高速列車外風擋安裝間距對風擋氣動特性的影響

唐明贊，熊小慧，鐘睦，王哲

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高速列車外風擋安裝間距對風擋氣動特性的影響

唐明贊1, 2, 3，熊小慧1, 2, 3，鐘睦1, 2, 3，王哲1, 2, 3

(1. 中南大學 軌道交通安全教育部重點實驗室，湖南 長沙 410075； 2. 中南大學 軌道交通安全關鍵技術國際合作聯合實驗室，湖南 長沙 410075； 3. 中南大學 軌道交通列車安全保障技術國家地方聯合工程研究中心，湖南 長沙 410075)

為探明空氣動力作用下，高速列車外風擋與車體外表面安裝間距對風擋氣動特性的影響規律，采用三維、定常、不可壓縮雷諾時均R-S方程和RNG-雙方程湍流模型數值算法，對0，10，20和30 mm不同安裝間距的三車編組半包式外風擋高速動車組進行數值模擬，列車明線運行速度等級為350 km/h。研究結果表明：安裝間距對于風擋受側向力影響較大，尤其是橡膠弧頂與來流相對的外風擋所受側向力與安裝間距成二次函數關系，安裝間距30 mm的外風擋受側向力最大為785 N；安裝間距對外風擋所受阻力、升力的影響較小，橡膠弧頂相對的兩塊外風擋阻力方向相反，外風擋氣動升力均為負升力且最大為62 N；安裝間距導致外風擋表面壓力分布呈現規律性變化，將外風擋表面氣動壓力映射到有限元計算模型上，分析不同安裝間距下氣動載荷作用對外風擋結構變形與應力的影響。本文研究結果可對外風擋結構強度與優化設計，以及安裝位置精度要求提供指導。

高速列車；橡膠風擋；安裝間距；氣動特性；數值模擬

橡膠外風擋結構被廣泛應用于高速列車兩車端部連接處，用于減小列車氣動阻力，降低氣動噪聲[1?3]。在多年的應用過程中，一些橡膠外風擋結構安全問題逐漸顯現出來，如橡膠外風擋結構變形、列車高速運行時風擋劇烈振動、安裝底部出現裂紋或破壞等現象[4]。列車高速運行引起的氣動效應及外風擋承受的氣動載荷是引起橡膠外風擋異常現象的主要外界原因[5?8]。而目前我國針對風擋受氣動載荷方面的研究缺乏，專家學者大都圍繞著橡膠外風擋結構對列車氣動減阻降噪等方面開展研究。梁習鋒等[9]采用數值模擬方法研究小風擋、大風擋和全封閉風擋3種不同結構形式風擋對列車所受空氣阻力的影響。楊加壽等[10]研究不同速度等級下7種風擋形式對于車廂和車廂連接處氣動性能的影響。黃志祥等[11]采用風洞試驗的方法，分別研究高速列車試驗模型2~6車編組狀態下的各節車箱氣動阻力的分布規律，以及2種不同結構外形風擋對3車編組列車模型各節車廂氣動阻力的影響。牛紀強等[12]采用數值計算的方法研究列車風擋在不同橫風側向角的條件下，不同結構風擋對于列車表面壓力系數與風擋處壓力系數的影響。張業等[13]采用1:8的列車縮比模型進行數值計算，研究全封閉原始外風擋、縮比后風擋間縫隙分別為5，7，9 mm的平整外風擋、半包外風擋以及5 mm縫隙前移27 mm的6種外風擋形式對列車各車廂氣動性能的影響。劉宏友等[14]建立列車動力學計算模型，對風擋連接裝置對于列車動力學性能的影響展開了研究。為研究氣動效應引起橡膠外風擋結構安全問題的相關因素，需要考慮列車運行速度、特殊運行工況、外風擋結構形式及外風擋安裝位置等因素對于風擋氣動載荷的影響?，F運營的CRH2和CRH3等一系列高速動車組采用半包式橡膠外風擋結構，并且外風擋與車體外表面存在一定的安裝間距，即外風擋與車體表面存在一個小臺階，如圖1所示。為探明高速列車外風擋與車體外表面的安裝間距對于風擋氣動特性的影響規律。本文采用數值模擬的方法，實車測試驗證數值計算結果，研究外風擋安裝間距分別為0，10，20和30 mm4種工況下列車外風擋處的氣動特性，對比分析不同安裝間距下外風擋所受氣動力、風擋處壓力分布以及風擋結構變形的區別。研究結果對橡膠外風擋進行結構強度與優化設計，以及安裝位置精度要求提供參考依據。

圖1 高速列車半包外風擋及安裝間距示意

1 CFD數值計算模型及方法

1.1 計算模型

本文主要分析高速列車外風擋受力，列車中部截面不變，縮短的模型不改變列車流場結構的基本特征[15]，因此計算模型采用3車編組某流線型高速列車。外風擋為半包結構，按照實際建模。受電弓、車窗、車門、轉向架等對于計算結果影響較小的部分進行簡化處理。

高速列車3車編組的外形參數分別為：車高為4.05 m，寬度為3.38 m，頭車與尾車幾何外形完全相同且長為27.2 m，中間車長為24.5 m，2車體連接之間寬度為0.65 m，橡膠外風擋之間間隙為0.002 m，頭車、尾車流線型部分長度12 m，數值計算整車模型如圖2所示。

圖2 列車模型

風擋模型根據不同安裝間距分為4種模型，分別為外風擋表面與車體表面平齊，即安裝間距為0 mm，外風擋表面與車體表面存在10，20和30 mm不同安裝間距外風擋結構，半包外風擋模型及安裝間距示意如圖3所示。

單位：mm

1.2 模型離散化

對于4種計算工況模型采用相同的方法進行離散化，列車模型計算網格及網格剖面如圖4所示。對車體、轉向架、風擋等區域進行網格加密，保證計算的精確度。車體表面和地面都設置附面層，列車壁面附面層設置6層，附面層厚度5 mm，增長因子為1.3，近壁面網格厚度為0.39 mm。采用近壁面函數法計算得第1層網格質心到壁面的無量綱距離+為86，滿足30＜+＜150的計算要求[12]。

(a) 列車模型及部件；(b) 水平剖面；(c) 縱剖面

1.3 計算區域及邊界條件

為避免邊界條件對所關心區域流場結構的影響，并保證區域內流場的充分發展，計算流域的長、寬、高分別設定為300，120和60 m。列車初始位置頭車鼻尖點距入口邊界50 m，尾流區長為170 m。計算區域及邊界條件設置如圖5所示。

單位：m

高速列車明線運行時，計算區域采用相對風速法給定邊界條件來模擬列車與氣流之間的相對運動。即列車運行前方邊界給定與車速方向相反的風速，計算中給定列車前方速度入口邊界的均勻來流速度為350 km/h。為了模擬列車與地面之間的相對運動，地面給定滑移壁面邊界條件，速度大小與方向與前方速度入口邊界一致。

1.4 計算方法

本文研究的高速列車速度等級為350 km/h，其馬赫數小于0.3，氣流幾乎不可壓縮。大氣壓強為101 325 Pa，定義空氣流體密度恒定為1.225 kg/m3，空氣動力黏度1.789 4×10?5Pa?s。采用車高4.05 m作為特征長度，列車周圍流場雷諾數大于5× 105，即列車周圍流場處于湍流狀態?？紤]到車體周圍流場的湍流漩渦，采用RANS方法，湍流模型選擇-模型。擴散項使用二階中心差分格式，對流項選擇二階迎風格式進行離散，使用SIMPLE算法耦合壓力?速度場，用迭代法修正壓力。

2 CFD數值模擬方法驗證

為驗證本研究所采用數值算法的正確性，保證計算結果的可靠性，采用實車試驗方法對計算結果進行驗證。

在京滬線上進行高速動車組外風擋壓力測試實車試驗，試驗高速列車為8車編組，試驗速度等級350 km/h。8車編組的動車組中間共有7組風擋結構，將頭車編號1，依次為每節車廂編號，尾車編號為8，定義第1組風擋為1 & 2風擋，以此類推定義每組風擋，試驗車外風擋壓力測點位置如圖6所示，傳感器布置及采集系統如圖7所示。壓力測試用 KULITE動態壓力傳感器，量程0~10 kPa，精度0.1%FS，采樣時長10 min，頻率500 Hz，使用IMC數據采集系統采集與處理數據。

圖6 試驗列車編組及測點位置

圖7 風擋處壓力測點、KULITE傳感器及IMC采集系統

計算模型頭車與中間車之間風擋定義為1 & 2風擋，中間車與尾車之間風擋定義為2 & 3風擋。實車試驗時，當1車為頭車時，1 & 2風擋在前；當8車為頭車時，7 & 8風擋在前。實車試驗結果與數值計算結果如表1所示。

表1 實車測試結果與計算結果對比

數值仿真計算結果與實車測試結果相對偏差絕對值均小于10%，滿足工程應用要求。

3 計算結果及分析

3.1 氣動載荷計算結果分析

3節編組高速列車包括2組外風擋，每組外風擋由4塊橡膠組成。由于4塊橡膠獨立安裝，列車兩側流域對稱分布，兩側風擋受力規律相同，因此可取一側風擋進行受力分析，從安裝于頭車端部位置的外風擋至尾車端部風擋依次編號為fd1，fd2，fd3和fd4，外風擋編號及列車坐標位置如圖8所示。

高速列車以350 km/h的速度明線運行時，列車外風擋在不同安裝間距下的氣動力計算結果列于表2，主要包括阻力(F)，側向力(F)和升力(F)。圖9為橡膠弧頂正對來流方向的外風擋fd2和fd4所受側向力與安裝間距之間關系的擬合曲線。

圖8 外風擋編號

表2 不同安裝間距外風擋氣動力

圖9 fd2與fd4所受側向力與安裝間距擬合曲線

表2結果表明，3車編組高速列車明線運行時，外風擋與車體外表面安裝間距對于外風擋側向力有顯著的影響。并且同一安裝間距條件下，2車端部連接處不同位置外風擋所受氣動力不同。

側向力方面，外風擋與車體外表面從無安裝間距(0 mm)依次增加至10，20和30 mm的安裝間距，fd2和fd4受側向力大小與安裝間距成二次函數關系，擬合曲線如圖9所示。fd2和fd4所受側向力的變化規律與fd1和fd3的不一致，這與高速列車外風擋特殊的結構形態有關，因為高速列車外風擋是由2塊橡膠結構對立安裝組成的，2塊橡膠的圓弧頂部必然相對，當列車頭車在前運行時，fd1與fd3的外側橡膠圓弧屬于背風側，fd2與fd4的外側橡膠圓弧屬于迎風側，因此fd2與fd4受到的側向力相對于fd1與fd3較大，并且不同安裝間距下外側橡膠圓弧為迎風側的外風擋受側向力的規律一致。隨著安裝間距的增加，fd2和fd4受側向力依次增大，且fd2受側向力最大。安裝間距為10 mm時，fd1和fd3受到的側向力大于其他3種安裝間距風擋，分別為0 mm安裝間距的1.7和2倍。不同位置外風擋受側向力的方向一致，均由車體外側指向內風擋，且各安裝間距下fd2和fd4所受側向力均大于fd1和fd3。

阻力方面，同一安裝臺階下不同位置外風擋所受阻力的大小與方向均有區別，fd1和fd3的阻力方向與列車運行方向一致，而fd2和fd4受力方向與之相反，且fd1和fd3所受阻力數值上大于fd2和fd4，頭車端部處的fd1受阻力最大。安裝間距從0 mm增大到30 mm，對于風擋所受阻力影響較小，安裝間距為10，20和30 mm時風擋所受阻力大于0 mm安裝間距的外風擋。

升力方面，外風擋整體受升力較小，且各風擋受到的升力均為負升力。fd2和fd4所受升力數值上大于fd1和fd3，安裝間距對于風擋受升力的影響 較小。

3.2 外風擋表面壓力分析

通過分析不同安裝間距對于外風擋受氣動力的影響，可以看出頭車與中間車之間的風擋受力較大，尤其是fd2所受側向力遠遠高出其他位置風擋。由此選取頭車與中間車之間風擋，進一步分析安裝間距對于風擋處表面壓力的影響。

圖10為水平剖面與豎直剖面位置示意圖，-剖面為風擋中間位置水平剖面，-剖面為fd2位置處豎直剖面。頭車與中間車之間位置處風擋，不同安裝間距風擋-剖面的壓力云圖如11所示，不同安裝間距風擋-剖面壓力云圖如12所示。

圖10 風擋處水平剖面與豎直剖面示意圖

(a) 0 mm安裝間距；(b) 10 mm安裝間距；(c) 20 mm安裝間距；(d) 30 mm安裝間距

由圖11所示，安裝間距為0 mm時，頭車與中間車之間外風擋位置處，在兩塊橡膠風擋對接部位出現明顯的正壓區，外風擋外側表面出現2個對稱的負壓區。隨著風擋安裝間距依次增大，正壓區向后尾車方向移動，并且正壓區面積逐漸擴大，靠中間車端部風擋外表面負壓區向后移動至車體表面處。fd2受到的側向氣動力大于fd1，并且fd2外表面存在較大的正壓區，所以fd2受到的側向力方向由外指向內風擋。

通過比較以上不同安裝間距風擋的-剖面壓力云圖可以得出，當安裝間距為0 mm時，風擋外表面為負壓，隨著安裝間距的增加，風擋外側表面壓力由負壓轉變為正壓。內風擋上部及上部兩側有條狀負壓區，且安裝間距為10 mm和20 mm時，條狀區負壓數值上大于30 mm安裝間距和0 mm安裝間距。安裝間距為10，20和30 mm時，風擋下部區域負壓數值上較0 mm安裝間距大。

為了研究風擋外表面壓力分布情況，取fd1和fd2不同高度截面的外表面輪廓線上壓力進行比較。3個不同高度截面與外輪廓線位置如圖13所示，截面2為車體外輪廓最寬處，風擋截面外輪廓線起點均為風擋外側根部，輪廓線終點為風擋內側根部。fd1和fd2截面處外輪廓線壓力如14所示。

(a) 0 mm安裝間距；(b) 10 mm安裝間距；(a) 20 mm安裝間距；(b) 30 mm安裝間距

圖13 不同安裝間距風擋外表面壓力分布

fd1不同高度截面外輪廓線上壓力如圖14(a)，14(c)和14(e)所示，由圖可知，不同安裝間距對于fd1外側表面壓力分布影響較小，壓力變化規律相近，而橡膠外風擋弧頂處壓力峰值受不同安裝間距影響變化較大。fd1風擋外側表面靠近車體表面處均為負壓，沿外輪廓線移至橡膠圓弧過渡處壓力逐漸增大轉變為正壓，兩橡膠之間間隙小，因此橡膠圓弧頂部呈較大負壓，而風擋內側壓力較小。fd2不同高度截面外輪廓線上壓力如圖14(b)，14(d)和14(f)所示，不同安裝間距對于fd2外表面壓力分布影響較大。0 mm安裝間距條件下，風擋外側靠近車體表面處壓力為負值，而10，20和30 mm安裝間距時風擋外側靠近車體表面處壓力為正值，且隨著安裝間距的增大，壓力幅值也隨之增加。外風擋弧面過渡處壓力均為正壓，弧頂處為負壓，風擋內側壓力較小且安裝間距對其無顯著影響。

(a) fd1截面1外輪廓線壓力；(b) fd2截面1外輪廓線壓力；(c) fd1截面2外輪廓線壓力； (d) fd2截面2外輪廓線壓力；(e) fd1截面3外輪廓線壓力；(f) fd2截面3外輪廓線壓力

3.3 氣動載荷作用下外風擋變形與應力分析

為分析不同安裝間距下氣動載荷對外風擋變形與應力的影響，對氣動載荷作用較大的外風擋fd1和fd2進行有限元分析。將CFD求解得到的外風擋表面壓力通過插值的方法映射到有限元模型中。橡膠材料的彈性模量取6 MPa，泊松比取0.499 5。

不同安裝間距下外風擋的變形與應力結果如表3所示。

表3 不同安裝間距下外風擋的變形與應力結果

(a) 變形；(b) 應力

30 mm安裝間距下外風擋的變形與應力云圖如圖15所示。

計算結果表明，高速列車橡膠外風擋在氣動載荷的作用下會產生較小變形，外風擋安裝間距不同，導致風擋受到氣動載荷差異，而橡膠外風擋在不同的氣動載荷作用下變形與應力也隨之變化。外風擋安裝間距分別為0，10，20和30 mm時，最大變形量依次為7.4，9.2，10.6和11.6 mm，由此可見，隨著安裝間距的增加，外風擋受力變形量越大，并且變形量最大部位主要在橡膠外風擋弧頂位置。外風擋最大位移量與安裝間距線性關系如圖16 所示。

圖16 外風擋最大位移量與安裝間距擬合曲線

橡膠外風擋所受應力也隨著安裝間距的增加而增大，且外風擋應力集中部位主要是在安裝角上，整體上看，正對來流的fd2靠近頂部的圓弧位置處應力相對其他位置較大些。

4 結論

1) 不同位置外風擋受側向力的方向一致，均由車體外側指向內風擋，且fd2和fd4所受側向力大于fd1和fd3。

2) 安裝間距對外風擋側向力有顯著影響，隨著安裝間距的增加，fd2和fd4受側向力增大，并與安裝間距成二次函數關系。安裝間距對外風擋所受的阻力、升力影響較小，橡膠弧頂相對的2塊外風擋受阻力方向相反，外風擋升力均為負升力。

3) 安裝間距為0 mm時，頭車與中間車之間外風擋位置處，在2塊橡膠風擋對接部位出現明顯的正壓區，外風擋外側表面出現2個對稱的負壓區。隨著風擋安裝間距依次增大，正壓區向后方向移動，并且正壓區面積逐漸擴大，靠中間車端部風擋外表面負壓區向后移動至車體表面處。當安裝間距為0 mm時，風擋外表面為負壓，隨著安裝間距的增加，風擋外側表面壓力由負壓轉變為正壓。內風擋上部及上部兩側有條狀負壓區，且安裝間距為10 mm和20 mm時，條狀區負壓數值上大于30 mm安裝間距和0 mm安裝間距。安裝間距為10，20和30 mm時，風擋下部區域負壓數值上較0 mm安裝間距大。

4) 高速列車橡膠外風擋在氣動載荷的作用下會產生較小變形，安裝間距增加，變形量變大，且變形量最大部位在橡膠外風擋弧頂位置。橡膠外風擋所受應力也隨著安裝間距的增加而增大，且外風擋應力集中部位主要是在安裝角上。整體上看，正對來流的fd2靠近頂部的圓弧位置處變形與應力相對其他位置較大些。

5) 從本文研究結果可以看出，安裝間距對于橡膠外風擋受力存在一定的影響。研究結果為橡膠風擋生產工藝的改進及安裝工藝的選擇提供參考。

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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

國家重點研發計劃資助項目(2016YFB1200506-03)；中南大學研究生科研創新基金資助項目(2018zzts508)

熊小慧(1978?)，男，湖北天門人，副教授，博士，從事列車空氣動力學研究；E?mail：xhxiong@csu.edu.cn

(編輯 陽麗霞)