不同風(fēng)擋內(nèi)傾角度對高速列車氣動性能的影響*

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(shù)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(shù)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(fēng)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(xué)及聲學(xué)要求[1]。高速動車組的風(fēng)擋分為外風(fēng)擋和內(nèi)風(fēng)擋兩部分，共同承擔(dān)車輛之間的擠壓和相對運動，并且內(nèi)風(fēng)擋主要作為旅客安全通道，外風(fēng)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(yīng)車外氣壓波的急劇變化，滿足氣動載荷下的強度要求，風(fēng)擋要有足夠的強度。風(fēng)擋作為高速列車車端連接的重要部件，其拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)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(fēng)擋區(qū)域由于自身外形結(jié)構(gòu)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(fēng)擋部件上，引起風(fēng)擋結(jié)構(gòu)的振動。長期的氣動振動勢必造成風(fēng)擋結(jié)構(gòu)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(dāng)氣動載荷與風(fēng)擋結(jié)構(gòu)產(chǎn)生共振時，風(fēng)擋結(jié)構(gòu)振動幅度加大，并伴有低沉的噪聲，嚴(yán)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(fēng)擋外形結(jié)構(gòu)對列車氣動性能影響的研究相對較少，對風(fēng)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(fēng)擋、全封閉外風(fēng)擋、無外風(fēng)擋3種情況以及基于典型風(fēng)擋構(gòu)建的4種其他風(fēng)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(fēng)洞試驗，研究了半封閉外風(fēng)擋和全封閉外風(fēng)擋結(jié)構(gòu)形式對列車空氣阻力的影響；BELL等[5]利用低噪聲大型風(fēng)洞研究了高速列車的氣動噪聲，其研究結(jié)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(shè)計車體連接處的外形，根據(jù)不同的外形設(shè)計安裝平滑罩結(jié)構(gòu)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(cè)外風(fēng)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(zhǔn)確性通過線路實車試驗進行了驗證。研究得到了用于指導(dǎo)高速列車風(fēng)擋氣動設(shè)計的重要結(jié)論，為解決高速列車風(fēng)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(shè)置

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

圖1 原結(jié)構(gòu)三維模型

圖2 風(fēng)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(dāng)簡化，頭車計算模型包含轉(zhuǎn)向架等重要結(jié)構(gòu)。在滿足計算要求的前提下，計算區(qū)域應(yīng)選取適當(dāng)?shù)拇笮?，為了不影響風(fēng)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(jié)構(gòu)，在幾何突變區(qū)域及尾流場和背風(fēng)側(cè)進行網(wǎng)格加密，如圖4所示對風(fēng)擋區(qū)域設(shè)置網(wǎng)格加密域，加密域的尺寸為50 mm，風(fēng)擋結(jié)構(gòu)的面網(wǎng)格最小尺寸為2 mm，整體網(wǎng)格量約為108。風(fēng)擋結(jié)構(gòu)的體網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖5所示。

圖4 頭車車體表面及風(fēng)擋區(qū)域周圍網(wǎng)格

圖5 風(fēng)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(yīng)的影響，將地面設(shè)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(fēng)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(jié)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(jié)果。由圖8可以看出，線路測試壓力頻譜分析結(jié)果和振動加速度頻譜分析結(jié)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(jié)果同樣存在一個8.161 6 Hz的主頻，這與線路實車測試結(jié)果吻合，驗證了仿真計算的準(zhǔn)確性和可靠性。

圖6 實車測試車間風(fēng)擋測點布置示意圖

圖7 仿真計算風(fēng)擋壓力測點布置圖

3 計算結(jié)果與分析

3.1 分析說明

風(fēng)擋結(jié)構(gòu)編號說明如圖10所示，原風(fēng)擋背風(fēng)側(cè)編號分別命名為gap1_01～gap1_06，對應(yīng)的迎風(fēng)側(cè)編號分別為gap2_01～gap2_06。風(fēng)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(shè)備

圖8 實車測試壓力與加速度頻譜分析結(jié)果

圖9 仿真計算壓力頻譜分析結(jié)果

圖10 原風(fēng)擋編號說明示意圖

3.2 風(fēng)擋壓力速度云圖

圖12～圖13分別給出了迎風(fēng)側(cè)與背風(fēng)側(cè)不同風(fēng)擋內(nèi)傾角度下表面壓力云圖。由不同結(jié)構(gòu)的壓力云圖可以看出，風(fēng)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(fēng)擋方案，下風(fēng)擋和角風(fēng)擋存在負(fù)壓區(qū)，其他均為正壓區(qū)。風(fēng)擋內(nèi)傾2°、4°、6°、8°方案，整個風(fēng)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(fēng)擋區(qū)域壓力測點布置圖

圖14給出了風(fēng)擋內(nèi)傾4°情況下風(fēng)擋區(qū)域的速度流線圖。由圖14可以看出，風(fēng)擋區(qū)域的流動極為復(fù)雜，高速列車風(fēng)擋由內(nèi)外風(fēng)擋組成，兩者之間形成近似環(huán)狀的空腔，氣流由風(fēng)擋間隙流入空腔形成空腔流動，空腔內(nèi)部的流動為復(fù)雜的湍流，伴隨有各種渦結(jié)構(gòu)的脫落和破碎，導(dǎo)致內(nèi)部氣流及內(nèi)外風(fēng)擋表面壓力產(chǎn)生不規(guī)則的脈動變化，引起風(fēng)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(jié)構(gòu)，流速變小，氣流壓力脈動減小，一定程度上緩解了外風(fēng)擋的受力情況。

圖12 gap1背風(fēng)側(cè)不同內(nèi)傾角度下風(fēng)擋結(jié)構(gòu)表面的壓力云圖

圖13 gap2迎風(fēng)側(cè)不同內(nèi)傾角度下風(fēng)擋結(jié)構(gòu)表面的壓力云圖

圖14 風(fēng)擋內(nèi)傾4°風(fēng)擋區(qū)域的流線圖

3.3 風(fēng)擋測點壓力分析

表2給出了風(fēng)擋區(qū)域不同測點的壓力值。由表2可以看出，相對于原風(fēng)擋，風(fēng)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(fēng)擋區(qū)域各測點的壓力值均為正壓。

3.4 風(fēng)擋氣動力分析

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

由表3可以看出，對于原風(fēng)擋結(jié)構(gòu)，兩側(cè)風(fēng)擋gap1_01、gap1_02、gap2_01、gap2_02所受側(cè)向力方向均指向外側(cè)，背風(fēng)側(cè)兩側(cè)風(fēng)擋gap1_01、gap1_02(272 N、-383 N)所受側(cè)向力明顯大于迎風(fēng)側(cè)兩側(cè)風(fēng)擋gap2_01、gap2_02(81 N、-96 N)；迎風(fēng)側(cè)下風(fēng)擋與上風(fēng)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(cè)。

風(fēng)擋內(nèi)傾4°方案：對比原風(fēng)擋，背風(fēng)側(cè)兩側(cè)風(fēng)擋gap1_01、gap1_02所受的側(cè)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(cè)。迎風(fēng)側(cè)兩側(cè)風(fēng)擋gap2_01、gap2_02所受側(cè)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(fēng)側(cè)與迎風(fēng)側(cè)上、下風(fēng)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(cè)。

風(fēng)擋內(nèi)傾8°方案：對比原風(fēng)擋，背風(fēng)側(cè)兩側(cè)風(fēng)擋gap1_01、gap1_02所受的側(cè)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(cè)。迎風(fēng)側(cè)兩側(cè)風(fēng)擋gap2_01、gap2_02所受側(cè)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(cè)。背風(fēng)側(cè)與迎風(fēng)側(cè)上、下風(fēng)擋gap1_03、gap1_04、 gap2_03、gap2_04所受的升力均變小，迎風(fēng)側(cè)上、下風(fēng)擋升力明顯小于背風(fēng)側(cè)上、下風(fēng)擋，方向發(fā)生改變，均指向內(nèi)側(cè)。

表2 不同測點壓力計算結(jié)果

表3 不同風(fēng)擋結(jié)構(gòu)側(cè)向力計算結(jié)果

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

圖15 不同風(fēng)擋內(nèi)傾角度兩側(cè)風(fēng)擋側(cè)向力對比

4 結(jié) 論

通過研究不同風(fēng)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(jié)論：

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

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

(3)兩側(cè)風(fēng)擋所受側(cè)向力從小到大順序為6°<8°<0°<4°<2°，風(fēng)擋區(qū)域復(fù)雜的流動導(dǎo)致兩側(cè)風(fēng)擋所受側(cè)向力與內(nèi)傾角度并不是線性關(guān)系。

研究結(jié)果為高速列車風(fēng)擋結(jié)構(gòu)的氣動設(shè)計提供了技術(shù)支撐，為解決高速列車風(fēng)擋振動變形問題指明了新的方向。