高速列车外风挡安装间距对风挡气动特性的影响

唐明赞，熊小慧，钟睦，王哲



高速列车外风挡安装间距对风挡气动特性的影响

唐明赞1, 2, 3，熊小慧1, 2, 3，钟睦1, 2, 3，王哲1, 2, 3

(1. 中南大学 轨道交通安全教育部重点实验室，湖南 长沙 410075； 2. 中南大学 轨道交通安全关键技术国际合作联合实验室，湖南 长沙 410075； 3. 中南大学 轨道交通列车安全保障技术国家地方联合工程研究中心，湖南 长沙 410075)

为探明空气动力作用下，高速列车外风挡与车体外表面安装间距对风挡气动特性的影响规律，采用三维、定常、不可压缩雷诺时均R-S方程和RNG-双方程湍流模型数值算法，对0，10，20和30 mm不同安装间距的三车编组半包式外风挡高速动车组进行数值模拟，列车明线运行速度等级为350 km/h。研究结果表明：安装间距对于风挡受侧向力影响较大，尤其是橡胶弧顶与来流相对的外风挡所受侧向力与安装间距成二次函数关系，安装间距30 mm的外风挡受侧向力最大为785 N；安装间距对外风挡所受阻力、升力的影响较小，橡胶弧顶相对的两块外风挡阻力方向相反，外风挡气动升力均为负升力且最大为62 N；安装间距导致外风挡表面压力分布呈现规律性变化，将外风挡表面气动压力映射到有限元计算模型上，分析不同安装间距下气动载荷作用对外风挡结构变形与应力的影响。本文研究结果可对外风挡结构强度与优化设计，以及安装位置精度要求提供指导。

高速列车；橡胶风挡；安装间距；气动特性；数值模拟

橡胶外风挡结构被广泛应用于高速列车两车端部连接处，用于减小列车气动阻力，降低气动噪声[1−3]。在多年的应用过程中，一些橡胶外风挡结构安全问题逐渐显现出来，如橡胶外风挡结构变形、列车高速运行时风挡剧烈振动、安装底部出现裂纹或破坏等现象[4]。列车高速运行引起的气动效应及外风挡承受的气动载荷是引起橡胶外风挡异常现象的主要外界原因[5−8]。而目前我国针对风挡受气动载荷方面的研究缺乏，专家学者大都围绕着橡胶外风挡结构对列车气动减阻降噪等方面开展研究。梁习锋等[9]采用数值模拟方法研究小风挡、大风挡和全封闭风挡3种不同结构形式风挡对列车所受空气阻力的影响。杨加寿等[10]研究不同速度等级下7种风挡形式对于车厢和车厢连接处气动性能的影响。黄志祥等[11]采用风洞试验的方法，分别研究高速列车试验模型2~6车编组状态下的各节车箱气动阻力的分布规律，以及2种不同结构外形风挡对3车编组列车模型各节车厢气动阻力的影响。牛纪强等[12]采用数值计算的方法研究列车风挡在不同横风侧向角的条件下，不同结构风挡对于列车表面压力系数与风挡处压力系数的影响。张业等[13]采用1:8的列车缩比模型进行数值计算，研究全封闭原始外风挡、缩比后风挡间缝隙分别为5，7，9 mm的平整外风挡、半包外风挡以及5 mm缝隙前移27 mm的6种外风挡形式对列车各车厢气动性能的影响。刘宏友等[14]建立列车动力学计算模型，对风挡连接装置对于列车动力学性能的影响展开了研究。为研究气动效应引起橡胶外风挡结构安全问题的相关因素，需要考虑列车运行速度、特殊运行工况、外风挡结构形式及外风挡安装位置等因素对于风挡气动载荷的影响。现运营的CRH2和CRH3等一系列高速动车组采用半包式橡胶外风挡结构，并且外风挡与车体外表面存在一定的安装间距，即外风挡与车体表面存在一个小台阶，如图1所示。为探明高速列车外风挡与车体外表面的安装间距对于风挡气动特性的影响规律。本文采用数值模拟的方法，实车测试验证数值计算结果，研究外风挡安装间距分别为0，10，20和30 mm4种工况下列车外风挡处的气动特性，对比分析不同安装间距下外风挡所受气动力、风挡处压力分布以及风挡结构变形的区别。研究结果对橡胶外风挡进行结构强度与优化设计，以及安装位置精度要求提供参考依据。

图1 高速列车半包外风挡及安装间距示意

1 CFD数值计算模型及方法

1.1 计算模型

本文主要分析高速列车外风挡受力，列车中部截面不变，缩短的模型不改变列车流场结构的基本特征[15]，因此计算模型采用3车编组某流线型高速列车。外风挡为半包结构，按照实际建模。受电弓、车窗、车门、转向架等对于计算结果影响较小的部分进行简化处理。

高速列车3车编组的外形参数分别为：车高为4.05 m，宽度为3.38 m，头车与尾车几何外形完全相同且长为27.2 m，中间车长为24.5 m，2车体连接之间宽度为0.65 m，橡胶外风挡之间间隙为0.002 m，头车、尾车流线型部分长度12 m，数值计算整车模型如图2所示。

图2 列车模型

风挡模型根据不同安装间距分为4种模型，分别为外风挡表面与车体表面平齐，即安装间距为0 mm，外风挡表面与车体表面存在10，20和30 mm不同安装间距外风挡结构，半包外风挡模型及安装间距示意如图3所示。

单位：mm

1.2 模型离散化

对于4种计算工况模型采用相同的方法进行离散化，列车模型计算网格及网格剖面如图4所示。对车体、转向架、风挡等区域进行网格加密，保证计算的精确度。车体表面和地面都设置附面层，列车壁面附面层设置6层，附面层厚度5 mm，增长因子为1.3，近壁面网格厚度为0.39 mm。采用近壁面函数法计算得第1层网格质心到壁面的无量纲距离+为86，满足30＜+＜150的计算要求[12]。

(a) 列车模型及部件；(b) 水平剖面；(c) 纵剖面

1.3 计算区域及边界条件

为避免边界条件对所关心区域流场结构的影响，并保证区域内流场的充分发展，计算流域的长、宽、高分别设定为300，120和60 m。列车初始位置头车鼻尖点距入口边界50 m，尾流区长为170 m。计算区域及边界条件设置如图5所示。

单位：m

高速列车明线运行时，计算区域采用相对风速法给定边界条件来模拟列车与气流之间的相对运动。即列车运行前方边界给定与车速方向相反的风速，计算中给定列车前方速度入口边界的均匀来流速度为350 km/h。为了模拟列车与地面之间的相对运动，地面给定滑移壁面边界条件，速度大小与方向与前方速度入口边界一致。

1.4 计算方法

本文研究的高速列车速度等级为350 km/h，其马赫数小于0.3，气流几乎不可压缩。大气压强为101 325 Pa，定义空气流体密度恒定为1.225 kg/m3，空气动力黏度1.789 4×10−5Pa∙s。采用车高4.05 m作为特征长度，列车周围流场雷诺数大于5× 105，即列车周围流场处于湍流状态。考虑到车体周围流场的湍流漩涡，采用RANS方法，湍流模型选择-模型。扩散项使用二阶中心差分格式，对流项选择二阶迎风格式进行离散，使用SIMPLE算法耦合压力−速度场，用迭代法修正压力。

2 CFD数值模拟方法验证

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，采用实车试验方法对计算结果进行验证。

在京沪线上进行高速动车组外风挡压力测试实车试验，试验高速列车为8车编组，试验速度等级350 km/h。8车编组的动车组中间共有7组风挡结构，将头车编号1，依次为每节车厢编号，尾车编号为8，定义第1组风挡为1 & 2风挡，以此类推定义每组风挡，试验车外风挡压力测点位置如图6所示，传感器布置及采集系统如图7所示。压力测试用 KULITE动态压力传感器，量程0~10 kPa，精度0.1%FS，采样时长10 min，频率500 Hz，使用IMC数据采集系统采集与处理数据。

图6 试验列车编组及测点位置

图7 风挡处压力测点、KULITE传感器及IMC采集系统

计算模型头车与中间车之间风挡定义为1 & 2风挡，中间车与尾车之间风挡定义为2 & 3风挡。实车试验时，当1车为头车时，1 & 2风挡在前；当8车为头车时，7 & 8风挡在前。实车试验结果与数值计算结果如表1所示。

表1 实车测试结果与计算结果对比

数值仿真计算结果与实车测试结果相对偏差绝对值均小于10%，满足工程应用要求。

3 计算结果及分析

3.1 气动载荷计算结果分析

3节编组高速列车包括2组外风挡，每组外风挡由4块橡胶组成。由于4块橡胶独立安装，列车两侧流域对称分布，两侧风挡受力规律相同，因此可取一侧风挡进行受力分析，从安装于头车端部位置的外风挡至尾车端部风挡依次编号为fd1，fd2，fd3和fd4，外风挡编号及列车坐标位置如图8所示。

高速列车以350 km/h的速度明线运行时，列车外风挡在不同安装间距下的气动力计算结果列于表2，主要包括阻力(F)，侧向力(F)和升力(F)。图9为橡胶弧顶正对来流方向的外风挡fd2和fd4所受侧向力与安装间距之间关系的拟合曲线。

图8 外风挡编号

表2 不同安装间距外风挡气动力

图9 fd2与fd4所受侧向力与安装间距拟合曲线

表2结果表明，3车编组高速列车明线运行时，外风挡与车体外表面安装间距对于外风挡侧向力有显著的影响。并且同一安装间距条件下，2车端部连接处不同位置外风挡所受气动力不同。

侧向力方面，外风挡与车体外表面从无安装间距(0 mm)依次增加至10，20和30 mm的安装间距，fd2和fd4受侧向力大小与安装间距成二次函数关系，拟合曲线如图9所示。fd2和fd4所受侧向力的变化规律与fd1和fd3的不一致，这与高速列车外风挡特殊的结构形态有关，因为高速列车外风挡是由2块橡胶结构对立安装组成的，2块橡胶的圆弧顶部必然相对，当列车头车在前运行时，fd1与fd3的外侧橡胶圆弧属于背风侧，fd2与fd4的外侧橡胶圆弧属于迎风侧，因此fd2与fd4受到的侧向力相对于fd1与fd3较大，并且不同安装间距下外侧橡胶圆弧为迎风侧的外风挡受侧向力的规律一致。随着安装间距的增加，fd2和fd4受侧向力依次增大，且fd2受侧向力最大。安装间距为10 mm时，fd1和fd3受到的侧向力大于其他3种安装间距风挡，分别为0 mm安装间距的1.7和2倍。不同位置外风挡受侧向力的方向一致，均由车体外侧指向内风挡，且各安装间距下fd2和fd4所受侧向力均大于fd1和fd3。

阻力方面，同一安装台阶下不同位置外风挡所受阻力的大小与方向均有区别，fd1和fd3的阻力方向与列车运行方向一致，而fd2和fd4受力方向与之相反，且fd1和fd3所受阻力数值上大于fd2和fd4，头车端部处的fd1受阻力最大。安装间距从0 mm增大到30 mm，对于风挡所受阻力影响较小，安装间距为10，20和30 mm时风挡所受阻力大于0 mm安装间距的外风挡。

升力方面，外风挡整体受升力较小，且各风挡受到的升力均为负升力。fd2和fd4所受升力数值上大于fd1和fd3，安装间距对于风挡受升力的影响 较小。

3.2 外风挡表面压力分析

通过分析不同安装间距对于外风挡受气动力的影响，可以看出头车与中间车之间的风挡受力较大，尤其是fd2所受侧向力远远高出其他位置风挡。由此选取头车与中间车之间风挡，进一步分析安装间距对于风挡处表面压力的影响。

图10为水平剖面与竖直剖面位置示意图，-剖面为风挡中间位置水平剖面，-剖面为fd2位置处竖直剖面。头车与中间车之间位置处风挡，不同安装间距风挡-剖面的压力云图如11所示，不同安装间距风挡-剖面压力云图如12所示。

图10 风挡处水平剖面与竖直剖面示意图

(a) 0 mm安装间距；(b) 10 mm安装间距；(c) 20 mm安装间距；(d) 30 mm安装间距

由图11所示，安装间距为0 mm时，头车与中间车之间外风挡位置处，在两块橡胶风挡对接部位出现明显的正压区，外风挡外侧表面出现2个对称的负压区。随着风挡安装间距依次增大，正压区向后尾车方向移动，并且正压区面积逐渐扩大，靠中间车端部风挡外表面负压区向后移动至车体表面处。fd2受到的侧向气动力大于fd1，并且fd2外表面存在较大的正压区，所以fd2受到的侧向力方向由外指向内风挡。

通过比较以上不同安装间距风挡的-剖面压力云图可以得出，当安装间距为0 mm时，风挡外表面为负压，随着安装间距的增加，风挡外侧表面压力由负压转变为正压。内风挡上部及上部两侧有条状负压区，且安装间距为10 mm和20 mm时，条状区负压数值上大于30 mm安装间距和0 mm安装间距。安装间距为10，20和30 mm时，风挡下部区域负压数值上较0 mm安装间距大。

为了研究风挡外表面压力分布情况，取fd1和fd2不同高度截面的外表面轮廓线上压力进行比较。3个不同高度截面与外轮廓线位置如图13所示，截面2为车体外轮廓最宽处，风挡截面外轮廓线起点均为风挡外侧根部，轮廓线终点为风挡内侧根部。fd1和fd2截面处外轮廓线压力如14所示。

(a) 0 mm安装间距；(b) 10 mm安装间距；(a) 20 mm安装间距；(b) 30 mm安装间距

图13 不同安装间距风挡外表面压力分布

fd1不同高度截面外轮廓线上压力如图14(a)，14(c)和14(e)所示，由图可知，不同安装间距对于fd1外侧表面压力分布影响较小，压力变化规律相近，而橡胶外风挡弧顶处压力峰值受不同安装间距影响变化较大。fd1风挡外侧表面靠近车体表面处均为负压，沿外轮廓线移至橡胶圆弧过渡处压力逐渐增大转变为正压，两橡胶之间间隙小，因此橡胶圆弧顶部呈较大负压，而风挡内侧压力较小。fd2不同高度截面外轮廓线上压力如图14(b)，14(d)和14(f)所示，不同安装间距对于fd2外表面压力分布影响较大。0 mm安装间距条件下，风挡外侧靠近车体表面处压力为负值，而10，20和30 mm安装间距时风挡外侧靠近车体表面处压力为正值，且随着安装间距的增大，压力幅值也随之增加。外风挡弧面过渡处压力均为正压，弧顶处为负压，风挡内侧压力较小且安装间距对其无显著影响。

(a) fd1截面1外轮廓线压力；(b) fd2截面1外轮廓线压力；(c) fd1截面2外轮廓线压力； (d) fd2截面2外轮廓线压力；(e) fd1截面3外轮廓线压力；(f) fd2截面3外轮廓线压力

3.3 气动载荷作用下外风挡变形与应力分析

为分析不同安装间距下气动载荷对外风挡变形与应力的影响，对气动载荷作用较大的外风挡fd1和fd2进行有限元分析。将CFD求解得到的外风挡表面压力通过插值的方法映射到有限元模型中。橡胶材料的弹性模量取6 MPa，泊松比取0.499 5。

不同安装间距下外风挡的变形与应力结果如表3所示。

表3 不同安装间距下外风挡的变形与应力结果

(a) 变形；(b) 应力

30 mm安装间距下外风挡的变形与应力云图如图15所示。

计算结果表明，高速列车橡胶外风挡在气动载荷的作用下会产生较小变形，外风挡安装间距不同，导致风挡受到气动载荷差异，而橡胶外风挡在不同的气动载荷作用下变形与应力也随之变化。外风挡安装间距分别为0，10，20和30 mm时，最大变形量依次为7.4，9.2，10.6和11.6 mm，由此可见，随着安装间距的增加，外风挡受力变形量越大，并且变形量最大部位主要在橡胶外风挡弧顶位置。外风挡最大位移量与安装间距线性关系如图16 所示。

图16 外风挡最大位移量与安装间距拟合曲线

橡胶外风挡所受应力也随着安装间距的增加而增大，且外风挡应力集中部位主要是在安装角上，整体上看，正对来流的fd2靠近顶部的圆弧位置处应力相对其他位置较大些。

4 结论

1) 不同位置外风挡受侧向力的方向一致，均由车体外侧指向内风挡，且fd2和fd4所受侧向力大于fd1和fd3。

2) 安装间距对外风挡侧向力有显著影响，随着安装间距的增加，fd2和fd4受侧向力增大，并与安装间距成二次函数关系。安装间距对外风挡所受的阻力、升力影响较小，橡胶弧顶相对的2块外风挡受阻力方向相反，外风挡升力均为负升力。

3) 安装间距为0 mm时，头车与中间车之间外风挡位置处，在2块橡胶风挡对接部位出现明显的正压区，外风挡外侧表面出现2个对称的负压区。随着风挡安装间距依次增大，正压区向后方向移动，并且正压区面积逐渐扩大，靠中间车端部风挡外表面负压区向后移动至车体表面处。当安装间距为0 mm时，风挡外表面为负压，随着安装间距的增加，风挡外侧表面压力由负压转变为正压。内风挡上部及上部两侧有条状负压区，且安装间距为10 mm和20 mm时，条状区负压数值上大于30 mm安装间距和0 mm安装间距。安装间距为10，20和30 mm时，风挡下部区域负压数值上较0 mm安装间距大。

4) 高速列车橡胶外风挡在气动载荷的作用下会产生较小变形，安装间距增加，变形量变大，且变形量最大部位在橡胶外风挡弧顶位置。橡胶外风挡所受应力也随着安装间距的增加而增大，且外风挡应力集中部位主要是在安装角上。整体上看，正对来流的fd2靠近顶部的圆弧位置处变形与应力相对其他位置较大些。

5) 从本文研究结果可以看出，安装间距对于橡胶外风挡受力存在一定的影响。研究结果为橡胶风挡生产工艺的改进及安装工艺的选择提供参考。

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Influence of installation spacing of external vestibule diaphragm of high-speed train on aerodynamic characteristics of the vestibule diaphragm

TANG Mingzan1, 2, 3, XIONG Xiaohui1, 2, 3, ZHONG Mu1, 2, 3, WANG Zhe1, 2, 3

(1. Key Laboratory of Traffic Safety on Track (Central South University), Ministry of Education, Changsha 410075, China; 2. Joint International Research Laboratory of Key Technology for Rail Traffic Safety, Changsha 410075, China; 3. National & Local Joint Engineering Research Center of Safety Technology for Rail Vehicle, Changsha 410075, China)

To verify the influence of the aerodynamic force on the aerodynamic characteristics of the vestibule diaphragm, the three-dimensional, steady-state, incompressible Reynolds time-averaged RS equation and RNG-two-equation turbulence model numerical algorithm were used to simulate the aerodynamic characteristics of the vestibule diaphragm. The numerical simulation of the three-car marshalling half-covering type external vestibule diaphragm high-speed EMUs with different installation spacings of 0, 10, 20 and 30 mm was carried out, and the speed of the train running in the open air was 350 km/h. The results show that the installation spacing has a great influence on the lateral force of the vestibule diaphragm, especially the lateral force for external vestibule diaphragm of which the rubber arc top relative to the incoming wind flow, is quadratic dependent on the installation spacing, The maximal lateral force is 785 N with a spacing of 30 mm; the installation spacing has a little influence on the drag and lift force of the external vestibule diaphragm; the drag of the two external vestibule diaphragm which is symmetric about the rubber arc top is in the opposite direction, and the external aerodynamic lifting force is negative and the maximum is 62 N; The installation spacing causes a regular change in the pressure distribution on the outer vestibule diaphragm surface. The surface pneumatic pressure of the vestibule diaphragm is mapped to the finite element calculation model. The effect of aerodynamic loads on the deformation and stress of the vestibule diaphragm structure under different installation spacings is analyzed. The results of this study can provide guidance on the strength and optimal design of the external vestibule diaphragm structure, as well as the accuracy requirements of the installation position.

high-speed train; rubber vestibule diaphragm; installation spacing; aerodynamic performance; numerical simulation

10.19713/j.cnki.43−1423/u.2019.04.003

U270.6

A

1672 − 7029(2019)04 − 0850 − 10

2018−06−01

国家重点研发计划资助项目(2016YFB1200506-03)；中南大学研究生科研创新基金资助项目(2018zzts508)

熊小慧(1978−)，男，湖北天门人，副教授，博士，从事列车空气动力学研究；E−mail：xhxiong@csu.edu.cn

(编辑 阳丽霞)