王東屏, 趙潔,羅煥,劉超

(1.大連交通大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,遼寧 大連 116028;2.大連交通大學(xué) 機(jī)車車輛工程學(xué)院,遼寧 大連 116028)①

列車速度的提高使得列車與空氣的相互作用變得更加強(qiáng)烈[1].在實(shí)際的車輛運(yùn)行過程中，隨著側(cè)風(fēng)風(fēng)向角的增大，列車空氣動(dòng)力性能逐漸惡化，列車各項(xiàng)氣動(dòng)力迅速增大，影響了列車的橫向穩(wěn)定性[2].傾覆力矩的增大導(dǎo)致列車失穩(wěn)而脫軌和傾覆[3]，行車的阻力增大，使得運(yùn)營能耗增大，同時(shí)對列車高速運(yùn)行的安全性、穩(wěn)定性也帶來重大影響[4].因此，為了使列車安全通過風(fēng)區(qū)，必須開展側(cè)風(fēng)環(huán)境下的列車空氣動(dòng)力特性研究.

目前，許多學(xué)者都對高速列車側(cè)風(fēng)下運(yùn)行進(jìn)行了大量研究，李西安等[5]研究了在列車明線運(yùn)行時(shí)，不同網(wǎng)格劃分對計(jì)算結(jié)果的影響，并與風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行比較.同時(shí)研究了橫風(fēng)作用下、不同車速和風(fēng)速下列車的氣動(dòng)性能變化規(guī)律.郗艷紅等[6]研究了單列高速列車在明線橫風(fēng)環(huán)境中運(yùn)行時(shí)的氣動(dòng)特性，將來流速度為60 m/s，風(fēng)向角為3°和6°時(shí)列車模型氣動(dòng)力系數(shù)與風(fēng)洞試驗(yàn)的數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，得出了橫風(fēng)風(fēng)速和風(fēng)向角及車速對列車氣動(dòng)特性的影響規(guī)律.高廣軍[7]研究了在強(qiáng)側(cè)風(fēng)作用時(shí)，車—路耦合條件下車輛的氣動(dòng)性能，在風(fēng)向角為90°時(shí)，車輛受到的氣動(dòng)力最大，并且氣動(dòng)力隨著車速和風(fēng)速的增大而增大.

雖然上述文章對高速列車側(cè)風(fēng)明線運(yùn)行的氣動(dòng)特性進(jìn)行了大量的計(jì)算分析，但多為改變車速和風(fēng)速來對列車氣動(dòng)特性進(jìn)行分析，對于變角度的研究較少，且與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對比驗(yàn)證較少，所以仍然需要對多個(gè)風(fēng)向角下列車的空氣流場進(jìn)行數(shù)值分析.

本文應(yīng)用Fluent流體分析軟件，在多風(fēng)向角側(cè)風(fēng)環(huán)境下，對動(dòng)車組三車編組的空氣動(dòng)力流場進(jìn)行數(shù)值仿真，將表面測點(diǎn)的壓力系數(shù)結(jié)果與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，研究不同風(fēng)向角下列車的表面壓力系數(shù)規(guī)律、流場速度及各項(xiàng)氣動(dòng)參數(shù)，為動(dòng)車組側(cè)風(fēng)環(huán)境下安全運(yùn)行指標(biāo)的確定提供技術(shù)支持.

1 計(jì)算模型

1.1 幾何模型

列車計(jì)算模型取三車編組，即：動(dòng)力車+拖車+動(dòng)力車，車輛之間以風(fēng)擋連接.對列車某些局部結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡化處理，最大限度地呈現(xiàn)列車外形原貌.動(dòng)車組整車計(jì)算模型見圖1.

圖1 動(dòng)車組整車計(jì)算模型

為避免列車在尾部產(chǎn)生繞流，從而影響計(jì)算精度，設(shè)列車前端流場區(qū)域的縱向長度為25倍的列車高度，列車尾流區(qū)域的縱向長度至少大于2倍的列車總長度，計(jì)算域高度約為20倍的列車高度[8].考慮到側(cè)風(fēng)問題，擴(kuò)大流域兩側(cè)面的區(qū)域，設(shè)側(cè)方流場區(qū)域?yàn)?倍的列車總長度，最終確定整個(gè)計(jì)算區(qū)域?yàn)?68 m×280 m×90 m.

1.2 網(wǎng)格劃分

列車表面采用三角形網(wǎng)格劃分，四周的矩形區(qū)域內(nèi)部均采用幾何適應(yīng)性強(qiáng)的四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，按照距離壁面的遠(yuǎn)近在車體周圍劃分三層區(qū)域：流域一、流域二和流域三，且網(wǎng)格大小依次減小.網(wǎng)格總數(shù)約為1 400萬，整體流域的網(wǎng)格劃分見圖2.

圖2 整體流域的網(wǎng)格劃分

根據(jù)列車結(jié)構(gòu)的不同，對其進(jìn)行不同程度的網(wǎng)格劃分， 研究車身特殊部位時(shí)需要對網(wǎng)格進(jìn)一步加密，如列車頭部、 空調(diào)導(dǎo)流罩、 受電弓導(dǎo)流罩及與車身連接處的細(xì)小結(jié)構(gòu)，車頭剖面網(wǎng)格劃分見圖3.

圖3 車頭剖面網(wǎng)格劃分

1.3 計(jì)算方法

運(yùn)用有限體積法對高速列車三維外流場進(jìn)行數(shù)值模擬.列車周圍流場為不可壓縮、定常、黏性流體流動(dòng)，故采用RANS方法[9]和RNGκ-ε雙方程湍流模型對其空氣流場進(jìn)行仿真計(jì)算.計(jì)算方法使用SIMPLE來耦合壓力—速度流場，對流項(xiàng)使用二階迎風(fēng)格式進(jìn)行離散，黏性項(xiàng)為中心差分格式.

2 計(jì)算條件

2.1 邊界條件

本文模擬列車在風(fēng)洞中吹風(fēng)試驗(yàn)的方式，給定邊界條件，風(fēng)速采用合成風(fēng)[10].入口和迎風(fēng)面設(shè)定為速度入口，風(fēng)速為60 m/s；出口和背風(fēng)面設(shè)定為壓力出口，靜壓為0.根據(jù)列車與周圍空氣的相對運(yùn)動(dòng)，列車整體設(shè)置為無滑移壁面，地面設(shè)置為滑移壁面，滑移壁面的速度與車速大小相等、方向相反，以體現(xiàn)其與列車之間的相對運(yùn)動(dòng).

側(cè)風(fēng)是風(fēng)向與列車運(yùn)行方向呈一定角度的環(huán)境風(fēng)[10].列車側(cè)風(fēng)風(fēng)向角示意圖見圖4，假定風(fēng)向角為0°時(shí)以速度v吹向列車，設(shè)定方向?yàn)槲鞅苯嵌鹊膫?cè)風(fēng)角度為負(fù)，西南方向的側(cè)風(fēng)角度為正.對風(fēng)速為60 m/s、側(cè)風(fēng)風(fēng)向角為-24°～+24°(間隔為3°)的17個(gè)計(jì)算工況進(jìn)行了數(shù)值模擬.邊界條件定義見表1.

圖4 列車側(cè)風(fēng)風(fēng)向角示意圖

表1 邊界條件定義

2.2 車身表面測點(diǎn)的建立

在風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室中對動(dòng)車組1/8 原型車進(jìn)行了吹風(fēng)試驗(yàn)[11].為了獲得列車的表面壓力系數(shù)，風(fēng)洞試驗(yàn)中在列車車頭和空調(diào)導(dǎo)流罩表面共計(jì)布置了若干個(gè)測壓點(diǎn)，數(shù)值模擬中為保證建立模型測點(diǎn)的準(zhǔn)確性和方便性，降低與風(fēng)洞試驗(yàn)中列車車身測點(diǎn)表面壓力系數(shù)對比的誤差，因此在建立模型時(shí)設(shè)置與風(fēng)洞試驗(yàn)相同位置的測點(diǎn)，測點(diǎn)通過在車身表面選取面單元方式創(chuàng)建.

3 結(jié)果分析

3.1 測點(diǎn)壓力曲線結(jié)果對比

按照風(fēng)洞試驗(yàn)報(bào)告內(nèi)容選取的測點(diǎn)位置分別為頭車鼻端前緣處和空調(diào)導(dǎo)流罩上表面中點(diǎn)處，將數(shù)值模擬得到相應(yīng)的表面壓力系數(shù)與風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，圖5為兩個(gè)測點(diǎn)壓力系數(shù)隨風(fēng)向角變化的曲線對比，風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù)來源于參考文獻(xiàn)[11].

(a) 鼻端前緣處 (b) 空調(diào)導(dǎo)流罩上表面中點(diǎn)處

圖5表明車身測點(diǎn)表面壓力系數(shù)的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與風(fēng)洞試驗(yàn)的壓力系數(shù)曲線變化趨勢一致，但數(shù)值計(jì)算略小于風(fēng)洞試驗(yàn)值.其表面壓力對比的具體誤差見表2.

表2 風(fēng)洞試驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算表面壓力系數(shù)的比較

由表2可知，數(shù)值模擬與風(fēng)洞試驗(yàn)的測點(diǎn)表面壓力系數(shù)誤差為10%左右，存在誤差的原因主要有:數(shù)值模擬的幾何模型與列車模型之間存在幾何誤差；數(shù)值模擬的送風(fēng)方式為均勻風(fēng)，而風(fēng)洞試驗(yàn)的風(fēng)場設(shè)定未完全按照均勻風(fēng)送風(fēng)；數(shù)值模擬的計(jì)算環(huán)境與風(fēng)洞試驗(yàn)的試驗(yàn)環(huán)境無法保持完全一致.

可見，風(fēng)洞試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果之間存在合理誤差，這驗(yàn)證了測點(diǎn)建立的準(zhǔn)確性及模型計(jì)算方法的可行性，說明數(shù)值計(jì)算結(jié)果具有一定的參考價(jià)值.

3.2 側(cè)風(fēng)工況計(jì)算結(jié)果分析

3.2.1 車體表面壓力分布

當(dāng)列車在側(cè)風(fēng)環(huán)境中運(yùn)行時(shí)，列車空氣動(dòng)力性能進(jìn)一步惡化.表面壓力分布規(guī)律不同于明線運(yùn)行時(shí)的壓力分布規(guī)律，不同風(fēng)向角下車體表面壓力云圖見圖6.

(a) 0°迎風(fēng)側(cè)列車表面壓力云圖

(c) -9°迎風(fēng)側(cè)列車表面壓力云圖

從圖中可知，無側(cè)風(fēng)時(shí)列車車體表面壓力分布的變化范圍較小，迎風(fēng)側(cè)和背風(fēng)側(cè)負(fù)壓范圍較多，表面壓力最大值位于頭車鼻尖前緣點(diǎn)，此時(shí)車身表面最大壓力為2 199 Pa，最小壓力為-3 813 Pa.當(dāng)風(fēng)向角增大到-9°時(shí)，列車迎風(fēng)側(cè)大部分為正壓區(qū)，背風(fēng)側(cè)均為負(fù)壓區(qū)，頭部的壓力滯止點(diǎn)偏離列車前緣鼻端處，出現(xiàn)在車頭鼻尖迎風(fēng)側(cè)處,此時(shí)最大壓力為2 300 Pa，最小壓力為-5 169 Pa，較無風(fēng)時(shí)最小壓力減小了36%.風(fēng)向角進(jìn)一步增大到-24°時(shí)，列車迎風(fēng)面處于較大正壓狀態(tài)，由于兩側(cè)面的壓差較大，有大量的漩渦產(chǎn)生和脫落，使得背風(fēng)面處于高負(fù)壓狀態(tài).空調(diào)導(dǎo)流罩和受電弓導(dǎo)流罩與車體相接處均呈現(xiàn)較大的正壓，在拐角處產(chǎn)生較高負(fù)壓，由此造成列車前后壓差使列車承受的阻力增大；隨著風(fēng)向角的增大，空調(diào)導(dǎo)流罩和受電弓導(dǎo)流罩所受到的側(cè)向力也逐步增大.

3.2.2 風(fēng)向角為-24°時(shí)的速度矢量分布

列車頭部在距地面1.8 m的水平橫斷面上的速度矢量分布見圖7，列車尾部橫剖面外輪廓周圍速度矢量分布見圖8.

圖7表明，由于風(fēng)向角的增大，造成列車表面壓力、速度分布的不對稱性.當(dāng)氣流經(jīng)過鼻端繼續(xù)沿車體流動(dòng)時(shí)，車身表面的壓力開始下降，表面壓力最大處為迎風(fēng)側(cè)速度來流處.

圖7 列車頭部周圍速度矢量分布

圖8表明，列車在側(cè)風(fēng)環(huán)境下運(yùn)行時(shí)，在列車背風(fēng)側(cè)，空氣流動(dòng)產(chǎn)生旋渦，故背風(fēng)側(cè)空氣速度明顯小于迎風(fēng)側(cè)速度.列車周圍最大速度為114.11 m/s.由于轉(zhuǎn)向架與車體之間空間較小，導(dǎo)致氣流流動(dòng)空間變小，氣流方向發(fā)生改變，其中一部分氣流進(jìn)入車身下方轉(zhuǎn)向架區(qū)域內(nèi)，由于此處車體端墻區(qū)域周圍相對封閉，導(dǎo)致轉(zhuǎn)向架周圍的氣流無法及時(shí)導(dǎo)出，因此在轉(zhuǎn)向架周圍氣流速度較小.

圖8 列車尾部橫剖面外輪廓周圍速度矢量分布

3.2.3 風(fēng)向角對氣動(dòng)性能的影響

高速列車在側(cè)風(fēng)環(huán)境中運(yùn)行時(shí)，隨著側(cè)風(fēng)風(fēng)向角的變化，列車承受的阻力、側(cè)向力均在不斷變化.動(dòng)車組在側(cè)風(fēng)環(huán)境中運(yùn)行時(shí)，風(fēng)速設(shè)定為60 m/s，列車各部分阻力系數(shù)和側(cè)向力系數(shù)隨風(fēng)向角變化曲線見圖9、圖10.

圖9(a)表明，隨風(fēng)向角的增大，頭車所受阻力系數(shù)先增大后減小，這是由于車頭形狀為曲面，風(fēng)向角為0°時(shí)，來流速度垂直于車頭，有風(fēng)向角時(shí)，來流速度并非完全垂直于車頭，車頭曲面處受到的力被分解為垂直來流速度方向的切向力和垂直車頭曲面切線的力.隨角度的增大，阻力逐漸增大，當(dāng)角度增大到10°時(shí)，頭車阻力系數(shù)達(dá)到最大，此時(shí)空調(diào)導(dǎo)流罩所受阻力占總頭車阻力的3%，隨著角度進(jìn)一步增大，阻力逐漸減小.圖9(b)表明，在-24°～24°范圍內(nèi)，中車的阻力系數(shù)隨風(fēng)向角增大逐漸增大，空調(diào)導(dǎo)流罩阻力系數(shù)曲線呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，其阻力在無風(fēng)環(huán)境下占據(jù)總的中車的4%，受電弓導(dǎo)流罩阻力系數(shù)曲線在此范圍內(nèi)呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢，在24°時(shí)占據(jù)總的中車阻力的14%，可看出在列車運(yùn)行過程中，受電弓導(dǎo)流罩對列車中車所受阻力的影響較大.圖9(c)表明，尾車的阻力系數(shù)曲線變化趨勢與中車的變化趨勢相同， 空調(diào)導(dǎo)流罩阻 力 系數(shù)曲線在-24°～24°范圍內(nèi)基本也成呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，當(dāng)阻力系數(shù)達(dá)到最大時(shí)，所受阻力占總的尾車阻力的2%.圖9(d)表明，中車所受阻力最大，且由圖9(b)可看出因受電弓導(dǎo)流罩的存在，導(dǎo)致中車承受的阻力較大，其阻力系數(shù)比風(fēng)向角為0°時(shí)增大了97%，頭車的阻力系數(shù)變化范圍明顯小于尾車，整車的阻力系數(shù)在方向角為12°時(shí)增大了68%，24°時(shí)增大了103%.

(a) 頭車

(a) 頭車

根據(jù)數(shù)據(jù)分析，對側(cè)風(fēng)風(fēng)向角與列車氣動(dòng)阻力系數(shù)進(jìn)行高斯曲線擬合，整車阻力系數(shù)的擬合曲線相關(guān)系數(shù)范圍為0.974 29～0.983 93，高斯曲線表達(dá)式為：

Cx=C0+Ae(-0.5((x-xc)/w)2)

(1)

式中:C0=0.862 76；A=-0.408 54；xc=0.115 14；w=8.338 69;e取2.718 28.可計(jì)算出列車在不同風(fēng)向角下的氣動(dòng)阻力系數(shù).

圖10(a)、10(b)表明，在0°～±24°范圍內(nèi)，頭車和中車側(cè)向力系數(shù)絕對值均隨風(fēng)向角的增大而逐步增大，受電弓導(dǎo)流罩所受側(cè)向力的絕對值隨風(fēng)向角增大而增大；風(fēng)向角從0°變化為24°時(shí)，側(cè)向力系數(shù)從6.24×10-5變化為0.001 6，增大了24倍；當(dāng)風(fēng)向角到達(dá)24°時(shí)其側(cè)向力系數(shù)占總中車的4%，車頂空調(diào)導(dǎo)流罩受到的側(cè)向力占總側(cè)向力的3%.圖10(c)表明，尾車的側(cè)向力系數(shù)曲線走勢呈波動(dòng)狀，原因?yàn)槲擦鲄^(qū)氣流的不穩(wěn)定性較大，隨著角度的增大，迎風(fēng)側(cè)與背風(fēng)側(cè)的壓差也在增大，尾流出現(xiàn)較多分離渦，導(dǎo)致尾車側(cè)向力系數(shù)波動(dòng)無規(guī)律.圖10(d)表明，在0°～±24°范圍內(nèi)，頭車所受到的側(cè)向力最大，中車次之，尾車所受到的側(cè)向力最小，且尾車側(cè)向力系數(shù)受風(fēng)向角變化的影響最小.風(fēng)向角從0°變化為24°時(shí)，頭車所受側(cè)向力系數(shù)由9.4×10-5變化為0.076 9，增大了800倍，風(fēng)向角為12°時(shí)整車側(cè)向力系數(shù)增大了224倍，24°時(shí)增大了500倍.根據(jù)曲線走勢，側(cè)向力系數(shù)有持續(xù)增大的趨勢，角度越大，列車越容易發(fā)生傾覆.而尾車在角度從0°變成24°時(shí)側(cè)向力系數(shù)增大的幅值為4，數(shù)值較頭車和中車而言始終最小，故尾車相對安全.

根據(jù)數(shù)據(jù)分析，對側(cè)風(fēng)風(fēng)向角與列車側(cè)向力系數(shù)進(jìn)行三次函數(shù)曲線擬合，整車側(cè)向力系數(shù)的擬合曲線相關(guān)系數(shù)范圍為0.997 26～0.998 29，三次函數(shù)曲線表達(dá)式為：

Cz=A+Bx+Cx2+Dx3

(2)

式中：A=-0.001 37；B=0.003 83；C=4.632 24×10-6；D=2.202 78×10-6；x為側(cè)風(fēng)風(fēng)向角.可計(jì)算出列車在不同風(fēng)向角下的側(cè)向力系數(shù).

4 結(jié)論

(1)風(fēng)向角在-12°～+12°范圍內(nèi)，車身部分測點(diǎn)表面壓力系數(shù)的數(shù)值模擬結(jié)果和風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果誤差范圍控制在10%以內(nèi)，因此驗(yàn)證了計(jì)算模型與計(jì)算方法的可行性.

(2)列車表面壓力最大處為迎風(fēng)側(cè)速度來流處，且氣流通過車頭沿著車體表面向車身流動(dòng)時(shí)，由于氣流方向和速度的改變，在車頭與車身連接處出現(xiàn)負(fù)壓區(qū)；隨風(fēng)向角的增加，車頭與車身連接處的負(fù)壓程度增強(qiáng)，且列車表面壓力、速度分布的不對稱性增大，在列車迎風(fēng)側(cè)出現(xiàn)大面積正壓區(qū),背風(fēng)面一側(cè)的空氣流動(dòng)產(chǎn)生旋渦，出現(xiàn)較多的負(fù)壓區(qū)，車體周圍的速度也在逐漸增大；風(fēng)向角從0°增大到9°，進(jìn)一步增大到24°時(shí)，車體表面最大負(fù)壓值從-3 500 Pa增大到-5 169 Pa，最后增大為-9 100 Pa.

(3) 整車阻力系數(shù)與風(fēng)向角的關(guān)系曲線擬合方程滿足高斯方程Cx=C0+Ae(-0.5((x-xc)/w)2)，整車阻力系數(shù)且隨著風(fēng)向角的增加而相應(yīng)增大，受電弓導(dǎo)流罩使得中車承受更大的阻力系數(shù)，故中車所受到的氣動(dòng)阻力最大，尾車、頭車次之，整車的阻力系數(shù)在方向角為12°時(shí)增加了68%，24°時(shí)增大了103%.

(4) 整車側(cè)向力系數(shù)與風(fēng)向角的關(guān)系曲線擬合方程滿足三次函數(shù)方程Cz=A+Bx+Cx2+Dx3，整車側(cè)向力系數(shù)的其絕對值隨風(fēng)向角的增大相應(yīng)增大，頭車所受到的側(cè)向力系數(shù)最大，中車和尾車次之，風(fēng)向角為12°時(shí)整車側(cè)向力系數(shù)增大了224倍，風(fēng)向角為24°時(shí)的整車側(cè)向力系數(shù)為0.12，增大了500倍，因此在大風(fēng)向角的環(huán)境中列車有更明顯脫軌和傾覆的趨勢，應(yīng)多開展列車在大風(fēng)向角側(cè)風(fēng)環(huán)境中的研究.