苗秀娟，高廣軍，何侃，祝百年，孔繁冰

(1.長沙理工大學(xué)汽車與機(jī)械工程學(xué)院，湖南長沙，410076；2.工程車輛安全性設(shè)計與可靠性技術(shù)湖南省重點實驗室，湖南長沙，410076；3.中南大學(xué)軌道交通安全教育部重點實驗室，湖南長沙，410075；4.中車唐山機(jī)車車輛有限公司技術(shù)研究中心，河北唐山，064000)

我國地大物博，但資源分布并不均衡，鐵路運輸是重要且高效的調(diào)配資源分布的方式。隨著我國高速鐵路的快速發(fā)展，高速列車運輸能力巨大的優(yōu)勢已在客運方面得以體現(xiàn)[1]。而在貨運方面，近年來，隨著電商行業(yè)飛速發(fā)展，我國快遞物流貨物總量逐年增加，對鐵路貨運在速度和運量方面提出了更高要求[2]。在此背景下，具有流線型結(jié)構(gòu)的鐵路貨運高速列車應(yīng)運而生。然而，列車在提高速度之后，其周圍流場環(huán)境將發(fā)生較大變化[3-5]，尤其是在橫風(fēng)下運行時，在橫風(fēng)與列車風(fēng)的復(fù)雜耦合作用下，將產(chǎn)生不斷變化的氣動載荷作用在車體表面，使得列車運行的安全穩(wěn)定性面臨更為嚴(yán)峻的考驗[6-10]。為提高橫風(fēng)下列車的氣動性能，一般在客運高速列車的車廂連接處設(shè)有風(fēng)擋，使得各節(jié)車輛之間的氣動外形過渡更為平滑，因此，風(fēng)擋結(jié)構(gòu)對列車的氣動性能起著重要的作用?，F(xiàn)有研究表明，在無橫風(fēng)條件下，風(fēng)擋縫隙寬度的輕微變化能對列車氣動性能產(chǎn)生一定影響[11]，全包圍風(fēng)擋結(jié)構(gòu)可以降低列車阻力[12]，采用半封閉外風(fēng)擋[13]或者將風(fēng)擋上下兩側(cè)封閉[14]同樣能達(dá)到不同程度的減阻效果。而在橫風(fēng)作用下，氣流會在外形變化較大的頭車前端背風(fēng)側(cè)產(chǎn)生上、下2個旋渦，其中，上部旋渦將與風(fēng)擋處產(chǎn)生的旋渦融合疊加[15]，因此，風(fēng)擋周圍的流場變化必將對列車周圍流場結(jié)構(gòu)產(chǎn)生影響，此時，全封閉式風(fēng)擋可以為整列車提供更強(qiáng)大的抗傾覆能力，半風(fēng)擋同樣能對列車起到減阻作用[16]。研究者對高速列車風(fēng)擋氣動外形的研究大多基于客運高速列車展開，目前，并未發(fā)現(xiàn)對貨運高速列車氣動性能進(jìn)行研究的報道，僅有一些研究者[17-20]對普速鈍體貨運列車開展了車體氣動性能以及周圍流場結(jié)構(gòu)的研究。實際上，雖然貨運高速列車與客運高速列車具有同樣的流線型車體結(jié)構(gòu)，但不同的是，貨運高速列車各車廂之間不需要人員流通，因此，一般貨運列車不考慮內(nèi)風(fēng)擋結(jié)構(gòu)，只考慮外風(fēng)擋結(jié)構(gòu)。在非全包圍風(fēng)擋的情況下，貨運列車由于缺乏內(nèi)風(fēng)擋結(jié)構(gòu)，車廂連接處結(jié)構(gòu)與客運列車存在明顯區(qū)別，這將勢必導(dǎo)致風(fēng)擋區(qū)域流場與客運列車產(chǎn)生差異性，尤其在大側(cè)滑角的橫風(fēng)下，車廂連接處的不同結(jié)構(gòu)將對車體氣動性能產(chǎn)生更大的影響[16]。在車體連接處，為了檢修車鉤等部件方便，外風(fēng)擋需要有開口與外部連通，不宜采用全包圍風(fēng)擋結(jié)構(gòu)，因此，隨著貨運高速列車的發(fā)展，亟待就橫風(fēng)下貨運高速列車的外風(fēng)擋結(jié)構(gòu)對列車氣動性的影響進(jìn)行研究。為此，本文作者采用數(shù)值計算的方法，模擬貨運高速列車周圍流場結(jié)構(gòu)，對列車周圍流場特性進(jìn)行研究，從流場角度分析不同風(fēng)擋開口形式方案下貨運高速列車的氣動性能，并考慮其適用性，提出最優(yōu)風(fēng)擋方案。

1 模型、網(wǎng)格及邊界條件

1.1 物理模型

數(shù)值模擬采用的物理模型為某型貨運高速列車動車組。列車模型采用8節(jié)車編組形式，即1節(jié)具有流線型外形的頭車、6節(jié)外形一致的中間車以及1 節(jié)與頭車外形一致的尾車，見圖1。其中，車體主體結(jié)構(gòu)高度為4.0 m，寬度為3.8 m；頭、尾車長度均為27.3 m，中間車長度為25.0 m，車體間距離為0.7 m；轉(zhuǎn)向架心盤距離(車輛定距)為17.8 m；受電弓工作高度(碳滑板距離軌面距離)為5.3 m?？紤]到在保證計算精度的前提下節(jié)約計算資源，對車體進(jìn)行了必要簡化處理，省略如雨刮器、門把手、車窗等一些細(xì)節(jié)特征，模型的每節(jié)車體之間均由外風(fēng)擋以及車鉤相連。由于受電弓、轉(zhuǎn)向架與其周圍風(fēng)擋距離較近，為充分模擬更真實的風(fēng)擋周圍流場環(huán)境，模型保留了較精細(xì)的受電弓、轉(zhuǎn)向架等細(xì)部結(jié)構(gòu)，見圖2。

分析4種方案模型的氣動性能，分別為：全包圍；頂端開口；底端開口；頂端、低端同時開口的兩端開口方案，見圖3。其中，在有風(fēng)擋開口的方案中，開口兩側(cè)的間距均為1.4 m。

1.2 數(shù)學(xué)模型

圖1 貨運高速列車模型Fig.1 Model of freight high-speed train

圖2 細(xì)部結(jié)構(gòu)模型Fig.2 Models of local structure

圖3 風(fēng)擋方案模型Fig.3 Models of different windshields

采用邊界給定合成風(fēng)的方式來模擬列車與空氣的相對風(fēng)速。在本文的數(shù)值模擬中，貨運高速列車周圍流場的馬赫數(shù)Ma接近0.3，因此，考慮空氣的壓縮性，采用理想氣體。數(shù)值模擬計算時采用ANSYS Fluent 19.2 作為整個流場計算的求解器。由于列車周圍的流場處于湍流狀態(tài)，在本文的數(shù)值計算中選取標(biāo)準(zhǔn)雷諾時均k-ε雙方程湍流模型來模擬整個流場，選取SIMPLEC 算法進(jìn)行速度-壓力耦合，對流項、擴(kuò)散項均采用二階迎風(fēng)格式進(jìn)行離散。計算迭代數(shù)達(dá)2×105次，各項方程計算殘差均低于1×10-6。

1.3 計算區(qū)域及邊界條件

實際上，明線上運行的高速列車處于開放的環(huán)境中。在模擬計算中，因受計算資源限制，需將無限的開放空間簡化為有限的、足夠大的計算區(qū)域來模擬列車周圍空間的流場。本文設(shè)定如圖4所示的長方體計算區(qū)域，圖示參考單位H=4 m 為車體頂端到軌平面的垂直高度。計算區(qū)域中，靠近車體的端面以及側(cè)面定義為速度入口，均給定合成風(fēng)速，其速度分量如下：沿車長方向來流風(fēng)速為97.22 m/s，模擬列車以350 km/h 車速行駛時的列車風(fēng)；沿車寬方向的側(cè)向來流風(fēng)速為35 m/s，模擬強(qiáng)橫風(fēng)環(huán)境。與之相對的背風(fēng)側(cè)端面以及側(cè)面均定義為壓力出口，設(shè)置靜壓為0 Pa。計算區(qū)域的頂面定義為對稱面，用以虛擬擴(kuò)大計算區(qū)域、底面以及軌道設(shè)置為滑移壁面(Moving Wall)，給定與模擬車速大小一致、方向相反的滑移速度，模擬列車與軌道、底面環(huán)境的相對速度。車體表面則定義為固定壁面。

圖4 計算區(qū)域Fig.4 Calculation domain

1.4 網(wǎng)格模型

計算所用的網(wǎng)格采用開源軟件Open FOAM 離散，見圖5。對曲面變化較大的車體、結(jié)構(gòu)較復(fù)雜的轉(zhuǎn)向架、受電弓以及主要關(guān)心的風(fēng)擋周圍區(qū)域網(wǎng)格均進(jìn)行加密處理。為了更準(zhǔn)確地模擬尾渦的脫落情況，對車體周圍列車風(fēng)以及橫風(fēng)的背風(fēng)側(cè)的網(wǎng)格同樣進(jìn)行加密處理。為了更準(zhǔn)確地模擬邊界層流場，對所有車體以及各部件壁面附近空間均進(jìn)行加密，設(shè)置附面層網(wǎng)格。為保證計算與風(fēng)洞試驗具有相似的雷諾數(shù)，將網(wǎng)格模型按1∶8的比例進(jìn)行縮比，基于車高的雷諾數(shù)為2×106。車體表面第一層網(wǎng)格厚度為1 mm左右，表面Y+值均處于30～150 之間。4 種風(fēng)擋方案模型的網(wǎng)格數(shù)量均為4×107個左右。

圖5 計算所用網(wǎng)格Fig.5 Meshes for simulation

1.5 氣動系數(shù)定義

本文在分析氣動力時，先對氣動系數(shù)進(jìn)行量綱一處理：

式中：Cd和Cs分別為氣動阻力系數(shù)和氣動側(cè)向力系數(shù)；Cp為壓力系數(shù)；Fd，F(xiàn)s和P分別為數(shù)值模擬計算得出的氣動阻力、氣動側(cè)向力以及壓力；P∞為遠(yuǎn)場參考壓力；A=0.187 5 m2，為參考橫截面積(相當(dāng)于縮比前實際參考面積12 m2)；ρ=1.225 kg·m-3，為參考空氣密度；vv=97.22 m/s，vw=35 m/s，分別為設(shè)定車速以及橫風(fēng)風(fēng)速。

2 計算方法驗證

為了驗證本文采用計算方法的正確性，將數(shù)值模擬試驗結(jié)果與風(fēng)洞試驗結(jié)果進(jìn)行比對。風(fēng)洞試驗選用模型比例為1∶8 的和諧號CRH2 型高速列車，該車型同樣為流線型高速列車結(jié)構(gòu)，車體周圍流場與本文選用流線型貨運高速列車周圍流場類似。為保證試驗的準(zhǔn)確性，試驗前，對側(cè)力天平重新進(jìn)行校準(zhǔn)，并對天平的各個分量進(jìn)行砝碼加載試驗，加載試驗的氣動荷載測量誤差在0.2%之內(nèi)，完全滿足試驗精度要求。為了滿足流體仿真幾何相似性準(zhǔn)則，同樣采用CRH2型高速列車模型進(jìn)行數(shù)值模擬計算。風(fēng)洞試驗和數(shù)值模擬均采用來流風(fēng)速為60 m/s 的合成風(fēng)速。頭車阻力系數(shù)的試驗結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果如圖6所示。從圖6可以看出：數(shù)值模擬試驗結(jié)果與風(fēng)洞結(jié)果中，頭車阻力系數(shù)隨側(cè)滑角變化的規(guī)律基本一致，數(shù)值模擬結(jié)果略大于風(fēng)洞試驗結(jié)果，且在側(cè)滑角增大的情況下，偏差有增大的趨勢；偏差為7.41%，小于10%，說明本文采用的數(shù)值模擬計算方法滿足工程要求。

圖6 頭車阻力系數(shù)對比Fig.6 Comparison of drags on head car

3 計算結(jié)果分析

3.1 流速分布

為顯示橫風(fēng)下4種風(fēng)擋方案對車體周圍流速分布影響，對流域采取切片并以風(fēng)速這一變量進(jìn)行著色渲染，見圖7，其中，水平面位于車體高度中間位置，垂直面位于車體寬度中間位置。

圖7 車體周圍流速分布Fig.7 Velocity distributions around trains

從整體水平面、垂直面流速分布看，風(fēng)擋局部變化對整列車的影響主要體現(xiàn)在風(fēng)擋周圍。在全包圍方案中，由于風(fēng)擋處于完全封閉狀態(tài)，風(fēng)擋內(nèi)部與外部氣流并未連通；而頂端開口、底端開口以及兩端開口方案中，風(fēng)擋均存在不同形式開口，因此，風(fēng)擋內(nèi)部與外部氣流相通。在全包圍方案中，車體表面連貫性較好，除頭尾和尾車外，整列車中間位置車體周圍流速分布較均勻；對于風(fēng)擋頂端開口、底端開口以及兩端開口方案，由于車體本身對氣流產(chǎn)生阻礙作用，使得車體間的風(fēng)擋處流速較低?？紤]到第3和第4車之間風(fēng)擋位于第3車受電弓后側(cè)，流場較復(fù)雜，因此，選取此處局部垂直面流場分布進(jìn)行分析，見圖7。全包圍方案與頂端開口、底端開口以及兩端開口這3種方案相比，風(fēng)擋處流速分布具有顯著差別：全包圍方案中，風(fēng)擋處與周圍車體更連貫，使得氣流過渡較平緩；另外3種方案中，在風(fēng)擋開口處均有氣流與周圍空氣連通，而風(fēng)擋處的氣流速度較低，與車體周圍高速氣流具有明顯速度差異，在空氣黏性作用下，將增大車體黏性阻力；在頂端開口、兩端開口方案中，在風(fēng)擋頂部均有開口，而車體頂端區(qū)域流速較高，因此，在此處開口對車體阻力將產(chǎn)生更大影響；而在底端開口方案中，開口位于車體底部，此處流場受轉(zhuǎn)向架等復(fù)雜結(jié)構(gòu)影響，流速本身較低，風(fēng)擋內(nèi)外流速差別較小，使得此處開口對車體阻力影響較小。

3.2 壓力分布

采用同樣的對流場切片方式，橫風(fēng)下4種風(fēng)擋方案對車體周圍壓力分布的影響見圖8。從圖8可以看出：在水平面以及垂直面上，風(fēng)擋局部變化對整列車周圍壓力分布的影響同樣主要體現(xiàn)在風(fēng)擋處；在全包圍方案中，風(fēng)擋周圍壓力變化較小，車體中間壓力分布較均勻；另外3種方案中，風(fēng)擋處的壓力與周圍空間壓力則存在不同程度的差別。從第3和第4車之間的風(fēng)擋處壓力分布看，全包圍方案中，風(fēng)擋并未對其周圍壓力分布產(chǎn)生明顯影響；在頂端開口以及兩端開口方案中，風(fēng)擋內(nèi)部壓力明顯比風(fēng)擋外部區(qū)域的壓力低，使得第3車將受到更大的壓差阻力；在底端開口方案中，風(fēng)擋內(nèi)部并未出現(xiàn)明顯的負(fù)壓區(qū)域，因此，不會使得第3車受到較大的壓差阻力。

3.3 車體表面壓力系數(shù)

圖9所示為4種不同風(fēng)擋方案的貨運高速列車水平截面的表面壓力系數(shù)沿車長方向分布圖，其中，水平截面的高度為車高的1/2(即1/2H)，車長定義為L。從圖9可以看出：在4 種不同風(fēng)擋模型下，車體迎風(fēng)側(cè)、背風(fēng)側(cè)表面壓力系數(shù)在頭、尾車以及各個風(fēng)擋處均存在較明顯波動，同時，表面壓力的波動表現(xiàn)出一定的差異性：在迎風(fēng)側(cè)，頂端開口方案在所有風(fēng)擋處，表面壓力波動的極小值要明顯比其他3個方案的低；在背風(fēng)側(cè)，頂端開口方案在第3和第5個風(fēng)當(dāng)處，表面壓力波動的極小值也明顯比其他3個方案的低。由此可見，若只在風(fēng)擋頂端開口，則在強(qiáng)橫風(fēng)下，風(fēng)擋處將產(chǎn)生更劇烈的壓力波動。在除風(fēng)擋區(qū)域之外的其他位置，各方案之間壓力系數(shù)分布規(guī)律基本一致，可見在強(qiáng)橫風(fēng)下，風(fēng)擋的局部變化對整車表面壓力的影響也僅限于風(fēng)擋周圍區(qū)域。

圖8 車體周圍壓力分布Fig.8 Pressure distribution around trains

3.4 氣動力系數(shù)

氣動力指的是高速列車在運行時，作用在車體表面剪切力與壓力的合力，是反映列車在橫風(fēng)下氣動性能在重要指標(biāo)。表1與表2所示分別為強(qiáng)橫風(fēng)下貨運高速列車氣動阻力、側(cè)向力系數(shù)。

從表1可知：由于頭車處于所有風(fēng)擋的上風(fēng)側(cè)，因此，頭車后方的風(fēng)擋變化對頭車阻力系數(shù)影響均較?。粡牡?節(jié)車開始，不同風(fēng)擋方案的對車體氣動阻力的影響開始體現(xiàn)；整體而言，在橫風(fēng)下，全包圍方案更好地保持了車體的連貫性，因此，阻力系數(shù)最低；底端開口方案整車氣動阻力僅比全包圍方案的氣動阻力高4.03%；頂端開口方案和兩端開口方案中，整車氣動阻力較大，分別比全包圍方案的氣動阻力高16.21%和12.51%；從單節(jié)車來看，最大的差異性體現(xiàn)在第一個受電弓所在的第3節(jié)車，在底端開口方案中，此節(jié)車阻力系數(shù)比全包圍方案的阻力系數(shù)高8.79%；而頂端開口與兩端開口方案的阻力系數(shù)分別比全包圍方案的阻力系數(shù)高67.03%和49.08%。

圖9 水平截面車體表面壓力系數(shù)Cp分布Fig.9 Pressure distribution on horizontal plane along train surface

表1 阻力系數(shù)Table 1 Drag force coefficients

表2 側(cè)向力系數(shù)Table 2 Side force coefficients

從表2可以看出：在橫風(fēng)下，4 種不同風(fēng)擋方案對整車氣動橫向力也有一定影響；全包圍方案的整車側(cè)向力系數(shù)最低，底端開口方案的整車阻力系數(shù)比全包圍方案的整車阻力系數(shù)高0.46%，而頂端開口方案與兩端開口方案的整車阻力系數(shù)則分別比包圍方案的整車阻力系數(shù)高3.76% 和2.65%；風(fēng)擋的局部變化對各節(jié)車氣動側(cè)向力均有不同程度的影響。值得注意的是，在側(cè)向力系數(shù)最大的頭車，與全包圍方案相比，另外3種開口方案的側(cè)向力系數(shù)反而略降低。

4 結(jié)論

1)風(fēng)擋局部變化對整列貨運高速列車周圍流速分布影響主要體現(xiàn)在風(fēng)擋區(qū)域；全包圍使得車體表面連貫性更好，周圍流速分布更均勻；風(fēng)擋開口之后，風(fēng)擋內(nèi)部低速氣流與外部高速氣流連通，將增大列車黏性阻力；車體底部流速較低，因此，風(fēng)擋底端開口方案對流速分布影響較小。

2)風(fēng)擋局部變化對整列車周圍壓力分布產(chǎn)生影響。在頂端開口與底端開口方案中，風(fēng)擋內(nèi)部出現(xiàn)明顯負(fù)壓，增大風(fēng)擋上風(fēng)側(cè)車體壓差阻力；在底端開口方案中，風(fēng)擋內(nèi)部并未出現(xiàn)明顯負(fù)壓。

3)風(fēng)擋局部變化對整車表面壓力系數(shù)產(chǎn)生影響。在橫風(fēng)的迎風(fēng)側(cè)及背風(fēng)側(cè)，各風(fēng)擋處表面壓力系數(shù)沿車長方向的分布產(chǎn)生明顯波動；頂端開口使得風(fēng)擋處壓力系數(shù)變化更加劇烈。

4)與全包圍相比，風(fēng)擋采取不同形式開口之后整列車的氣動阻力、側(cè)向力均有所增大；與頂端開口和兩端開口方案相比，底端開口方案使得整列車的氣動阻力、側(cè)向力增加幅度更小。

5)綜合來看，全包圍方案能在橫風(fēng)下保證貨運高速列車具有更優(yōu)異的氣動性能，若需要為風(fēng)擋開口以方便檢修，建議將開口處設(shè)置在風(fēng)擋底部。