横风下列车平顺化对气动特性的影响

梁习锋，邹涌，刘宏康

(中南大学 交通运输工程学院，湖南 长沙 410075)

高速列车气动性能随着运行速度提高会急剧恶化，为了降低高速列车的气动阻力和噪声，改善流场结构，平顺化设计得到了广泛的应用。德国Simense 的Velaro Novo 外风挡采用了完全封闭的流线化处理，车顶做到了光顺无凸起，转向架区域安装了腹板和裙板充分避免了底部复杂的气流分离，因此大幅改善了列车的气动特性，实现了运行速度300 km/h 时能耗减少30%。风挡区域和转向架区域是列车平顺化设计的重点。丁叁叁研究了7种不同类型的风挡外形，发现全包风挡可减阻5.7%。风挡区域周期性脱落旋涡结构会引起噪声，分离的气流会影响下游车体壁面压力脉动，但在采用外包风挡后流动分离会被抑制，压力脉动和噪声会降低。转向架结构复杂，占列车总阻力的20%以上，在列车底部会诱发大量的旋涡，增大流场结构的复杂度，影响列车周围特别是列车底部的气流，而车底气流与道砟飞溅现象密切相关。MANCINI等通过实车试验发现ETR500 列车在转向架部位添加裙板装置可减阻10%，MOON 等通过数值模拟发现裙板能减少气流从侧面进入转向架腔从而降低转向架和车声的压差，达到减阻的目的。刘凤华通过添加转向架底部挡板有效降低了气动阻力。WANG 等比较了简化列车模型(转向架由平板替代)和完整列车模型(转向架仅做一定程度简化)之间的列车风分布差异，转向架会导致尾部湍流更宽、更紊乱。在阵风分析中，这些尾流结构增加了尾部的列车风，在尾流区域产生更高的列车风峰值，增加了损坏轨旁设施的风险。在横风下，风挡和转向架诱发的旋涡结构会受到影响，并进一步对列车的气动特性产生影响，局部列车风的瞬时峰值可能会被横风增强，而速度过高的列车风会损坏轨道周围的基础设施，甚至造成站台上的乘客失稳。苗秀娟等发现在横风下全包围风挡区域流速和表面压力分布均匀，并使整车的气动阻力和侧向力更小。牛纪强等通过数值模拟研究了不同风挡结构形式下高速列车横风气动性能，列车表面压力系数沿车身分布规律受风挡形式影响较小，但在风挡处波动差异显著，所有风挡形式中全风挡列车抗倾覆性能最优，半风挡和平滑风挡对减小风环境下列车阻力效果明显。在10 m/s横风下转向架的阻力可以占到列车总阻力的40%，相较于无横风环境占比进一步提升。转向架处会产生大量分离涡，在横风作用下会进入背风侧，加剧流场的非定常特性，这些旋涡会改变高速列车背风侧列车风和表面压力的分布，进而改变侧向力的特性，部分区域列车风与涡流叠加峰值速度得到增强，对轨道旁的设备和乘客带来了安全隐患。部分学者充分研究了高速列车风挡和转向架区域的平顺化设计，并提出了有效的减阻结构，探讨了不同外包风挡形式在横风下的表现，但往往聚焦于减阻，对流场结构的瞬时特性较少提及。风挡和转向架处都会产生大量分离涡，在横风作用下会对列车背风侧流场产生较大影响，高速列车的倾覆力矩会受到影响，而这与列车的安全平稳运行关系紧密。在WANG等的研究中发现转向架影响了高速列车尾涡，进而改变了尾部列车风峰值，在横风下转向架产生的涡会被吹离车体，对列车背风侧的列车风也可能产生较大影响，需要进一步研究。改进的延迟分离涡模拟(IDDES)综合了雷诺时均(RANS)方法和大涡模拟(LES)方法的优点，同时通过引入分离函数和结合WMLES模型降低了网格相关性，能有效地模拟列车周围的瞬态流场。因此，本文采用IDDES 方法研究横风下风挡和转向架区域平顺化设计对高速列车空气动力学瞬时特性的影响，比较了原始列车模型和平顺化列车模型的瞬时气动力和列车风特性，构建了对应的流场结构图，对侧向力做了频谱分析，为横风下风挡、转向架包覆的优化设计提供了理论依据。

1 数值仿真

1.1 几何模型

随着高铁旅客数量增长，线路运输压力逐渐增大，重联列车得到了更多的应用，因此本文采用了重联列车，简化后共剩下4节车厢，分别为头车、中间车1、中间车2 和尾车。中间车1 和中间车2之间为重联区域，并且保留了流线形车头。参考高度定义为轨道顶部至列车顶部的距离，此处为0.5 m。整个模型的长度为25.7。本文采用2种1：8 高速列车模型，即T-A 模型：原始模型，转向架和风挡均未采取平顺化处理；T-B 模型：平顺化模型，转向架采用全包覆处理，这种转向架形式与Velaro Novo 中的转向架相似，与文献[8]中的转向架模型设置相同，风挡采取了全封闭形式。T-B 模型在经过平顺化处理后，表面是完全光滑的。为了提高网格的质量，对T-A中转向架的一些部件进行了简化，忽略了与转向架无关的一些部件，如车门和受电弓。图1 展示了T-A 和T-B 模型及网格加密。

图1 列车模型和网格加密Fig. 1 Train models and grid refinement employed in the numerical simulations

1.2 计算域和边界条件

图2 展示了列车模型的计算域。速度入口1 位于列车前端8处，迎风面速度入口2 距离列车设为8，合速度设置为60 m/s，偏航角为15°，对应雷诺数为2.0×10；压力出口1至列车尾部的距离为32，这个长度可以保证尾流充分发展。由于背风侧流场较为复杂，需要留出足够的空间让涡流发展，背风面压力出口2 距离设为16。计算域顶面距列车8，底面距列车底部0.05并被设定为动地面。坐标系的原点位于列车末端的地面高度处。

图2 计算域Fig. 2 Sketch of the computational domain

1.3 网格

2 个模型的计算区域均采用非结构六面体网格进行离散。列车附近采用了多级网格加密达到较高的仿真精度，如图1所示。受横风影响，列车背风侧和尾流区域流场更为复杂，因此加密区域更加精细。列车表面边界层数设置为20，增长率为1.2；列车表面的平均+值约为1.5。为了评估网格无关性，T-A 模型采用了3 个级别的加密策略，包括粗、中和细3 种网格，分别对应2 100，3 200 和5 500万网格。

1.4 数值验证

为了验证数值方法的准确性，图3比较了数值模拟和NIU 等风洞实验中的压力系数结果，/表示无量纲距离，为距原点的距离，为特征高度；表1则比较了气动阻力和侧向力，将气动阻力和侧向力做了归一化处理得到对应的力系数C和C，公式(1)和(2)表示归一化过程：

表1 头车气动力对比Table 1 Comparison of aerodynamic forces of the head car

图3 数值方法验证Fig. 3 Verification of numerical method

其中，F和F是分别是气动阻力和侧向力；为空气密度，取1.225 kg/m；u为参考速度，其值为60 m/s；和分别表示列车参考面积和长度。

风洞实验在中国空气动力学研究与发展中心进行，使用了2 车1：8 模型。图中曲线显示，在15°偏航角的横风条件下，列车顶面中心线上的压力系数分布一致性较好。不过由于分离流动相对复杂，且模型的风挡区域、重联区域及列车尾部之前的边界层发展均不同，所以在部分区域压力系数存在差异。与风洞实验数据相比，3 种网格加密策略都没有准确预测压力系数的低点，这在列车尾部较为明显，其中粗网格的结果偏差较大，细网格和中网格的结果较为接近。风洞实验中的模型仅包括2 节车，本文的模型共包括4 节车，因此边界层的增长不同，导致了压力系数的差异。此外，中网格和细网格都能较好地预测头车的阻力系数，误差分别为5.1%和3.5%，但是对侧向力的预测效果较差，这与风洞实验和数值仿真中转向架的差异有关。总的来说，数值仿真结果与风洞实验结果一致性较好，本文的数值方法能够较为准确地预测列车周围的流场。

2 结果和分析

2.1 气动力

表2中列出了气动阻力和侧向力的平均值以及相应的标准偏差。可以看出，T-B 模型的总平均阻力系数远低于T-A模型，差异主要由头车和中间车2 造成，中间车1 和尾车阻力变化相对较小。这与转向架和风挡的包覆密不可分。转向架自身结构复杂，会增加一定的阻力，并且一般头车的转向架阻力较大，采用全包覆后会减小整车阻力。此外，T-A 模型中未封闭的风挡内为负表面压力，这会增大头车和中间车1的表面压差从而增大气动阻力。在横风影响下，头部背风侧强烈的气流分离导致了列车表面负压较大，并且转向架和风挡等阻力较大部件采用了全包覆，阻力大幅减小，因此T-B模型的头车阻力呈现为负值。与气动阻力不同，T-A 模型和T-B 模型的中间车1 和尾车的侧向力差异较大，中间车1侧向力显著上升，尾车侧向力下降较多，这与转向架导致的背风侧流场变化相关，将在下文流场分析中解释。头车和中间车2的侧向力略微下降，并且头车和中间车1 和2 的侧向力相对较大，特别是T-A 模型的中间车1 侧向力达到了0.167 4，车辆侧翻风险更大。此外，气动阻力和侧向力的标准差都呈现了相同的规律，即转向架和风挡的包覆极大地降低了标准差，这表明流场的紊乱度下降，产生了更少的涡流；头车的标准差最小，并且下降幅度最大，后面的车厢会受到前部车厢产生涡流的影响，因此流场更加复杂，标准差也更大。总的来说，在横风作用下，平顺化设计对列车的气动阻力和侧向力的影响较大，气动阻力会大幅下降但是侧向力略有上升，而标准差会显著降低。

表2 气动阻力和侧向力Table 2 Aerodynamic drag force and side force

头车和中间车1 的侧向力的瞬态曲线如图4 所示。T-A 模型的侧向力波动显著大于T-B 模型，显然转向架和风挡使列车周围流场更加紊乱。值得注意的是，T-B 模型的气动力也保持着高频低振幅振荡，如图4(a)中放大框线图中所示。为了进一步分析气动力的差异，图5展示了采用快速傅里叶变换后侧向力的功率谱密度(PSD)，其中各个部件与图4对应。根据特征高度和来流速度，将频率转换为相应的斯特劳哈尔数()，范围为0.1 至10。正如预期的那样，T-A 模型的侧向力总功率谱密度明显大于T-B模型，在头车中该现象更加明显。另一个明显的差异是T-B 模型中，头车和中间车1 的气动力出现了明显的主振型峰，而且主振峰具有相同的模态频率，均为0.505 6。相反的是，T-A 模型总体呈现出平缓的功率谱分布。可能的解释是头车和中间车1 都受到了强烈的大尺度涡旋的影响，这导致T-B 模型中的侧向力出现了明显主频。然而在T-A模型的流场中，转向架极大地改变了头车和中间车1周围的流场，导致涡流发生了变化进而影响了侧向力的频率。

图4 瞬态力曲线Fig. 4 Dynamic force curve

图5 T-A 和 T-B模型功率谱密度分布对比Fig. 5 Comparison of the power spectral density for T-A and T-B models

图6显示了列车表面时均压力系数分布，背风侧图像做了翻转处理，使车头均在左侧。受到横风影响，迎风侧的表面压力分布基本相同，侧向力的差异主要是由背风侧不同的压力分布引起的。对于T-B 模型，背风面可以观察到明显的负压条纹，如图6点框线中所示，这是由大尺度的侧向涡流引起的，该涡流起源于中间车2的头部，出现在风挡之前，因此与风挡联系较弱，差异主要是由转向架造成。相比之下在T-A模型中，由于转向架的影响，中间车2和尾车背风面上的负压区域几乎消失。转向架改变了列车背风侧的流场，影响了细长流向涡流的形成与发展。

图6 列车表面压力系数对比Fig. 6 Comparison of the aerodynamic pressure on the train surface

2.2 列车风

2.2.1 时均列车风

图7 时均列车风Fig. 7 Time-averaged slipstreams

2.2.2 阵风分析

本文根据标准EN 14067-4进行了数值试验。图8 显示了背风侧轨道和站台高度的列车风速度，迎风面受到横风影响列车风在20 次运行中表现出良好的一致性，而在背风面分布差异较大。对于T-B 模型，每次运行车尾前的列车风是相同的，在尾流区域略有不同。T-A 模型的各次运行间的列车风差异很大，且与无横风工况下不同，列车旁边的列车风表现出了巨大的差异性，而之前的实验中，各次运行的列车风差异集中在尾流区域，列车风在列车旁边仅存在细微的差异。转向架诱发的涡流和横风是造成这种现象的原因。横风可以将尾涡吹离测点位置，减少涡流的扰动，在远离车体后会保持测点处的列车风速度与风速一致。转向架会产生大量小尺度涡流，每次运行中这些涡流可能处在不同的周期运动相位且湍流结构存在差异，因此会加剧列车周围的列车风扰动，这些涡流会被横风吹向测点位置并影响测得的列车风结果。并且由于转向架引起的强度较高的湍流，轨道高度处的列车风幅值会被加强。在图8(a)和8(b)中，在头车鼻尖处的列车风峰值之后可以观察到另一个幅值更高的列车风峰值，此现象在图7的时均列车风中也能观察到。多次运行的列车风最高峰值集中在该位置，对轨道旁的设备和施工工人造成了潜在的威胁。此外，T-B 模型近尾流区的列车风峰值也是潜在的安全隐患，多次运行试验的列车风峰值集中在该点。转向架和横风都会显著影响列车风的峰值，尤其是轨道高度处受到转向架的影响很大。

图8 阵风分析Fig. 8 Gust analysis

2.3 流场结构分析

图9 展示了背风侧的瞬时涡流和时均涡流结构。Q 准则等值面由压力系数着色。从图中可看出，风挡处产生的涡流较少而转向架诱发的涡流很多，主要的大尺度涡流受风挡影响较小，因此可以认为流场的差异主要由转向架造成。转向架削弱甚至消除了一些大尺度的涡流，并进一步改变了高速列车的表面压力和周围的列车风。为了更好地区分涡流，图9 中V1～V8 标记的涡流被归类为大尺度涡流，其余为小尺度涡流。T-A 模型附近的瞬时流场比T-B 模型更混乱，因为转向架将在列车底部诱发大量的小尺度涡流，如图9 所示。这些涡旋被横风推向背风侧，并进一步改变背风侧流场，导致局部区域列车风被加强，这也解释了T-A 模型轨道高度处出现了较大的列车风峰值。此外，转向架产生的小尺度涡流可以与V5 等大尺度涡相互作用，导致大尺度涡流结构和强度发生改变，并改变了列车的表面压力和侧向力。T-A 模型和T-B 模型流场中的时均涡流V5 和车体的距离不同，T-B 模型中V5 明显离车体更近，且V5 对应的瞬时结构更加光顺，因此V5 对车体表面压力的影响会更弱。通过比较瞬时和时均涡流结构，还可以发现一些大尺度涡流，如V3，V4 和V6，与转向架产生的涡流相互作用并破碎成了更多小尺度涡流，因此在图9(c)的时均结构中消失，一方面这些小尺度涡流会加剧流场的紊乱程度，增大气动力的震荡，另一方面大尺度涡流消失会减弱对车体表面压力的影响，如图6中提到列车表面的低压区消失。这些大尺度涡流的变化也解释了T-A模型气动力主频消失。总的来说，转向架可以在一定程度上削弱甚至消除大尺度涡的影响，诱发大量的小尺度涡，加剧流场的混乱。

图9 Q准则流场结构Fig. 9 Flow structure around train, visualized by an iso-surface of Q-criterion

3 结论

1) 在横风下，平顺化的列车由于背风侧大尺度涡流引起的负表面压力，侧向力更高，而转向架一定程度上减弱了大尺度涡流对高速列车背风面表面压力的影响，从而减小了侧向力。采用转向架全包覆和风挡包覆的列车气动阻力显著更小。

2) 转向架诱发了大量涡流并对流场产生了巨大扰动，而风挡由于结构简单对流场影响较小。与平顺化列车相比，原始模型中气动力振动更加剧烈。然而受到转向架影响，部分背风侧大尺度涡流结构破碎，侧向力中对应的主频也因此消失。

3) 在横风下，原始列车模型列车风的最高峰值出现在列车头部的轨旁高度处，这是头车排障器处脱落的涡流与转向架产生的涡流共同造成的。背风侧流场结构表明，转向架在列车底部诱发了大量的小尺度旋涡，它们进一步与大尺度涡流相互作用，部分涡流结构改变甚至破碎成了更多小尺度涡流，这导致阵风分析中各次运行间存在较大的差异。