羅建斌，張 貝，胡愛軍，姜 峰

（1.廣西科技大學汽車與交通學院，廣西柳州545006；2.河南科技大學機電工程學院，河南洛陽471023；3.河南理工大學機械與動力工程學院，河南焦作454000）

0 引言

隨著現(xiàn)代列車速度的大幅提高，其空氣動力學問題更加嚴重。在風口區(qū)運行的列車因遭受自然界大風襲擊而使得列車運行工況更加惡化［1］。2007年2月28日，國內5807次列車在吐魯番三十里風區(qū)遭遇13級超強大風，列車脫軌，11節(jié)車廂被狂風推翻。據2000年的統(tǒng)計，在過去的120年中日本出現(xiàn)的側風翻車事故多達29起［2］。在路堤、高架橋、丘陵等特殊風環(huán)境下，繞流列車所受的氣動力和力矩明顯增大，列車側翻可能性大大增加［3－4］。國內外學者對平地風環(huán)境下的列車氣動特性研究較多，但對于路堤環(huán)境下的列車氣動特性研究較少。國內西南交通大學譚深根等人對側風作用下路堤上運行的高速列車進行數(shù)值模擬計算，得到了風速、車速與氣動力之間的變化關系，但沒有去研究路堤結構本身對列車氣動特性影響［5］。相對于理論分析和實驗研究，計算流體力學方法具有多工況模擬、計算成本低、流場信息可詳細顯示等優(yōu)點。采用該方法對路堤高度變化影響列車側風運行氣動特性開展研究，其分析結果將對高鐵建設以及列車運行具有一定的現(xiàn)實意義。

1 計算模型

在數(shù)值研究中，列車運行速度、側風速度、合成速度分別為55.56 m／s、20.00 m／s、59.05 m／s，且假設側風方向垂直于車體縱向對稱面。流動雷諾數(shù)（以車高作為特征長度）Re＝1.458e＋7，馬赫數(shù)Ma＝0.163。因此，整個流動系統(tǒng)被簡化為不可壓、黏性、等熵、三維湍流定常流。在數(shù)值模擬中選用可實現(xiàn)k-ε湍流模型，控制方程包括動量方程、連續(xù)性方程、湍動耗散率ε方程和湍動能k方程［6］。

為了節(jié)省計算成本，數(shù)值模擬時忽略受電弓、轉向架和風擋等復雜結構將列車計算模型進行簡化?？紤]到計算區(qū)域的局限性，僅考慮3節(jié)（頭車、中間車和尾車）連掛建立高速列車實體模型［7］。本文采用的路堤模型是參考相關文獻建立的［8］，單線路堤橫截面形狀及主要尺寸如圖1所示。在流動計算時，固定路堤橫截面底部長度為27.5 m，綜合考慮6種不同的路堤高度h，h分別為2.5 m、4.2 m、4.9 m、6.0 m、9.8 m、15.4 m。

計算區(qū)域采用長方體結構，整個計算區(qū)域全部采用六面體網格進行離散。為了滿足湍流模型的壁面函數(shù)要求，列車車體、路堤以及地面均添加有第一層網格厚度為2 mm，增長率為1.2的邊界層網格，車體表面y＋為30～200。設置兩個速度入口、兩個壓力出口面，并將底面和路堤表面設置為移動壁面，而車體設為無滑移壁面，頂面設為對稱邊界。流場計算方法采用基于壓力的分離式求解法，其壓力速度耦合處理采用SIMPLEC算法［9－11］。

圖1 路堤橫截面（單位：mm）

2 計算結果分析

在計算分析時，以列車最大橫截面積作為參考面積，以列車最大高度作為特征長度，以當?shù)卮髿鈮鹤鳛閰⒖級毫?，以列車運行速度作為當?shù)貐⒖妓俣取?/p>

2.1 列車氣動六分力系數(shù)

隨路堤高度增加，高速列車阻力系數(shù)、側向力系數(shù)和升力系數(shù)的變化如圖2所示。對于阻力系數(shù)曲線，隨著路堤高度增加，頭車和尾車上的阻力系數(shù)逐漸增加。從側向力系數(shù)變化曲線可以看出：隨著路堤高度增加，頭車側向力系數(shù)明顯增加。隨著路堤高度增加，路堤傾角隨之增加，氣流隨路堤斜坡的加速效應越明顯，從而頭車受到的側向力顯著增加。從升力系數(shù)變化曲線上可以看出：作用在頭車上的升力隨路堤高度變化較小。作用在中間車上的負升力隨著路堤高度增加而增加。尾車的升力系數(shù)對路堤高度變化非常敏感，變化幅度較大。

圖2 不同路堤高度下列車氣動力系數(shù)

列車側翻力矩系數(shù)、俯仰力矩系數(shù)和偏航力矩系數(shù)隨路堤高度變化如圖3所示。從氣動力矩系數(shù)變化曲線可以得出：在整車中，頭車上受到的側翻力矩最大，其安全性最差，隨著路堤高度增加，頭車上受到的側翻力矩增加。尾車處于劇烈的尾渦區(qū)而受到逆橫向側風方向的側翻力矩，且隨路堤高度增加而增加。相同路堤高度時，頭車受到的偏航力矩均比中間車和尾車的要大。

圖3 不同路堤高度下列車氣動力矩系數(shù)

2.2 h＝4.9 m單獨分析

選取路堤高度h＝4.9 m路況的流場結構進行單獨分析。流場橫向截面x＝－31 m、x＝0 m、x＝31 m的壓力等值線如圖4所示，通過查看車體周圍的流場壓力分布，有助于分析車體所受側向力和升力變化的機理。在頭車、中間車和尾車迎風側由于氣流的直接沖刷出現(xiàn)明顯的正壓區(qū)，而背風側的負壓區(qū)則隨著氣流發(fā)展逐漸遠離車體。因此，頭車、中間車和尾車所受到的側向力依次減小。流場橫向截面x＝－31m、x＝0 m、x＝31 m的流場流線如圖5所示。由圖5可以觀察車體迎、背風側流場的漩渦分布情況。隨著流動的發(fā)展，背風側車體的漩渦逐漸遠離車體，且尺度越來越大。

圖4 h＝4.9 m時橫向截面流場壓力分布

圖5 h＝4.9 m時橫向截面流場流線分布

圖6 流場測點分布

圖6表示過車體橫向對稱截面流場的監(jiān)控點，折線a1b1c1d1e1、a2b2c2d2e2距離壁面邊界線等距為1 m。通過分析流場監(jiān)控點的速度和靜壓變化，可以分析繞流路堤的加速效應。沿折線a1b1c1d1e1、a2b2c2d2e2的流場測點速度和靜壓系數(shù)變化分別如圖7和圖8所示。從圖7中可以明顯地看出氣流繞流路堤斜坡后的加速效應。對于車體迎風側，處于平地的a1b1段流場速度變化緩慢，但在斜坡b1c1段流場速度變化劇烈，在c1d1段加速效果更加顯著，加速后的d1點速度是a1點速度的1.11倍，近列車車體的d1e1段流場速度開始急劇下降。對于車體背風側，由于車體與地面之間的夾縫效應，近列車車體的e2d2段流場速度開始急劇增加，隨著氣流遠離車體，流場速度逐漸減小。從圖8中可以看出：車體迎風側流場測點的靜壓變化正好與速度變化呈現(xiàn)相反的變化趨勢。而車體背風側處于漩渦區(qū)域的e2c2段流場測點呈現(xiàn)出明顯的負壓，且隨著流動發(fā)展負壓絕對值先增加后減小，在b2a2段流場測點的靜壓又基本趨于穩(wěn)定。

2.3 h＝2.5 m、h＝4.2 m、h＝9.8 m比較分析

圖9和圖10分別為3種路堤高度h＝2.5 m、h＝4.2 m、h＝9.8 m下通過車體橫向對稱截面x＝0 m流場的壓力等值線和流場流線。由壓力等值線可以看出（見圖9）：車體左右兩側的壓差隨著路堤高度的變化相差很小，因此，3種路堤高度下車體所受側向力基本相等。3種路堤高度下車體上部壓力均大于下部壓力，車體承受負升力作用，且隨著路堤高度增加，上下壓差也明顯增加，因此負升力絕對值也隨之增加。由流場流線圖可以看出（見圖10）：3種路堤高度下，在車體背風側出現(xiàn)的漩渦尺度基本相當，因此，中間車體受到的側向力基本保持不變。

圖7 流場測點速度

圖8 流場測點靜壓

圖9 不同路堤高度下橫向對稱截面流場壓力等值線

圖10 不同路堤高度下橫向對稱截面流場流線

圖11表示不同路堤高度h＝2.5 m、h＝4.2 m、h＝9.8 m下，過車體橫向對稱截線x＝0 m處的靜壓系數(shù)（流體靜壓與動壓之比）比較。由沿y方向的靜壓分布可以看出反映升力變化的車體上下壓差。隨著路堤高度增加，中間車體負壓的絕對值也相應增加。圖12表示不同路堤高度時過車體縱向對稱截線y＝0 m的靜壓系數(shù)比較。由沿x方向的靜壓分布可以看出：車體截線上下壓差即升力變化。路堤高度h＝2.5 m、h＝4.2 m兩者壓力積分面積基本相當，因此，整車升力基本相等。而路堤高度h＝9.8 m時，其壓力積分面積遠大于路堤高度h＝2.5 m、h＝4.2 m，因此，整車升力明顯大于后兩者。

圖11 不同路堤高度下截線x＝0 m的靜壓系數(shù)

圖12 不同路堤高度下截線y＝0 m的靜壓系數(shù)

圖13表示不同路堤高度h＝2.5 m、h＝4.2 m、h＝9.8 m時過鼻尖點水平截線z＝1.05 m的靜壓系數(shù)比較。由沿x方向、y方向的靜壓分布分別反映出車體截線左右壓差以及車體截線前后壓差。由沿x方向靜壓變化曲線圖可以看出：隨著路堤高度增加車體左右壓差也相應增加，因此，整車側向力隨之增加。由沿y方向靜壓變化曲線圖可以看出：隨著路堤高度增加車體前后壓差的積分面積相應增加，因此，整車阻力隨之增加。

圖13 不同路堤高度下截線z＝1.05 m的靜壓系數(shù)

3 結論

在環(huán)境側風下，在路堤上行駛的高速列車空氣動力特性將受到路堤結構尺寸的影響。假定列車運行速度和側風風速一定的情況下，對路堤高度變化時列車空氣動力特性變化規(guī)律進行模擬。通過合理選擇計算區(qū)域、網格劃分、選擇合適的湍流模型來保證計算可靠性和計算精度。路堤高度變化時，行駛在路堤上的高速列車繞流流場發(fā)生顯著變化，因此導致列車受到的氣動六分力發(fā)生相應變化。數(shù)值計算結果對高鐵建設和高速列車空氣動力學具有一定的理論和工程指導意義。

［1］ 高廣軍，田紅旗，姚松，等.蘭新線強橫風對列車傾覆穩(wěn)定性影響［J］.鐵道學報，2004，26（4）：36－41.

［2］ Coleman S A，Baker C J.High Sided Road Vehicles in Cross W inds［J］.Journal of W ind Engineering and Industrial Aerodynamics，1990，36（2）：1383－1392.

［3］ Suzuki M，Tanemoto K，Tatsuo M.Aerodynamic Characteristics of Train／Vehicles Under Crosswinds［J］.Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，2003，91：209－218.

［4］ Bettle J，Holloway A G L，Venavt J E S.A Computational Study of the Aerodynamic Forces Acting on a Tractor Trailer Vehicle on a Bridge in Crosswind［J］.Journal ofW ind Engineering and Industrial Aerodynamics，2003，91（1）：573－592.

［5］ 譚深根，李雪冰，張繼業(yè).路堤上運行的高速列車在側風下的流場結構及氣動性能［J］.鐵道車輛，2008，46（8）：4－9.

［6］ 王福軍.計算流體動力學分析［M］.北京：清華大學出版社，2006：114－125.

［7］ Diedrichs B，Sima M，Orellano A.Crosswind Stability of a High-Speed Train on a High Embankment［J］.Proc IMechE：Part A，2007，221：205－225.

［8］ 羅建斌，胡媛媛，楊建恒，等.路堤傾角變化對高速列車側風運行氣動特性影響［J］.計算物理，2013，30（5）：675－682.

［9］ 羅建斌，胡愛軍.高架橋高度對高速列車氣動特性的影響［J］.鐵道車輛，2012，50（6）：5－10.

［10］ 唐天寶，郭建成.汽車氣動附件對氣動力優(yōu)化的數(shù)值仿真［J］.河南科技大學學報：自然科學版，2013，34（1）：45－50.

［11］ 鄭鑫，張大英，趙慧.基于CFD的循環(huán)流化床旋風分離器模擬［J］.河南科技大學學報：自然科學版，2009，30（2）：29－31.