車2的頭部，出現(xiàn)在風(fēng)擋之前，因此與風(fēng)擋聯(lián)系較弱，差異主要是由轉(zhuǎn)向架造成。相比之下在T-A模型中，由于轉(zhuǎn)向架的影響，中間車2和尾車背風(fēng)面上的負(fù)壓區(qū)域幾乎消失。轉(zhuǎn)向架改變了列車背風(fēng)側(cè)的流場，影響了細(xì)長流向渦流的形成與發(fā)展。

圖6 列車表面壓力系數(shù)對比Fig. 6 Comparison of the aerodynamic pressure on the train surface

2.2 列車風(fēng)

2.2.1 時均列車風(fēng)

圖7 時均列車風(fēng)Fig. 7 Time-averaged slipstreams

2.2.2 陣風(fēng)分析

本文根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)EN 14067-4進(jìn)行了數(shù)值試驗。圖8 顯示了背風(fēng)側(cè)軌道和站臺高度的列車風(fēng)速度，迎風(fēng)面受到橫風(fēng)影響列車風(fēng)在20 次運(yùn)行中表現(xiàn)出良好的一致性，而在背風(fēng)面分布差異較大。對于T-B 模型，每次運(yùn)行車尾前的列車風(fēng)是相同的，在尾流區(qū)域略有不同。T-A 模型的各次運(yùn)行間的列車風(fēng)差異很大，且與無橫風(fēng)工況下不同，列車旁邊的列車風(fēng)表現(xiàn)出了巨大的差異性，而之前的實驗中，各次運(yùn)行的列車風(fēng)差異集中在尾流區(qū)域，列車風(fēng)在列車旁邊僅存在細(xì)微的差異。轉(zhuǎn)向架誘發(fā)的渦流和橫風(fēng)是造成這種現(xiàn)象的原因。橫風(fēng)可以將尾渦吹離測點(diǎn)位置，減少渦流的擾動，在遠(yuǎn)離車體后會保持測點(diǎn)處的列車風(fēng)速度與風(fēng)速一致。轉(zhuǎn)向架會產(chǎn)生大量小尺度渦流，每次運(yùn)行中這些渦流可能處在不同的周期運(yùn)動相位且湍流結(jié)構(gòu)存在差異，因此會加劇列車周圍的列車風(fēng)擾動，這些渦流會被橫風(fēng)吹向測點(diǎn)位置并影響測得的列車風(fēng)結(jié)果。并且由于轉(zhuǎn)向架引起的強(qiáng)度較高的湍流，軌道高度處的列車風(fēng)幅值會被加強(qiáng)。在圖8(a)和8(b)中，在頭車鼻尖處的列車風(fēng)峰值之后可以觀察到另一個幅值更高的列車風(fēng)峰值，此現(xiàn)象在圖7的時均列車風(fēng)中也能觀察到。多次運(yùn)行的列車風(fēng)最高峰值集中在該位置，對軌道旁的設(shè)備和施工工人造成了潛在的威脅。此外，T-B 模型近尾流區(qū)的列車風(fēng)峰值也是潛在的安全隱患，多次運(yùn)行試驗的列車風(fēng)峰值集中在該點(diǎn)。轉(zhuǎn)向架和橫風(fēng)都會顯著影響列車風(fēng)的峰值，尤其是軌道高度處受到轉(zhuǎn)向架的影響很大。

圖8 陣風(fēng)分析Fig. 8 Gust analysis

2.3 流場結(jié)構(gòu)分析

圖9 展示了背風(fēng)側(cè)的瞬時渦流和時均渦流結(jié)構(gòu)。Q 準(zhǔn)則等值面由壓力系數(shù)著色。從圖中可看出，風(fēng)擋處產(chǎn)生的渦流較少而轉(zhuǎn)向架誘發(fā)的渦流很多，主要的大尺度渦流受風(fēng)擋影響較小，因此可以認(rèn)為流場的差異主要由轉(zhuǎn)向架造成。轉(zhuǎn)向架削弱甚至消除了一些大尺度的渦流，并進(jìn)一步改變了高速列車的表面壓力和周圍的列車風(fēng)。為了更好地區(qū)分渦流，圖9 中V1～V8 標(biāo)記的渦流被歸類為大尺度渦流，其余為小尺度渦流。T-A 模型附近的瞬時流場比T-B 模型更混亂，因為轉(zhuǎn)向架將在列車底部誘發(fā)大量的小尺度渦流，如圖9 所示。這些渦旋被橫風(fēng)推向背風(fēng)側(cè)，并進(jìn)一步改變背風(fēng)側(cè)流場，導(dǎo)致局部區(qū)域列車風(fēng)被加強(qiáng)，這也解釋了T-A 模型軌道高度處出現(xiàn)了較大的列車風(fēng)峰值。此外，轉(zhuǎn)向架產(chǎn)生的小尺度渦流可以與V5 等大尺度渦相互作用，導(dǎo)致大尺度渦流結(jié)構(gòu)和強(qiáng)度發(fā)生改變，并改變了列車的表面壓力和側(cè)向力。T-A 模型和T-B 模型流場中的時均渦流V5 和車體的距離不同，T-B 模型中V5 明顯離車體更近，且V5 對應(yīng)的瞬時結(jié)構(gòu)更加光順，因此V5 對車體表面壓力的影響會更弱。通過比較瞬時和時均渦流結(jié)構(gòu)，還可以發(fā)現(xiàn)一些大尺度渦流，如V3，V4 和V6，與轉(zhuǎn)向架產(chǎn)生的渦流相互作用并破碎成了更多小尺度渦流，因此在圖9(c)的時均結(jié)構(gòu)中消失，一方面這些小尺度渦流會加劇流場的紊亂程度，增大氣動力的震蕩，另一方面大尺度渦流消失會減弱對車體表面壓力的影響，如圖6中提到列車表面的低壓區(qū)消失。這些大尺度渦流的變化也解釋了T-A模型氣動力主頻消失?？偟膩碚f，轉(zhuǎn)向架可以在一定程度上削弱甚至消除大尺度渦的影響，誘發(fā)大量的小尺度渦，加劇流場的混亂。

圖9 Q準(zhǔn)則流場結(jié)構(gòu)Fig. 9 Flow structure around train, visualized by an iso-surface of Q-criterion

3 結(jié)論

1) 在橫風(fēng)下，平順化的列車由于背風(fēng)側(cè)大尺度渦流引起的負(fù)表面壓力，側(cè)向力更高，而轉(zhuǎn)向架一定程度上減弱了大尺度渦流對高速列車背風(fēng)面表面壓力的影響，從而減小了側(cè)向力。采用轉(zhuǎn)向架全包覆和風(fēng)擋包覆的列車氣動阻力顯著更小。

2) 轉(zhuǎn)向架誘發(fā)了大量渦流并對流場產(chǎn)生了巨大擾動，而風(fēng)擋由于結(jié)構(gòu)簡單對流場影響較小。與平順化列車相比，原始模型中氣動力振動更加劇烈。然而受到轉(zhuǎn)向架影響，部分背風(fēng)側(cè)大尺度渦流結(jié)構(gòu)破碎，側(cè)向力中對應(yīng)的主頻也因此消失。

3) 在橫風(fēng)下，原始列車模型列車風(fēng)的最高峰值出現(xiàn)在列車頭部的軌旁高度處，這是頭車排障器處脫落的渦流與轉(zhuǎn)向架產(chǎn)生的渦流共同造成的。背風(fēng)側(cè)流場結(jié)構(gòu)表明，轉(zhuǎn)向架在列車底部誘發(fā)了大量的小尺度旋渦，它們進(jìn)一步與大尺度渦流相互作用，部分渦流結(jié)構(gòu)改變甚至破碎成了更多小尺度渦流，這導(dǎo)致陣風(fēng)分析中各次運(yùn)行間存在較大的差異。