韓運動， 董 巖， 李傳迎， 汪海燕

(1 中車青島四方機車車輛股份有限公司 國家高速動車組總成工程技術研究中心， 山東青島 266111；2 日照鋼鐵控股集團有限公司 稽核室， 山東日照 276806；3 中車青島四方機車車輛股份有限公司 技術中心， 山東青島 266111)

2017年9月21日京滬高鐵率先以速度350 km/h開跑，未來中國高鐵的持續(xù)運營速度最高可達350 km/h。隨著我國高速列車運行速度的提高，列車氣動特性也日益凸顯。風擋是列車之間的柔性部分，可以吸收車輛之間的所有相對運動并使旅客能安全容易的通過，同時為了保證客室環(huán)境的舒適度需滿足列車的空氣動力學及聲學要求[1]。高速動車組的風擋分為外風擋和內(nèi)風擋兩部分，共同承擔車輛之間的擠壓和相對運動，并且內(nèi)風擋主要作為旅客安全通道，外風擋用來降低車輛運行時產(chǎn)生的噪聲，同時還使兩個車輛之間弧面聯(lián)接平滑一致，以降低高速動車組運行時的空氣阻力。為了適應車外氣壓波的急劇變化，滿足氣動載荷下的強度要求，風擋要有足夠的強度。風擋作為高速列車車端連接的重要部件，其拓撲結構及連接方式對列車的氣動性能、運行平穩(wěn)性及旅客的乘坐舒適性有重要的影響[2]。列車在高速運行時，其風擋區(qū)域由于自身外形結構因素會形成強烈的具有顯著非定常特性的湍流流場，由此產(chǎn)生的非定常氣動載荷作用于風擋部件上，引起風擋結構的振動。長期的氣動振動勢必造成風擋結構的疲勞損壞，影響列車運行的安全性、穩(wěn)定性以及舒適度。尤其當氣動載荷與風擋結構產(chǎn)生共振時，風擋結構振動幅度加大，并伴有低沉的噪聲，嚴重影響運行安全性及乘客舒適度。

目前，國內(nèi)外對于高速列車風擋外形結構對列車氣動性能影響的研究相對較少，對風擋內(nèi)傾角度的研究更是寥寥無幾。楊加壽等[3]針對CRH380A型動車組3節(jié)編組簡化模型，在速度分別為360 km/h、420 km/h、500 km/h的條件下，通過數(shù)值計算研究了典型風擋、全封閉外風擋、無外風擋3種情況以及基于典型風擋構建的4種其他風擋形式對高速列車氣動性能的影響；黃志祥等人[4]進行了3節(jié)編組高速列車縮比模型的風洞試驗，研究了半封閉外風擋和全封閉外風擋結構形式對列車空氣阻力的影響；BELL等[5]利用低噪聲大型風洞研究了高速列車的氣動噪聲，其研究結果表明車輛連接處的間隙是高速列車上主要的氣動噪聲聲源部位，通過合理設計車體連接處的外形，根據(jù)不同的外形設計安裝平滑罩結構能夠有效減小此處帶來的氣動噪聲。

本文采用三維數(shù)值計算的方法，研究兩側外風擋的內(nèi)傾角度變化對列車氣動性能的影響，數(shù)值計算的準確性通過線路實車試驗進行了驗證。研究得到了用于指導高速列車風擋氣動設計的重要結論，為解決高速列車風擋振動問題指明了方向。

1 數(shù)值計算方法

1.1 計算域、邊界條件設置

原風擋結構(風擋內(nèi)傾角度定義為0°，下同。)三維模型見圖1所示。風擋內(nèi)傾角度變化定義說明見圖2(a)所示，外側圓角在保證風擋總高度和厚度以及下部寬度不變的情況下，以風擋安裝孔為旋轉基點，分別旋轉2°、4°、6°、8°獲得不同風擋內(nèi)傾角度，外風擋內(nèi)傾0°、4°、8°對比示意見圖2(b)所示。

圖1 原結構三維模型

圖2 風擋內(nèi)傾角度變化說明

為了減少計算量，采用頭車+中間車向后延伸的計算編組形式，對列車幾何模型進行適當簡化，頭車計算模型包含轉向架等重要結構。在滿足計算要求的前提下，計算區(qū)域應選取適當?shù)拇笮?，為了不影響風擋區(qū)域的流場發(fā)展，將車體向后延伸。最終搭建的計算域見圖3所示。

圖3 計算域

1.2 網(wǎng)格劃分

采用流體仿真軟件STAR-CCM+5.04對空間區(qū)域的網(wǎng)格進行劃分，空間網(wǎng)格類型為Trimmer網(wǎng)格，車體表面布置邊界層網(wǎng)格，第1層高度為1 mm，增長比為1.5，共6層邊界層網(wǎng)格；考慮到地面邊界層的影響，在地面同樣布置邊界層網(wǎng)格，第1層高度為4 mm，增長比為1.5，共6層邊界層網(wǎng)格；為更好的模擬列車周圍的流場結構，在幾何突變區(qū)域及尾流場和背風側進行網(wǎng)格加密，如圖4所示對風擋區(qū)域設置網(wǎng)格加密域，加密域的尺寸為50 mm，風擋結構的面網(wǎng)格最小尺寸為2 mm，整體網(wǎng)格量約為108。風擋結構的體網(wǎng)格劃分結果如圖5所示。

圖4 頭車車體表面及風擋區(qū)域周圍網(wǎng)格

圖5 風擋網(wǎng)格劃分

1.3 計算方法

本文分析的列車運行速度為350 km/h，來流馬赫數(shù)小于0.3，因此，計算模型采用不可壓計算方法；給定速度入口邊界，來流速度為運行速度350 km/h，給定壓力出口邊界，車體為無滑移固壁邊界條件；為模擬地面效應的影響，將地面設置為移動壁面，移動速度與來流速度相等。

計算方法采用基于κ-ωSST兩方程湍流模型的RANS方法?？刂品匠虨槎ǔ-S方程，方程的離散采用有限體積法。

2 方法驗證

圖6給出了前期線路實車測試風擋內(nèi)壓力測點以及振動加速度測點的布置圖。圖7給出了仿真計算的壓力測點布置圖。

圖8給出了速度300 km/h速度下線路實車測試測點的壓力和振動加速度的頻譜分析結果。圖9給出了同一速度下、相同位置測點仿真計算的壓力頻譜分析結果。由圖8可以看出，線路測試壓力頻譜分析結果和振動加速度頻譜分析結果一致，存在一個8.118 Hz的主頻。由圖9可以看出，仿真計算壓力的頻譜分析結果同樣存在一個8.161 6 Hz的主頻，這與線路實車測試結果吻合，驗證了仿真計算的準確性和可靠性。

圖6 實車測試車間風擋測點布置示意圖

圖7 仿真計算風擋壓力測點布置圖

3 計算結果與分析

3.1 分析說明

風擋結構編號說明如圖10所示，原風擋背風側編號分別命名為gap1_01～gap1_06，對應的迎風側編號分別為gap2_01～gap2_06。風擋區(qū)域的壓力測點布置如圖11所示。

表1 實車測試主要設備

圖8 實車測試壓力與加速度頻譜分析結果

圖9 仿真計算壓力頻譜分析結果

圖10 原風擋編號說明示意圖

3.2 風擋壓力速度云圖

圖12～圖13分別給出了迎風側與背風側不同風擋內(nèi)傾角度下表面壓力云圖。由不同結構的壓力云圖可以看出，風擋間隙周邊存在相對較大正壓區(qū)，這是由于氣流由間隙加入流入所致。原風擋方案，下風擋和角風擋存在負壓區(qū)，其他均為正壓區(qū)。風擋內(nèi)傾2°、4°、6°、8°方案，整個風擋區(qū)域基本處于正壓區(qū)，內(nèi)傾位置所受壓力值較大。

圖11 風擋區(qū)域壓力測點布置圖

圖14給出了風擋內(nèi)傾4°情況下風擋區(qū)域的速度流線圖。由圖14可以看出，風擋區(qū)域的流動極為復雜，高速列車風擋由內(nèi)外風擋組成，兩者之間形成近似環(huán)狀的空腔，氣流由風擋間隙流入空腔形成空腔流動，空腔內(nèi)部的流動為復雜的湍流，伴隨有各種渦結構的脫落和破碎，導致內(nèi)部氣流及內(nèi)外風擋表面壓力產(chǎn)生不規(guī)則的脈動變化，引起風擋的變形。其變形量的變化主要受內(nèi)部氣流的擾動程度影響，空腔變小，流進的氣流減少，影響空腔內(nèi)的渦結構，流速變小，氣流壓力脈動減小，一定程度上緩解了外風擋的受力情況。

圖12 gap1背風側不同內(nèi)傾角度下風擋結構表面的壓力云圖

圖13 gap2迎風側不同內(nèi)傾角度下風擋結構表面的壓力云圖

圖14 風擋內(nèi)傾4°風擋區(qū)域的流線圖

3.3 風擋測點壓力分析

表2給出了風擋區(qū)域不同測點的壓力值。由表2可以看出，相對于原風擋，風擋內(nèi)傾8°各測點的壓力值均增大；而內(nèi)傾4°方案，除個別測點外，壓力基本增大。內(nèi)傾8°方案風擋區(qū)域各測點的壓力值均為正壓。

3.4 風擋氣動力分析

下面主要從氣動力的角度分析風擋的變形。計算得到了不同風擋結構、不同風擋塊在3個方向所受的阻力、升力、側向力，計算結果見表3所示。對于兩側風擋主要分析其所受的側向力情況，對于上下風擋主要分析其所受的升力情況。分背風側(命名為gap1)和迎風側(命名為gap2)。

由表3可以看出，對于原風擋結構，兩側風擋gap1_01、gap1_02、gap2_01、gap2_02所受側向力方向均指向外側，背風側兩側風擋gap1_01、gap1_02(272 N、-383 N)所受側向力明顯大于迎風側兩側風擋gap2_01、gap2_02(81 N、-96 N)；迎風側下風擋與上風擋gap2_03、gap2_04所受的升力較小，分別為-45 N、41 N，方向均指向外側。

風擋內(nèi)傾4°方案：對比原風擋，背風側兩側風擋gap1_01、gap1_02所受的側向力均變大，分別為452 N和-468 N，分別增大約21.5%和22.2%，方向不變，均指向外側。迎風側兩側風擋gap2_01、gap2_02所受側向力均變大，分別為236 N和-250 N，分別增大約191%和160%，受力方向不發(fā)生變化。背風側與迎風側上、下風擋gap1_03、gap1_04、 gap2_03、gap2_04所受的升力均顯著增大，方向均指向外側。

風擋內(nèi)傾8°方案：對比原風擋，背風側兩側風擋gap1_01、gap1_02所受的側向力均變小，分別為340 N和-355 N，分別減小約8.6%和7.3%，方向不變，均指向外側。迎風側兩側風擋gap2_01、gap2_02所受側向力均變小，分別為-31 N和33 N，方向發(fā)生改變，均指向內(nèi)側。背風側與迎風側上、下風擋gap1_03、gap1_04、 gap2_03、gap2_04所受的升力均變小，迎風側上、下風擋升力明顯小于背風側上、下風擋，方向發(fā)生改變，均指向內(nèi)側。

表2 不同測點壓力計算結果

表3 不同風擋結構側向力計算結果

圖15給出了不同風擋內(nèi)傾角度情況下，兩側風擋所受側向力對比圖。由圖可以看出，兩側風擋所受側向力對稱性較好。不同內(nèi)傾角度工況下，背風側兩側風擋所受側向力方向均指向外側，呈現(xiàn)“外推”狀態(tài)。對于迎風側兩側風擋，0°、2°、4°工況下所受側向力方向指向外側，呈現(xiàn)“外推”狀態(tài)，而6°、8°工況下所受側向力方向指向內(nèi)側，呈現(xiàn)“內(nèi)壓”狀態(tài)?？梢?，風擋區(qū)域復雜的流動導致兩側風擋所受側向力與內(nèi)傾角度并不是線性關系。

圖15 不同風擋內(nèi)傾角度兩側風擋側向力對比

4 結 論

通過研究不同風擋內(nèi)傾角度的變化對列車氣動性能的影響，可以獲得如下結論：

(1)相對于原風擋，除個別測點外，風擋內(nèi)傾2°、4°、6°、8°各測點的壓力值均增大；內(nèi)傾6°、8°風擋區(qū)域各測點的壓力值均為正壓。

(2)兩側風擋所受側向力對稱性較好，不同內(nèi)傾角度，背風側兩側風擋所受側向力方向均指向外側，呈現(xiàn)“外推”狀態(tài)；迎風側兩側風擋，0°、2°、4°所受側向力方向指向外側，呈現(xiàn)“外推”狀態(tài)，而6°、8°所受側向力方向指向內(nèi)側，呈現(xiàn)“內(nèi)壓”狀態(tài)。

(3)兩側風擋所受側向力從小到大順序為6°<8°<0°<4°<2°，風擋區(qū)域復雜的流動導致兩側風擋所受側向力與內(nèi)傾角度并不是線性關系。

研究結果為高速列車風擋結構的氣動設計提供了技術支撐，為解決高速列車風擋振動變形問題指明了新的方向。