橫風(fēng)環(huán)境高架運(yùn)行的城際動(dòng)車(chē)組車(chē)體氣動(dòng)載荷分析

公衍軍，黃尊地，常寧

橫風(fēng)環(huán)境高架運(yùn)行的城際動(dòng)車(chē)組車(chē)體氣動(dòng)載荷分析

公衍軍1，黃尊地2, 3，常寧2

(1. 中車(chē)青島四方機(jī)車(chē)車(chē)輛股份有限公司，山東 青島 266111；2. 五邑大學(xué) 軌道交通學(xué)院，廣東 江門(mén) 529020；3. 中南大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410075)

建立高架橋和城際動(dòng)車(chē)組的三維模型，應(yīng)用ANSYS ICEM軟件生成結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，采用RANS湍流方程開(kāi)展定常計(jì)算以及大渦模擬進(jìn)行非定常計(jì)算，得到車(chē)體表面壓力時(shí)程曲線。通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算的網(wǎng)格模型和仿真算法。耦合車(chē)速和風(fēng)速，計(jì)算高架運(yùn)行的城際動(dòng)車(chē)組車(chē)體氣動(dòng)載荷。研究結(jié)果表明：無(wú)橫風(fēng)時(shí)，動(dòng)車(chē)組頭車(chē)阻力最大，與速度的二次方成正比；有橫風(fēng)時(shí)，尾車(chē)阻力最大。車(chē)速在80 km/h至200 km/h范圍，風(fēng)速為10 m/s至60 m/s范圍時(shí)，相同車(chē)速和風(fēng)速下，動(dòng)車(chē)組頭車(chē)的側(cè)向力、升力和傾覆力矩最大，中間車(chē)次之，尾車(chē)最小；橫風(fēng)風(fēng)速對(duì)車(chē)體氣動(dòng)載荷的影響敏感度大于運(yùn)行車(chē)速。

橫風(fēng)；高架；城際動(dòng)車(chē)組；氣動(dòng)載荷；風(fēng)洞試驗(yàn)；數(shù)值計(jì)算

良好的橫風(fēng)運(yùn)行安全性是實(shí)現(xiàn)動(dòng)車(chē)組高速高效運(yùn)行的有效手段。在強(qiáng)側(cè)風(fēng)作用下，列車(chē)空氣動(dòng)力性能惡化，不僅列車(chē)空氣阻力、升力、橫向力迅速增加，還影響列車(chē)的橫向穩(wěn)定性，嚴(yán)重時(shí)將導(dǎo)致列車(chē)傾覆[1]。環(huán)境風(fēng)影響鐵路運(yùn)輸效率，同時(shí)引起的列車(chē)事故遍布日本、歐美和國(guó)內(nèi)，非常有必要展開(kāi)風(fēng)速和車(chē)速耦合的列車(chē)橫風(fēng)運(yùn)行安全性研究。國(guó)內(nèi)外學(xué)者在橫風(fēng)作用下高速列車(chē)的周?chē)鲌?chǎng)結(jié) 構(gòu)[2-4]及轉(zhuǎn)向架的氣動(dòng)載荷特性[5-8]方面做了大量的研究，為列車(chē)在環(huán)境風(fēng)環(huán)境下的運(yùn)行安全性評(píng)估提供理論依據(jù)。于夢(mèng)閣等[9]對(duì)平地上不同風(fēng)向角(0°～180°)、不同風(fēng)速(13.8～32.6 m/s)和不同列車(chē)運(yùn)行速度(200～400 km/h)下高速列車(chē)的氣動(dòng)載荷特性和運(yùn)行安全性進(jìn)行了分析。劉加利等[10]研究了不同橫風(fēng)風(fēng)速(13.8，20.7和32.6 m/s)下定常氣動(dòng)力和非定常氣動(dòng)力對(duì)直線上高速列車(chē)運(yùn)行安全性的影響特性。張亮等[11]計(jì)算得到各路況運(yùn)行時(shí)高速列車(chē)車(chē)體所受非定常氣動(dòng)力(車(chē)速300 km/h，風(fēng)速17.1 m/s)的時(shí)域特性，分析不同路況下列車(chē)的運(yùn)行安全性。以上受橫風(fēng)影響的安全性分析基本都是針對(duì)平地工況的高速動(dòng)車(chē)組展開(kāi)，對(duì)高架運(yùn)行的城際動(dòng)車(chē)組研究偏少，尤其高橫風(fēng)風(fēng)速的研究較少。本文選擇高架橋運(yùn)營(yíng)的城際動(dòng)車(chē)組展開(kāi)研究，建立高架橋和城際動(dòng)車(chē)組的三維模型，劃分結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，計(jì)算不同橫風(fēng)風(fēng)速(0～60 m/s)和運(yùn)行車(chē)速(80～200 km/h)耦合作用下城際動(dòng)車(chē)組車(chē)體的氣動(dòng)載荷，分析其變化規(guī)律，為跨線運(yùn)行動(dòng)車(chē)組自適應(yīng)轉(zhuǎn)向架的設(shè)計(jì)提供動(dòng)力學(xué)分析數(shù)據(jù)。

1 數(shù)值計(jì)算模型

1.1 計(jì)算模型

車(chē)輛模型選用中國(guó)中車(chē)設(shè)計(jì)和生產(chǎn)的CRH6型城際動(dòng)車(chē)組。動(dòng)車(chē)組長(zhǎng)度為76.4 m，寬度為3.3 m，高度為3.86 m。列車(chē)底部與道床之間的距離為0.375 m，其中軌道表面與道床之間的距離為0.175 m，即列車(chē)底部到軌道表面的距離為0.2 m。軌道表面到地面的距離為12.73 m，其中橋梁底部到地面的距離約為10 m。計(jì)算區(qū)域設(shè)置依據(jù)詳見(jiàn)參考文獻(xiàn)[12]，計(jì)算域總體長(zhǎng)度為352 m，總體寬度為160 m，總體高度為70 m，具體尺寸如圖1所示。

正向?yàn)樗俣热肟?，設(shè)置車(chē)速，負(fù)向?yàn)閴毫Τ隹?；正向速度入口，設(shè)置風(fēng)速，正向?yàn)閴毫Τ隹?；正向及高架橋?yàn)榛频孛?，滑移速度與車(chē)速保持一致，負(fù)向?yàn)閴毫Τ隹?。橫風(fēng)從地面和高架橋之間穿過(guò)及從高架橋上繞流，計(jì)算域具體邊界條件的設(shè)置如圖1所示。

單位：m

1.2 數(shù)學(xué)模型

(a) 計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格；(b) 動(dòng)車(chē)組網(wǎng)格

2 風(fēng)洞試驗(yàn)驗(yàn)證

2.1 風(fēng)洞試驗(yàn)

為保證后續(xù)數(shù)值計(jì)算網(wǎng)格模型和仿真算法的準(zhǔn)確性，開(kāi)展城際動(dòng)車(chē)組的風(fēng)洞試驗(yàn)驗(yàn)證工作。風(fēng)洞試驗(yàn)在中南大學(xué)鐵道校區(qū)高速列車(chē)研究中心的“回字形”風(fēng)洞基地進(jìn)行。風(fēng)洞基地具體布局及主要尺寸如圖3所示。本次試驗(yàn)在橫斷面尺寸為1 m× 0.8 m的高速試驗(yàn)段進(jìn)行，最高來(lái)流風(fēng)速可達(dá)60 m/s(轉(zhuǎn)換車(chē)速為216 km/h，滿足最高車(chē)速要求)。動(dòng)車(chē)組模型為原車(chē)1:100的縮比模型，在高速試驗(yàn)段可以實(shí)現(xiàn)橫放或者豎放，根據(jù)數(shù)值計(jì)算和風(fēng)洞試驗(yàn)的對(duì)比要求設(shè)置驗(yàn)證試驗(yàn)工況。對(duì)比試驗(yàn)選定測(cè)試工況車(chē)速為0 km/h，風(fēng)速為60 m/s的動(dòng)車(chē)組車(chē)體表面壓力時(shí)程曲線，具體模型如圖3所示，其中車(chē)體中部1-8測(cè)點(diǎn)位于迎風(fēng)側(cè)。

(a) 風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室示意圖；(b) 1-4測(cè)點(diǎn)；(c) 5-8測(cè)點(diǎn)

2.2 數(shù)據(jù)對(duì)比

數(shù)值計(jì)算同時(shí)采用1:100的縮比模型計(jì)算并監(jiān)測(cè)相同的數(shù)據(jù)點(diǎn)。為保證數(shù)據(jù)計(jì)算的準(zhǔn)確，設(shè)置CFL Number等于1，根據(jù)其公式計(jì)算得出數(shù)值計(jì)算的時(shí)間步長(zhǎng)應(yīng)為2.5×10-4s，即采樣頻率為4 000 Hz；風(fēng)洞試驗(yàn)采樣頻率為500 Hz，所以比較兩者前500個(gè)采樣點(diǎn)數(shù)據(jù)以及壓力平均值。風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)試中，動(dòng)車(chē)組車(chē)體中部流場(chǎng)穩(wěn)定，數(shù)值差別不大。以5號(hào)測(cè)點(diǎn)為例，當(dāng)車(chē)速為0 km/h，風(fēng)速為60 m/s時(shí)，風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算的數(shù)據(jù)對(duì)比如圖4所示。

由圖4可知，數(shù)值計(jì)算采樣數(shù)據(jù)和壓力平均值比風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)試數(shù)值略高一些，主要因?yàn)樵囼?yàn)測(cè)試過(guò)程中有部分壓力損失導(dǎo)致，數(shù)值計(jì)算過(guò)程及結(jié)果較為理想。數(shù)值計(jì)算和風(fēng)洞試驗(yàn)的均值誤差在5%以內(nèi)，滿足工程精度要求。通過(guò)數(shù)據(jù)對(duì)比，得出上述數(shù)值計(jì)算中計(jì)算區(qū)域的網(wǎng)格模型和仿真算法是準(zhǔn)確可信的。

3 數(shù)據(jù)分析

3.1 阻力變化規(guī)律分析

當(dāng)橫風(fēng)風(fēng)速為0 m/s，高架橋上運(yùn)行的城際動(dòng)車(chē)組頭車(chē)、中間車(chē)和尾車(chē)受到的阻力與速度的二次方成正比，符合氣動(dòng)規(guī)律；同一車(chē)速下，頭車(chē)阻力最大，尾車(chē)次之，中間車(chē)最小。當(dāng)城際動(dòng)車(chē)組運(yùn)行車(chē)速分別為80，120，160和200 km/h，橫風(fēng)風(fēng)速分別為0，10，20，30，40，50和60 m/s時(shí)，頭車(chē)、中間車(chē)和尾車(chē)的阻力變化規(guī)律如圖5所示。

(a) 500個(gè)采樣數(shù)據(jù)；(b) 壓力平均值

(a) 頭車(chē)阻力隨風(fēng)速變化規(guī)律；(b) 頭車(chē)阻力隨車(chē)速變化規(guī)律；(c) 中間車(chē)阻力隨風(fēng)速變化規(guī)律；(d) 中間車(chē)阻力隨車(chē)速變化規(guī)律；(e) 尾車(chē)阻力隨風(fēng)速變化規(guī)律；(f) 尾車(chē)阻力隨車(chē)速變化規(guī)律

由圖5可知，隨著風(fēng)速的增加，在風(fēng)速和車(chē)速的耦合作用下，高架橋上運(yùn)行的城際動(dòng)車(chē)組頭車(chē)的阻力由正變負(fù)，改變了方向；尾車(chē)阻力最大。當(dāng)車(chē)速一定時(shí)，中間車(chē)和尾車(chē)阻力的絕對(duì)值隨風(fēng)速的增加而增加。當(dāng)風(fēng)速一定時(shí)，中間車(chē)阻力隨車(chē)速的增加而增加，尾車(chē)阻力隨車(chē)速的增加變化不明顯，低風(fēng)速時(shí)有微弱增加的趨勢(shì)，高風(fēng)速時(shí)有微弱減小的趨勢(shì)。

3.2 側(cè)向力變化規(guī)律分析

當(dāng)城際動(dòng)車(chē)組運(yùn)行車(chē)速分別為80，120，160和200 km/h，橫風(fēng)風(fēng)速分別為0，10，20，30，40，50和60 m/s時(shí)，頭車(chē)、中間車(chē)和尾車(chē)的側(cè)向力變化規(guī)律如圖6所示。

由圖6可知，當(dāng)城際動(dòng)車(chē)組運(yùn)行車(chē)速在80 km/h至200 km/h之間，橫風(fēng)風(fēng)速為10 m/s至60 m/s時(shí)，頭車(chē)、中間車(chē)和尾車(chē)的側(cè)向力隨風(fēng)速的增加而明顯增加，隨車(chē)速的變化不明顯；風(fēng)速對(duì)車(chē)體側(cè)向力的影響敏感度大于車(chē)速；相同車(chē)速和風(fēng)速下，頭車(chē)的側(cè)向力最大，中間車(chē)次之，尾車(chē)最小。

(a) 頭車(chē)側(cè)向力隨風(fēng)速變化規(guī)律；(b) 頭車(chē)側(cè)向力隨車(chē)速變化規(guī)律；(c) 中間車(chē)側(cè)向力隨風(fēng)速變化規(guī)律；(d) 中間車(chē)側(cè)向力隨車(chē)速變化規(guī)律；(e) 尾車(chē)側(cè)向力隨風(fēng)速變化規(guī)律；(f) 尾車(chē)側(cè)向力隨車(chē)速變化規(guī)律

3.3 升力變化規(guī)律分析

當(dāng)城際動(dòng)車(chē)組運(yùn)行車(chē)速分別為80，120，160和200 km/h，橫風(fēng)風(fēng)速分別為0，10，20，30，40，50和60 m/s時(shí)，頭車(chē)、中間車(chē)和尾車(chē)的升力變化規(guī)律如圖7所示。

由圖7可知，當(dāng)城際動(dòng)車(chē)組運(yùn)行車(chē)速在80 km/h至200 km/h之間，橫風(fēng)風(fēng)速為0 m/s至60 m/s時(shí)，頭車(chē)、中間車(chē)和尾車(chē)的升力隨風(fēng)速的增加而明顯增加，隨車(chē)速的變化不明顯；風(fēng)速對(duì)車(chē)體升力的影響敏感度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于車(chē)速。相同車(chē)速和風(fēng)速下，頭車(chē)的升力最大，中間車(chē)次之，尾車(chē)最小。

(a) 頭車(chē)升力隨風(fēng)速變化規(guī)律；(b) 頭車(chē)升力隨車(chē)速變化規(guī)律；(c) 中間車(chē)升力隨風(fēng)速變化規(guī)律；(d) 中間車(chē)升力隨車(chē)速變化規(guī)律；(e) 尾車(chē)升力隨風(fēng)速變化規(guī)律；(f) 尾車(chē)升力隨車(chē)速變化規(guī)律

3.4 傾覆力矩變化規(guī)律分析

當(dāng)城際動(dòng)車(chē)組運(yùn)行車(chē)速分別為80，120，160和200 km/h，橫風(fēng)風(fēng)速分別為0，10，20，30，40，50和60 m/s時(shí)，頭車(chē)、中間車(chē)和尾車(chē)的傾覆力矩變化規(guī)律如圖8所示。

由圖8可知，當(dāng)城際動(dòng)車(chē)組運(yùn)行車(chē)速在80 km/h至200 km/h之間，橫風(fēng)風(fēng)速為0 m/s至60 m/s時(shí)，頭車(chē)、中間車(chē)和尾車(chē)的傾覆力矩隨風(fēng)速的增加而明顯增加，隨車(chē)速的變化不明顯；風(fēng)速對(duì)車(chē)體傾覆力矩的影響敏感度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于車(chē)速。相同車(chē)速和風(fēng)速下，頭車(chē)的傾覆力矩最大，中間車(chē)次之，尾車(chē)最小，所以橫風(fēng)環(huán)境高架運(yùn)行的城際動(dòng)車(chē)組頭車(chē)最危險(xiǎn)。

4 結(jié)論

1) 無(wú)橫風(fēng)時(shí)，高架橋上運(yùn)行的城際動(dòng)車(chē)組頭車(chē)、中間車(chē)和尾車(chē)受到的阻力與速度的二次方成正比；同一車(chē)速下，頭車(chē)阻力最大，尾車(chē)次之，中間車(chē)最小。有橫風(fēng)時(shí)，尾車(chē)阻力最大。

2) 城際動(dòng)車(chē)組運(yùn)行車(chē)速在80 km/h至200 km/h之間，橫風(fēng)風(fēng)速在10 m/s至60 m/s之間時(shí)，頭車(chē)、中間車(chē)和尾車(chē)的側(cè)向力、升力和傾覆力矩隨風(fēng)速的增加而明顯增加，隨車(chē)速的變化不明顯；風(fēng)速對(duì)車(chē)體側(cè)向力、升力和傾覆力矩的影響敏感度大于車(chē)速；相同車(chē)速和風(fēng)速下，動(dòng)車(chē)組頭車(chē)的側(cè)向力、升力和傾覆力矩最大，中間車(chē)次之，尾車(chē)最小，所以橫風(fēng)環(huán)境高架運(yùn)行的城際動(dòng)車(chē)組頭車(chē)最危險(xiǎn)。研究結(jié)果為跨線運(yùn)行動(dòng)車(chē)組自適應(yīng)轉(zhuǎn)向架的設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

(a) 頭車(chē)傾覆力矩隨風(fēng)速變化規(guī)律；(b) 頭車(chē)傾覆力矩隨車(chē)速變化規(guī)律；(c) 中間車(chē)傾覆力矩隨風(fēng)速變化規(guī)律；(d) 中間車(chē)傾覆力矩隨車(chē)速變化規(guī)律；(e) 尾車(chē)傾覆力矩隨風(fēng)速變化規(guī)律；(f) 尾車(chē)傾覆力矩隨車(chē)速變化規(guī)律

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Aerodynamic load analysis of intercity EMU car bodies operating on the viaduct under cross-wind environment

GONG Yanjun1, HUANG Zundi2, 3, CHANG Ning2

(1. CRRC Qingdao Sifang Co., Ltd., Qingdao 266111, China; 2. School of Rail Transportation, Wuyi University, Jiangmen 529020, China;3. School of Traffic and Transportation Engineering, Central South University, Changsha 410075, China)

A three-dimensional coupled model of the viaduct and intercity EMU was established. The structural mesh was generated by using ANSYS ICEM software program. The RANS equation was used for steady state calculation and the Large Eddy Simulation was used for unsteady state calculation. The time-history curve of surface pressure of vehicle body was obtained. The meshing model and simulation algorithm of numerical calculation were verified by wind tunnel test. With the vehicle speed and wind speed coupled, aerodynamic loads of intercity EMU car bodies on the viaduct were calculated. The simulation results show that when there is no cross-wind, the aerodynamic drag of EMU head car is the largest, which is proportional to the square of train speed; when there is cross wind, the aerodynamic drag of tail car is the greatest. When the vehicle speed is 80～200 km/h and the crosswind wind speed is 10～60 m/s, with the same vehicle and wind speed, the lateral force, lift and overturning moment of EMU head car are the largest, followed by the middle car and tail car sequentially; the sensitivity of the cross-wind speed to the aerodynamic loads of car bodies is greater than the train running speed.

cross wind; viaduct; intercity EMU; aerodynamic load; wind tunnel test; numerical calculation

U270.2

A

1672 - 7029(2020)11 - 2748 - 08

10.19713/j.cnki.43-1423/u.T20200294

2020-04-10

國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃項(xiàng)目“先進(jìn)軌道交通”重點(diǎn)專項(xiàng)資助項(xiàng)目(2018YFB1201701-07)；廣東省基礎(chǔ)與應(yīng)用基礎(chǔ)研究基金聯(lián)合基金—青年基金資助項(xiàng)目(2019A1515111052)

黃尊地(1987-)，男，山東嘉祥人，副教授，博士，從事軌道交通空氣動(dòng)力學(xué)研究；E-mail：wyuhzd@163.com

(編輯 蔣學(xué)東)