我国铁路沿线风环境复杂多变,对列车运行安全产生严重威胁^{[1, 2]}。风挡结构在列车连挂和运行中起着非常重要的作用^{[3, 4]}。国内外学者采用实车试验、风洞试验、动模型试验和数值模拟手段对列车周围流场进行大量研究,但对列车风挡部位装置对列车气动性能影响则涉及相对较少^{[5, 6, 7, 8, 9, 10]}。梁习锋等人采用数值模拟的方法对小风挡、大风挡及全封闭风挡结构的列车进行模拟^[11],得知采用大风挡和全封闭风挡可明显降低列车运行空气阻力。黄志祥等人采用风洞试验方法优化列车风挡来降低列车气动阻力^[12],得知全封闭外风挡与半封闭外风挡的减阻效果相当。黄志祥等人还对两种风挡的列车进行风洞试验^[13],得知其设计的两种风挡形式只是使得气动阻力在各节车厢之间形成不同的分配,对由各节车厢相加形成的全车气动阻力的试验结果影响很小。杨加寿等人对7种风挡形式进行研究^[14],得知上下和两侧闭式风挡的气动阻力相对较小,也不会使尾车气动升力增加过大。刘宏友等人对铁风挡、橡胶风挡以及折棚式密接风挡列车建立动力学计算模型模拟^[15],得知密接式风挡的运行平稳性最差,因此在设计风挡时需要避免密接式风挡。XIANG H等人对不同侧滑角下列车于风区挡风墙下运行时的气动性能、列车周围流场结构和列车表面气流分离进行深入研究分析^[16]。对车辆间不同外风挡结构形式下高速列车外部流场进行仿真模拟,得出不同外风挡结构形式下高速列车气动力系数及力矩系数随侧滑角变化规律,并确定一个相对最优的外风挡形式。

采用国内外研究列车横风气动性能通用的合成风方法来研究外风挡对列车横风气动性能的影响^{[17, 18]}。来流风速为60 m/s,其马赫数Ma＜0.3,认为空气无压缩性;采用车高H(车顶距轨面距离,此处为3.7 m)作为特征长度,列车周围流场雷诺数Re一般大于5×10⁵,即列车周围流场处于湍流状态。因此,采用定常、黏性、不可压缩流的N-S方程和重组化群(renormalization group,RNG) κ-ε两方程湍流模型来求解整个流场。

采用Fluent 15.0在国家超算广州中心的天河2号集群上进行计算,速度-压力耦合计算采用SIMPLEC(semi-implicit method for pressure-linked equations consistent)算法,对流项采用高阶精度的QUICK格式离散,扩散项采用二阶精度的中心差分格式离散。

计算模型为头车(7.1H)+中间车(6.62H)+尾车(7.1H)3车编组、缩比1∶8的高速列车,总长21.08 H,见图1。车辆连接部位风挡结构分为6种形式,分别为无外风挡(为工况1,简称C₁),半风挡(C₂),全风挡(C₃),外风挡中间开缝0.03 m(C₄),外风挡中间开缝0.18 m(C₅),平滑半风挡(C₆),见图2。

图1(Fig.1)

图1 高速列车模型 Fig.1 Model of high-speed train

图2(Fig.2)

图2 风挡连接装置模型 Fig.2 Model of vestibule diaphragm device

在节约计算资源和保证不影响列车周围流场的前提下,对计算模型表面做了必要且合理的简化,省略了车体表面的扶手、格栅等一些细小部件。对曲面变化较大车体处及风挡等主要关心的流场区域网格进行加密处理。远离列车区域流场对列车气动力和周围流场影响有限,故网格设置相对较为稀疏。由于需要准确模拟车体附面层、扑捉到车辆连接部位风挡处流场以及涡结构的变化,经过预估,车体壁面第一层网格在0.001 m左右,并且考虑了网格长细比对数值计算结果的影响。计算网格进行自适应调整,保证各工况下列车表面第一层网格30 < y+ < 150,空间体网格3000万以上,车体表面网格及空间网格见图3。

图3(Fig.3)

图3 列车网格 Fig.3 Grid of high-speed train

为保证流场充分发展,避免边界对列车周围流场结构造成影响,计算域x方向长度为88 H,y方向宽度为75 H,z方向高度为25 H;为避免入口边界条件的影响,车头部鼻尖点距入口边界为25 H,为避免出口边界条件对列车流场及尾涡变化的影响,尾涡区域为50 H。列车横风气动性能计算区域见图4。

图4(Fig.4)

图4 计算区域示意图 Fig.4 Computational domain

为获得物理问题的唯一解,必须对计算域的边界进行设置。计算流域边界设置见图4,列车给定无滑移壁面边界条件;流域一侧面和一端面设置速度入口边界条件,其速度设置为x方向速度分量为列车运行速度v,y方向速度分量为横风速度u,z方向速度分量等于0。顶面及流域另外端面和侧面均设置为压力出口边界条件,相对压强P_out=0 Pa。为减小地面附面层的干扰,地面给定滑移边界条件,滑移方向和与列车运行方向相反,且速度与列车运行速度一致。靠近车体和地面壁面区域流场采用标准壁面函数控制模拟。

为便于分析,定义各气动力系数及力矩系数如下:

式(1)～(5)中: ρ为空气密度,1.225 kg/m³;v为来流速度,此处为60 m/s;S为参考面积,0.175 m²;D为阻力,N;C为侧向力,N;L为升力,N;M为倾覆力矩,N·m;Δp为流场该处压力与无穷远处压力之差,Pa;b为横向参考长度,0.188 m,倾覆力矩的取矩点距轨距中心0.075 m处;C_d为阻力系数,C_c为侧向力系数;C_l为升力系数；C_m为倾覆力矩系数；C_p为压力系数。

为验证本研究所采用数值算法的正确性,保证计算结果的可靠性与准确度,在中国空气动力研究与发展中心低速所8×6 m²大型低速风洞进行列车风洞试验,列车风洞试验模型见图5。试验列车为1∶8缩比的3车编组钢骨架木质动车组模型。试验中来流风速v为60 m/s,侧滑角β分别为0°、5.15°、10.22°、15.14°和19.72°,侧滑角定义见图6。

图5(Fig.5)

图5 动车组模型 Fig.5 Model of EMU

图6(Fig.6)

图6 侧滑角定义 Fig.6 Defined of sideslip angle

仿真计算中建立与风洞试验相同的1∶8缩比列车模型及风洞流域尺寸计算模型。保证边界条件中来流风速与风洞试验中一致,即仿真计算与风洞试验中的Ma、Re等相似准则中参数的一致;对于仿真计算中来流湍流参数,原则上应该给定,而利用两方程κ-ε模型来计算湍流时,一般情形下无法获得试验时的边界处κ和ε之值。此处根据文献^[19]中计算方法来获取进口处κ和ε。

图7所示为动车组数仿真结果与试验数据随侧滑角β变化曲线。

图7(Fig.7)

图7 试验结果与计算结果比较 Fig.7 Comparison between experimental results and calculation results for aerodynamic force

从图7可以看出,仿真所得列车侧向力系数和升力系数随β变化规律与试验一致,且幅值相近;小侧滑角时,头车侧向力系数的试验值和仿真值偏差相对较大;大侧滑角时,升力系数偏差相对较大;但最大偏差均不超过10％,满足工程应用要求。

为便于分析,定义车长为L。图8为侧滑角β分别为15°、45°和75°时,不同风挡方案下,列车鼻尖顶部区域纵剖面表面压力系数沿车长方向分布。由图8可知,β=15°时,列车表面压力系数沿车身分布规律一致,幅值接近,风挡处压力系数波动差异显著,C₄尤为显著。随着β增大,靠近风挡处列车表面压力系数分布发生明显变化;β=45°时,C₃与其它方案差异明显,其它方案风挡附近压力系数波动明显,而C₃的风挡附近车体表面负压力系数明显大于其它方案;随着β继续增大,这种现象更加显著,且风挡结构对列车表面压力系数的影响范围及强度均明显增强。列车头部流线区域的列车表面压力系数不受风挡结构变化影响,随β增大,不同风挡结构的列车尾部流线型区域表面压力系数分布差异逐渐明显。

图8(Fig.8)

图8 不同方案下,列车纵截面压力系数 Fig.8 Trains surface pressure coefficient of different plans

图9为侧滑角β分别为15°、45°和75°时,不同风挡方案下,水平剖面迎风侧列车表面压力系数沿车长方向分布。由图9可知,不同风挡方案下,风挡区域列车表面压力系数有明显区别。随着β增大,风挡对其附近区域车体表面压力系数影响越明显;β增加至75°时,除列车头部流线型区域外,不同风挡方案下,列车表面压力系数差异显著,C₃的车体表面负压力系数明显小于其它方案。

图9(Fig.9)

图9 不同方案下,列车横截面压力系数 Fig.9 Trains surface pressure coefficient of different plans

图10为不同风挡方案下,列车各节车阻力系数随侧滑角β变化曲线。由图10可知,不同风挡结构方案下列车各节车阻力系数随β变化规律一致,幅值上有明显差异。改变风挡结构导致头车所受阻力方向在不同β下发生变向;β大于30°后,C₂和C₆风挡下头车阻力系数始终最小,且相近。β为15°～75°,C₁风挡下中间车阻力系数始终最大,其余依次为C₅、C₄,其中C₂、C₃和C₆相近且最小。β为15°～75°,C₂和C₆风挡下尾车阻力系数始终最小,且幅值相近。

图10(Fig.10)

图10 列车阻力系数随侧滑角变化 Fig.10 The curve of drag coefficient with angle of sideslip

因此,C₂和C₆的风挡形式对减小横风环境下列车阻力有明显效果。

图11为不同风挡方案下,列车各节车侧向力系数随侧滑角β变化曲线。由图11可知,当β＜50°,C₂和C₆的头车侧向力系数稍微大于其他方案,相差不超过5％,C₁、C₄和C₅的头车侧向力系数基本一致;β＞50°,C₃的头车侧向力系数明显小于其他5种方案,最大相差17.71％。C₃的中间车和尾车侧向力系数均明显小于其它方案,最大差异分别为38.74％和50.24％;在β＜40°,C₄的中间车和尾车侧向力与C₃接近;β＞40°后,与其它方案接近,但明显大于C₃。因此,采用C₃的列车横向气动性能相对最优。

图11(Fig.11)

图11 列车侧向力系数随侧滑角变化 Fig.11 The curve of lateral force coefficient with angle of sideslip

图12为不同风挡方案下,列车各节车升力系数随侧滑角β变化曲线。由图12可知,随β增大,不同风挡方案下的头车升力系数均增大,且幅值相近;β＞60°后,相比升力系数最小的方案而言,C₃头车升力系数增幅可达6.35％。β＞30°后,C₃中间车和尾车升力系数开始明显大于其它方案,且随β增大,差异越明显,最大相差分别为24.91％和17.46％;其它方案的中间车和尾车的升力系数接近。因此,采用C₃的列车垂向气动性能相对最差。

图12(Fig.12)

图12 列车升力系数随侧滑角变化 Fig.12 The curve of lift coefficient with angle of sideslip

图13为不同风挡方案下,列车各节车倾覆力矩系数随侧滑角β变化曲线。由图13可知,风挡形式不改变车辆随β变化规律,β＞40°,C₃的头车倾覆力矩系数开始明显小于其它方案,最大相差7.52％。β＞30°后,C₃的中间车和尾车倾覆力矩系数开始明显小于其它方案,且随β增大差异越显著,分别为13.12％和11.16％;其它方案下的头车、中间车和尾车倾覆力矩系数很接近。因此,在β较小时,各方案的列车抗倾覆性能基本一致,但随β增大,采用C₃的列车抗倾覆性能相对最优。

图13(Fig.13)

图13 列车倾覆力矩系数随侧滑角变化 Fig.13 The curve of overturning moment coefficient with angle of sideslip

对不同风挡结构形式下高速列车横风气动性能数值模拟可得到以下结论:

列车表面压力系数沿车身分布规律基本一致,但风挡处压力系数波动差异显著,相差出现翻倍现象,且对靠近风挡的车体表面区域压力分布干扰明显,开缝0.03 m的全风挡尤为显著。随着侧滑角增大,靠近风挡处列车表面压力系数分布发生明显变化。

不同风挡方案下,列车迎风侧的水平剖面沿车长压力系数分布规律一致,但幅值有明显区别,且随着侧滑角增大,幅值差异越明显。

风挡结构不改变列车阻力系数随侧滑角变化规律,但幅值上有明显差异,差异最大可达176％(排除阻力变向区域);半风挡和平滑风挡对减小风环境下列车阻力有明显效果。风挡结构形式不改变列车侧向力系数、升力系数和倾覆力矩系数随侧滑角的变化规律,且列车侧向力系数、升力系数和倾覆力矩系数随侧滑角增大差异越明显,最大差异分别为17.71％、6.35％和7.52％(由于头车气动性能相对最恶劣,主要以头车为例来说明)。全风挡的列车横向、垂向气动性能和抗倾覆性能相对最优。