瞬態風場下帶風屏障的高架橋上高速列車氣動特性

吳超,杜禮明

(大連交通大學 交通運輸工程學院，遼寧 大連 116028)*

瞬態風場下帶風屏障的高架橋上高速列車氣動特性

吳超,杜禮明

(大連交通大學 交通運輸工程學院，遼寧 大連 116028)*

通過數值方法研究了中國帽型瞬態風中高速列車在帶風屏障的高架橋上運行時的氣動性能，并與恒定橫風場下的情況進行了對比分析.結果表明，恒定側風下高速列車頭車周圍的流場結構最為復雜，氣動載荷變化最顯著，而瞬態風作用下高速列車氣動性能表現出一定時滯性，列車時速為300 km/h時，風速從13.8 m/s遞增到23.46 m/s再遞減至13.8 m/s過程中，列車所受到的氣動力及氣動力矩均發生顯著波動，這與穩定橫風下列車受到的恒定側向力明顯不同.當列車以時速200～400 km/h運行時，車速每增加50 km/h，列車運行的最大阻力增長9%～10%，其他氣動力也隨車速穩步增長，氣動力矩的增大幅度則隨車速的增長有顯著加大趨勢.

自然瞬態風；高速列車；高架橋聲屏障；氣動特性；數值分析

0 引言

強橫風作用是影響高速列車側風穩定性的主要因素之一，使列車發生脫軌或傾覆的危險性增大.近年來，各國學者對高速列車風致安全性問題開展了大量研究，以提出應對大風的策略.羅建斌等[1]采用數值模擬方法探討橫風中高架橋聲屏障高度對高速列車氣動特性的影響.然而，自然風具有明顯的隨機性，穩態方法無法預測其不確定性特征.文獻[2-3] 建立了陣風環境下車輛運行可靠性的分析方法.但理想陣風是對自然風的一種抽象形式，只考慮自然風速的最大幅值和持續時間，不能預測出自然風的脈動特性.文獻[4]基于COOPER理論和諧波疊加法計算了隨高速列車移動的點的脈動風速，并推導出非定常氣動載荷的概率分布特性.但現階段該統計特性很難與計算流體動力學軟件實現對接，只能提供理論上的統計數據，不能在三維模型上實現自然風動態的變化過程.

本文采用歐洲通用標準(TSI)提出的“Chinese hat”動態風場模型[5]來近似模擬動態風場，將動態風速歷程用雙三角函數描述，建立有風屏障的雙線高架橋上高速列車空氣動力學的仿真模型，并通過Fluent軟件的UDF功能模擬自然瞬態風，分析列車表面壓力以及氣動力，研究自然瞬態風對高速列車氣動性能的影響，并與恒定風場下的情況進行對比，為高速列車在帶風屏障的高架橋上安全運行提供參考.

1 數值模型與計算方法

1.1 仿真模型及氣動力定義

列車是復雜的細長結構，若對整列列車的流場進行數值模擬，不僅計算量大、對計算機的要求高.因此，經簡化后本文采用的雙線高架橋CAD模型如圖1所示，參考國內某CRH型高速動車組的幾何外形，采用頭車+中間車+尾車的三輛車編組的簡化模型進行仿真.

圖1 雙線高架橋及高速列車CAD模型

在瞬態風環境中,流場對列車的作用一般等效為氣動作用力和力矩.為便于計算,本文在高速列車空氣動力學模型中建立坐標系,如圖2所示.分別為阻力Fx、側力Fy、升力Fz.側滾力矩Mx、點頭力矩My、搖頭力矩Mz.

圖2 氣動力與氣動力矩定義示意圖

1.2 計算區域及網格劃分

在不影響列車附近流體的流動情況下，為減少計算量，模擬時列車運行的外流場只能取有限的空間，計算域如圖3所示.

圖3 計算域及坐標系

為提高計算效率，劃分網格后需要對計算域網格進行優化.通過錯略網格的試算，最終確定的四面體網格總數約為3×106，如圖4所示.

圖4 計算網格

1.3 自然瞬態風模型

現場觀測表明，自然風速總是圍繞某一穩定值波動，其穩定值即平均風速，而圍繞平均值波動的部分即脈動風速，如圖5所示[5].鑒于以上分析，在考慮計算效率前提下，既不失自然風脈動規律性，同時考慮自然風的極端變化情況，將模型簡化為圖6所示.

圖5 自然風觀測記錄

圖6 簡化后自然風模型

其中，動態自然風風速由穩定風速和脈動風速疊加

(1)

式中，U為自然風風速，u0為穩定風風速，uG為脈動風速，T為脈動風持續時間，0～4s為不同風速變化規律時間區段，umax為最大風速，其與穩定風速u0的比值A為動態風速脈動幅值比.根據經驗數據[6]，在進行數值計算過程中，取T=1s, A=1.7.

由圖5可知，“Chinesehat”雙三角函數自然風模型描述的動態風速變化可由分段函數表示

1.4 模擬方法及邊界設置

基于Fluent軟件提供的用戶自定義函數接口UDF，編寫自然瞬態風函數程序，并將該程序動態加載到Fluent上.由于自然瞬態風與列車風的最大合成速度馬赫數小于0.3，因此列車周圍的氣體流動可按三維、黏性、不可壓縮湍流流動處理，湍流模型選用兩方程模型，壓力與速度耦合處理方式選用SIMPLEC算法,數值離散采用二階迎風格式.

參照圖2所示的計算域，邊界條件設置如下：

(1)計算域流動入口：列車前進方向入口ABCD施加均勻風場，其大小為列車運行速度，本文中取列車的運行速度為300 km/h，方向與列車運行方向相反；橫風速度入口BCFG參考國際標準風力等級表中6級風速上限值，即13.8 m/s;

(2)計算域流動出口：使用壓力出口邊界條件，壓力設置成一個標準大氣壓;

(3)列車表面：列車表面設置成有一定粗糙度的固定壁面邊界，考慮列車表面邊界層效應的影響;

(4)地面：為了消除地面效應的影響，更加準確地模擬列車運動情況，地面采用滑移壁面邊界條件.

1.5 計算方法適用性驗證

為驗證本文數值模擬方法適用性及準確性，參照文獻[7]中在中國空氣動力研究與發展中心8m×6m風洞進行的縮尺模型試驗所得到的數據，與縮尺模型的數值模擬結果進行了對比分析，對比數據如表1所示.

表1 縮尺模型試驗與相應數值模擬的結果對比

由表1可知，數值模擬與其縮尺模型試驗的氣動力系數誤差在10%左右，在工程允許的誤差范圍內.

2 結果與分析

2.1 橫風作用下列車的氣動特性

為了對比分析瞬態風對高速列車的影響，首先對恒定風速下的高速列車頭車、中間車、尾車的氣動特性進行分析.取列車運行速度為300km/h，橫風風速13.8 m/s，風向角90°，即風垂直吹向列車側面，圖7為頭車迎風側和背風側表面氣動壓力的對比.

圖7 頭車表面壓力云圖

如圖7所示，在橫風環境下頭車迎風側為正壓，背風側為負壓.最大正壓出現在迎風一側的鼻尖處.這是由于橫風的影響，雖然有風屏障的阻擋，但仍有部分氣流吹向列車一側，從而最大壓力偏向迎風側鼻尖處.

圖8 尾車表面壓力云圖

圖8為尾車表面的氣動壓力分布，在列車車尾的迎風側出現了負壓區，而背風側出現大面積的正壓區，導致列車車尾所受到橫向力的作用方向正好與頭車相反.

在列車長度方向上取三個截面，得到列車在運行時頭車、中間車、尾車橫截面上的壓力云圖和速度流線分布如圖9所示.

(a) 頭車截面

(b) 中間車截面

(c) 尾車截面

根據圖9，高速列車的迎風側與背風側均為正壓，只是在不同位置處壓差有微小的變化.隨著遠離頭車鼻尖處，迎風側的壓力逐漸減小.而在背風側，隨著遠離頭車鼻尖處，壓力增加.

橫向來流首先遇到風屏障的阻擋，來流被抬升，使車頂附近的流速增大.由于風屏障的存在，導致列車迎風側和背風側均形成了較大的漩渦，由漩渦形成的壓差橫向力可能對列車的氣動性能起到主要的作用.

由頭車、中間車、尾車的速度流線圖對比可知，中間車和尾車由于處在橫風及列車速度的合成速度的遠端，湍流發展的空間更大，流場發展更為充分，形成的漩渦范圍更大，即列車背風側形成的漩渦區域頭車最小，尾車最大.

表2為橫風中列車在高架橋運行時各車所受到的氣動力及氣動力矩值.由該表可知，頭車的橫向氣動力受橫風的影響最為嚴重.

表2 各車氣動力及氣動力矩值

2.2 瞬態風作用下列車的氣動特性

在高架橋加裝風屏障后，列車周圍的流場結構發生了改變，從而影響到列車的氣動性能.下面重點分析高速列車頭車的表面壓力， 取列車的運行速度為300 km/h，風向角為90°，最大風速為23.46m/s，穩定風速為13.8 m/s，最小風速為4.14 m/s.圖10為瞬態風作用下不同時刻頭車的表面壓力分布.

圖10 瞬態風作用下列車頭車表面的壓力云圖

由圖10可知，瞬態風下列車表面的壓力隨時間變化而變化.在t=0.2s時橫風風速為5.52m/s，由于風速數值較小，且流場發展未穩定，在風屏障作用下列車迎風側與背風側壓力都為正壓且相差不大，僅為1 700Pa左右；在t=0.6,t=2.6和t=4.2s三個時刻時，雖然標定風速值均為13.8m/s，但頭車的表面壓力云圖卻有明顯差異，這是各時間點的前期風速值不同所致，即前一時刻風場的遲滯效應影響.t=2.6s時列車表面壓差達到最大值8 500Pa，這是由于此刻正處于風速由最大值23.46m/s向最小值4.14m/s過渡時期，列車氣動性能最為惡劣，流場壓力分布較復雜；在t=1.6s時，風速達到最大值，由于風屏障的阻擋，氣流大部分從車頂上風繞過，少部分氣流會在車體兩側形成漩渦，此時車體表面迎風側及背風側均為負壓；在t=3.6s時，風速達到極小值，車體表面壓力分布較t=0.2s時復雜.

圖11為不同時刻頭車橫截面的速度流線分布，可以更直觀觀察流場分布及漩渦所在位置.

同一橫截面在不同時刻的速度流線圖是不同的，隨著時間的變化而變化.t=0.2s時， 列車迎風側與風屏障形成出現漩渦，列車背風側氣流正常通過；在t=0.6,t=2.6和t=4.2s三個時刻時，雖然標定風速值均為13.8m/s，但速度流線圖卻呈現出延后性，即與各自的前一時刻的流線圖類似.隨著時間推進，與恒定風場的流線圖相比，不同時刻的背風側的漩渦的幾何尺寸和位置均發生變化，且每個時刻的流線圖也不相同.可見，在整個過程中列車的周圍流場在瞬態風場下是不穩定的.

圖11 瞬態風作用下列車頭車橫截面速度流線圖

由以上分析可知，在瞬態風作用下，列車頭車周圍流場情況最為復雜，頭車的氣動載荷變化最明顯，運行安全性最差.因此，有必要分析列車頭車所受到的氣動力和氣動力矩隨時間變化關系，如圖12所示.

瞬態風場中列車受到的氣動力受風速值的影響顯著.由圖12(a)可知，在瞬態風速作用下，氣動阻力和側向力的非穩態變化規律基本相同，瞬態風速值的波動對二者的影響明顯比對升力影響大.圖12(a)中，在0～1s內，由于風速在前0.5s內迅速增長，在后0.5s內維持恒值不變，阻力，升力和側向力變化由急到緩；在1～2s內，風速經歷了由恒值向最大值的波動過程，所以導致氣動力也經歷了由大到小的變化過程；在2～3s內，風速維持恒值不變，在考慮到各氣動力響應滯后因素的前提下，各氣動力保持大致恒定；在3～4s內，風速經歷了第二次波動，此過程與第一次波動類似，不再贅述；在4s之后風速維持恒定，各氣動力才逐漸趨于穩定.

(a)氣動力隨時間變化

(b)氣動力矩隨時間變化

由圖12(b)可知，點頭力矩和搖頭力矩則受風速值影響明顯，且表現出與氣動力類似的特征，即在時間上有明顯的延遲性.

2.3 瞬態風作用下車速對列車氣動載荷影響

以下分析高速列車以不同速度通過帶有風屏障的高架橋時車速對列車所受氣動載荷的影響.瞬態風場的風速值仍按圖5所示的規律變化，列車分別以200、250、300、350和400km/h通過計算區域時，列車頭車所受到的氣動力和氣動力矩隨時間變化的曲線如圖13所示.

(a)氣動阻力變化曲線

(b)側向力變化曲線

由圖13可看出，在瞬態風作用下，同一時刻隨著車速增加，列車運行的氣動阻力和側向力均相應增加，表現出明顯的正相關性.車速由200km/h以50km/h的增幅逐漸遞增到400km/h時，列車運行的最大氣動阻力增長率分別為9.82%、10%、8.83%和9.13%.表明，在瞬態風作用下帶風屏障的高架橋上，車速的變化不會對周圍流場結構產生明顯變化，但會明顯改變列車所受的氣動載荷.

圖14 不同車速下頭車的側滾力矩變化歷程

圖14表明，車速的變化對側滾力矩影響很大.列車的側滾力矩同時受到瞬態風風速和列車運行速度的影響，在瞬態風風速值變化過程中，雖然風向保持為90°，但列車運行的側滾力矩方向隨風速值而發生改變.在不同車速范圍內，影響側滾力矩的主要因素不同，當列車運行速度小于250km/h時，側滾力矩幅值隨瞬態風風速值變化而變化，表現出幅值大小不隨車速的變化而變化；當列車運行速度大于250km/h時，車速是影響列車側滾力矩變化的主要因素，由圖中1～2s圖像可以看出，對應車速300、350和400km/h時的側滾力矩幅值變化依此增大，且增大幅度比例升高，不再表現出車速小于250km/h，側滾力矩變化趨勢基本不受車速影響，所以建議列車運行安全車速小于250km/h.

3 結論

(1)恒定側風下頭車周圍的流場結構最為復雜.表現為頭車的橫向氣動力受橫風的影響最為嚴重，當車速為300km/h，橫風風速為13.8m/s，頭車受到的橫向力是中間車的3.6倍，是尾車的4.9倍;

(2)恒定風場下，列車所受到氣動力基本穩定不變，而中國帽型瞬態風作用下高速列車的氣動性能表現出明顯的延時性;

(3)平均風速值相同情況下，中國帽型瞬態風場下高速列車的運行安全性比恒定風場下差得多.當列車以300km/h運行在有風速波動的時域范圍，列車所受到的氣動力及氣動力矩均發生明顯波動;

(4)中國帽型瞬態風場下，車速對列車受到的氣動力和氣動力矩的影響規律不同.車速由200km/h以50km/h的增幅逐漸遞增到400km/h時，列車運行的最大氣動阻力增長率均在9%～10%，而側滾力矩的增幅則越來越大，這表明列車運行速度越高，穩定性越差.

[1]羅建斌，楊志剛．高架橋聲屏障高度對高速列車氣動特性的影響[J]．計算機輔助工程，2011，20(3)：6-10.

[2]WETZEL C, PROPPE C. Crosswind stability of high-speed trains: a stochastic approach[C]. BBAA VI International Colloquium on: Bluff Bodies Aerodynamics & Applications, Milano, Italy, 2008:20-24.

[3]CARRARINI A. Reliability based analysis of the crosswind stability of railway vehicles. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 2007, 95(7): 493-509.

[4]于夢閣, 張繼業,張衛華.隨機風作用下高速列車的非定常氣動載荷[J].機械工程學報, 2012,48(20):113-120.

[5] PROPPE C, WETZEL C. A probabilistic approach for assessing the crosswind stability of ground vehicles[J]. Vehicle System Dynamics, 2010, 48(1)：411-428.

[6] CARRARINI A. Reliability based analysis of the cross wind stability of railway vehicles [D]. Berlin：Technical University, 2006.

[7]毛軍,郗艷紅,楊國偉. 側風風場特征對高速列車氣動性能作用的研究[J].鐵道學報,2011,33(4):22-30.

Aerodynamic Characteristics of High-Speed Train Runing on a Viaduct with Wind Barriers under in Transient Wind

WU Chao, DU Liming

(School of Traffic and Transportation Enginerering, Dalian Jiaotong University, Dalian 116028)

Aerodynamic performances of high-speed train runing on a viaduct with wind barriers in Chinses-hat transient wind was numerically investigated. The data were compared with those produced in constant crosswind. The results show that the flow field of the first carriage is the most complicated among the whole high-speed train and the aerodynamic loads change most significantly in the constant crosswind. While in transient wind, the aerodynamic performances of the high-speed train show some certain time lag. When the train speed is 300km/h, the aerodynamic forces and aerodynamic moments of the trains fluctuate significantly during wind speed increasing from 13.8 m/s to 23.46 m/s, then declining to 13.8 m/s. The phenomenon is significantly different from the constant lateral force of the train running in steady crosswind. When the train running in speed between 200 km/h and 400 km/h, the maximum aerodynamic resistance of the train increases 9-10% for every increase in the speed 50 km/h, and the other aerodynamic forces steadily increase with the train speed. It also indicates that the increasing amplitude of aerodynamic torques obviously increase with the train speed.

natural transient wind; high-speed train; wind barriers on viaduct; aerodynamic characteristics; numerical analysis

1673- 9590(2017)02- 0021- 07

2016-03-12

吳超(1989-)，男，碩士研究生; 杜禮明(1972-)，男，博士，教授，主要從事機車車輛流體動力學方面的研究

A

E- mail:dlm@djtu.edu.cn.