吳超,杜禮明

(大連交通大學(xué) 交通運輸工程學(xué)院，遼寧 大連 116028)*

瞬態(tài)風(fēng)場下帶風(fēng)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(xué) 交通運輸工程學(xué)院，遼寧 大連 116028)*

通過數(shù)值方法研究了中國帽型瞬態(tài)風(fēng)中高速列車在帶風(fēng)屏障的高架橋上運行時的氣動性能，并與恒定橫風(fēng)場下的情況進行了對比分析.結(jié)果表明，恒定側(cè)風(fēng)下高速列車頭車周圍的流場結(jié)構(gòu)最為復(fù)雜，氣動載荷變化最顯著，而瞬態(tài)風(fēng)作用下高速列車氣動性能表現(xiàn)出一定時滯性，列車時速為300 km/h時，風(fēng)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(fā)生顯著波動，這與穩(wěn)定橫風(fēng)下列車受到的恒定側(cè)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(wěn)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(tài)風(fēng)；高速列車；高架橋聲屏障；氣動特性；數(shù)值分析

0 引言

強橫風(fēng)作用是影響高速列車側(cè)風(fēng)穩(wěn)定性的主要因素之一，使列車發(fā)生脫軌或傾覆的危險性增大.近年來，各國學(xué)者對高速列車風(fēng)致安全性問題開展了大量研究，以提出應(yīng)對大風(fēng)的策略.羅建斌等[1]采用數(shù)值模擬方法探討橫風(fēng)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(fēng)具有明顯的隨機性，穩(wěn)態(tài)方法無法預(yù)測其不確定性特征.文獻[2-3] 建立了陣風(fēng)環(huán)境下車輛運行可靠性的分析方法.但理想陣風(fēng)是對自然風(fēng)的一種抽象形式，只考慮自然風(fēng)速的最大幅值和持續(xù)時間，不能預(yù)測出自然風(fēng)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(fēng)速，并推導(dǎo)出非定常氣動載荷的概率分布特性.但現(xiàn)階段該統(tǒng)計特性很難與計算流體動力學(xué)軟件實現(xiàn)對接，只能提供理論上的統(tǒng)計數(shù)據(jù)，不能在三維模型上實現(xiàn)自然風(fēng)動態(tài)的變化過程.

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

1 數(shù)值模型與計算方法

1.1 仿真模型及氣動力定義

列車是復(fù)雜的細長結(jié)構(gòu)，若對整列列車的流場進行數(shù)值模擬，不僅計算量大、對計算機的要求高.因此，經(jīng)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(nèi)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(tài)風(fēng)環(huán)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(xué)模型中建立坐標系,如圖2所示.分別為阻力Fx、側(cè)力Fy、升力Fz.側(cè)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(qū)域及網(wǎng)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(wǎng)格后需要對計算域網(wǎng)格進行優(yōu)化.通過錯略網(wǎng)格的試算，最終確定的四面體網(wǎng)格總數(shù)約為3×106，如圖4所示.

圖4 計算網(wǎng)格

1.3 自然瞬態(tài)風(fēng)模型

現(xiàn)場觀測表明，自然風(fēng)速總是圍繞某一穩(wěn)定值波動，其穩(wěn)定值即平均風(fēng)速，而圍繞平均值波動的部分即脈動風(fēng)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(fēng)脈動規(guī)律性，同時考慮自然風(fēng)的極端變化情況，將模型簡化為圖6所示.

圖5 自然風(fēng)觀測記錄

圖6 簡化后自然風(fēng)模型

其中，動態(tài)自然風(fēng)風(fēng)速由穩(wěn)定風(fēng)速和脈動風(fēng)速疊加

(1)

式中，U為自然風(fēng)風(fēng)速，u0為穩(wěn)定風(fēng)風(fēng)速，uG為脈動風(fēng)速，T為脈動風(fēng)持續(xù)時間，0～4s為不同風(fēng)速變化規(guī)律時間區(qū)段，umax為最大風(fēng)速，其與穩(wěn)定風(fēng)速u0的比值A(chǔ)為動態(tài)風(fēng)速脈動幅值比.根據(jù)經(jīng)驗數(shù)據(jù)[6]，在進行數(shù)值計算過程中，取T=1s, A=1.7.

由圖5可知，“Chinesehat”雙三角函數(shù)自然風(fēng)模型描述的動態(tài)風(fēng)速變化可由分段函數(shù)表示

1.4 模擬方法及邊界設(shè)置

基于Fluent軟件提供的用戶自定義函數(shù)接口UDF，編寫自然瞬態(tài)風(fēng)函數(shù)程序，并將該程序動態(tài)加載到Fluent上.由于自然瞬態(tài)風(fēng)與列車風(fēng)的最大合成速度馬赫數(shù)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(shù)值離散采用二階迎風(fēng)格式.

參照圖2所示的計算域，邊界條件設(shè)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(fēng)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(fēng)速度入口BCFG參考國際標準風(fēng)力等級表中6級風(fēng)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(shè)置成一個標準大氣壓;

(3)列車表面：列車表面設(shè)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(yīng)的影響;

(4)地面：為了消除地面效應(yīng)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(shù)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(fā)展中心8m×6m風(fēng)洞進行的縮尺模型試驗所得到的數(shù)據(jù)，與縮尺模型的數(shù)值模擬結(jié)果進行了對比分析，對比數(shù)據(jù)如表1所示.

表1 縮尺模型試驗與相應(yīng)數(shù)值模擬的結(jié)果對比

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

2 結(jié)果與分析

2.1 橫風(fēng)作用下列車的氣動特性

為了對比分析瞬態(tài)風(fēng)對高速列車的影響，首先對恒定風(fēng)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(fēng)風(fēng)速13.8 m/s，風(fēng)向角90°，即風(fēng)垂直吹向列車側(cè)面，圖7為頭車迎風(fēng)側(cè)和背風(fēng)側(cè)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(fēng)環(huán)境下頭車迎風(fēng)側(cè)為正壓，背風(fēng)側(cè)為負壓.最大正壓出現(xiàn)在迎風(fēng)一側(cè)的鼻尖處.這是由于橫風(fēng)的影響，雖然有風(fēng)屏障的阻擋，但仍有部分氣流吹向列車一側(cè)，從而最大壓力偏向迎風(fēng)側(cè)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(fēng)側(cè)出現(xiàn)了負壓區(qū)，而背風(fēng)側(cè)出現(xiàn)大面積的正壓區(qū)，導(dǎo)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(jù)圖9，高速列車的迎風(fēng)側(cè)與背風(fēng)側(cè)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(fēng)側(cè)的壓力逐漸減小.而在背風(fēng)側(cè)，隨著遠離頭車鼻尖處，壓力增加.

橫向來流首先遇到風(fēng)屏障的阻擋，來流被抬升，使車頂附近的流速增大.由于風(fēng)屏障的存在，導(dǎo)致列車迎風(fēng)側(cè)和背風(fēng)側(cè)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(fēng)及列車速度的合成速度的遠端，湍流發(fā)展的空間更大，流場發(fā)展更為充分，形成的漩渦范圍更大，即列車背風(fēng)側(cè)形成的漩渦區(qū)域頭車最小，尾車最大.

表2為橫風(fēng)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(fēng)的影響最為嚴重.

表2 各車氣動力及氣動力矩值

2.2 瞬態(tài)風(fēng)作用下列車的氣動特性

在高架橋加裝風(fēng)屏障后，列車周圍的流場結(jié)構(gòu)發(fā)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(fēng)向角為90°，最大風(fēng)速為23.46m/s，穩(wěn)定風(fēng)速為13.8 m/s，最小風(fēng)速為4.14 m/s.圖10為瞬態(tài)風(fēng)作用下不同時刻頭車的表面壓力分布.

圖10 瞬態(tài)風(fēng)作用下列車頭車表面的壓力云圖

由圖10可知，瞬態(tài)風(fēng)下列車表面的壓力隨時間變化而變化.在t=0.2s時橫風(fēng)風(fēng)速為5.52m/s，由于風(fēng)速數(shù)值較小，且流場發(fā)展未穩(wěn)定，在風(fēng)屏障作用下列車迎風(fēng)側(cè)與背風(fēng)側(cè)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(fēng)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(fēng)速值不同所致，即前一時刻風(fēng)場的遲滯效應(yīng)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(fēng)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(fù)雜；在t=1.6s時，風(fēng)速達到最大值，由于風(fēng)屏障的阻擋，氣流大部分從車頂上風(fēng)繞過，少部分氣流會在車體兩側(cè)形成漩渦，此時車體表面迎風(fēng)側(cè)及背風(fēng)側(cè)均為負壓；在t=3.6s時，風(fēng)速達到極小值，車體表面壓力分布較t=0.2s時復(fù)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(fēng)側(cè)與風(fēng)屏障形成出現(xiàn)漩渦，列車背風(fēng)側(cè)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(fēng)速值均為13.8m/s，但速度流線圖卻呈現(xiàn)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(fēng)場的流線圖相比，不同時刻的背風(fēng)側(cè)的漩渦的幾何尺寸和位置均發(fā)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(tài)風(fēng)場下是不穩(wěn)定的.

圖11 瞬態(tài)風(fēng)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(tài)風(fēng)作用下，列車頭車周圍流場情況最為復(fù)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(guān)系，如圖12所示.

瞬態(tài)風(fēng)場中列車受到的氣動力受風(fēng)速值的影響顯著.由圖12(a)可知，在瞬態(tài)風(fēng)速作用下，氣動阻力和側(cè)向力的非穩(wěn)態(tài)變化規(guī)律基本相同，瞬態(tài)風(fēng)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(nèi)，由于風(fēng)速在前0.5s內(nèi)迅速增長，在后0.5s內(nèi)維持恒值不變，阻力，升力和側(cè)向力變化由急到緩；在1～2s內(nèi)，風(fēng)速經(jīng)歷了由恒值向最大值的波動過程，所以導(dǎo)致氣動力也經(jīng)歷了由大到小的變化過程；在2～3s內(nèi)，風(fēng)速維持恒值不變，在考慮到各氣動力響應(yīng)滯后因素的前提下，各氣動力保持大致恒定；在3～4s內(nèi)，風(fēng)速經(jīng)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(fēng)速維持恒定，各氣動力才逐漸趨于穩(wěn)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(fēng)速值影響明顯，且表現(xiàn)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(tài)風(fēng)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(fēng)屏障的高架橋時車速對列車所受氣動載荷的影響.瞬態(tài)風(fēng)場的風(fēng)速值仍按圖5所示的規(guī)律變化，列車分別以200、250、300、350和400km/h通過計算區(qū)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(cè)向力變化曲線

由圖13可看出，在瞬態(tài)風(fēng)作用下，同一時刻隨著車速增加，列車運行的氣動阻力和側(cè)向力均相應(yīng)增加，表現(xiàn)出明顯的正相關(guān)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(tài)風(fēng)作用下帶風(fēng)屏障的高架橋上，車速的變化不會對周圍流場結(jié)構(gòu)產(chǎn)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(cè)滾力矩變化歷程

圖14表明，車速的變化對側(cè)滾力矩影響很大.列車的側(cè)滾力矩同時受到瞬態(tài)風(fēng)風(fēng)速和列車運行速度的影響，在瞬態(tài)風(fēng)風(fēng)速值變化過程中，雖然風(fēng)向保持為90°，但列車運行的側(cè)滾力矩方向隨風(fēng)速值而發(fā)生改變.在不同車速范圍內(nèi)，影響側(cè)滾力矩的主要因素不同，當列車運行速度小于250km/h時，側(cè)滾力矩幅值隨瞬態(tài)風(fēng)風(fēng)速值變化而變化，表現(xiàn)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(cè)滾力矩變化的主要因素，由圖中1～2s圖像可以看出，對應(yīng)車速300、350和400km/h時的側(cè)滾力矩幅值變化依此增大，且增大幅度比例升高，不再表現(xiàn)出車速小于250km/h，側(cè)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(jié)論

(1)恒定側(cè)風(fēng)下頭車周圍的流場結(jié)構(gòu)最為復(fù)雜.表現(xiàn)為頭車的橫向氣動力受橫風(fēng)的影響最為嚴重，當車速為300km/h，橫風(fēng)風(fēng)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(fēng)場下，列車所受到氣動力基本穩(wěn)定不變，而中國帽型瞬態(tài)風(fēng)作用下高速列車的氣動性能表現(xiàn)出明顯的延時性;

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

(4)中國帽型瞬態(tài)風(fēng)場下，車速對列車受到的氣動力和氣動力矩的影響規(guī)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(cè)滾力矩的增幅則越來越大，這表明列車運行速度越高，穩(wěn)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.

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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(xué)方面的研究

A

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