高鐵擋風(fēng)墻端部2種緩沖結(jié)構(gòu)的氣動(dòng)性能對(duì)比

楊偉超，趙文，鄧鍔，何旭輝，鄒云峰

(1.中南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長沙，410075；2.中南大學(xué)高速鐵路建造技術(shù)國家工程研究中心，湖南長沙，410075)

在我國西北地區(qū)分布有多個(gè)長距離的大風(fēng)區(qū)，最高風(fēng)速可達(dá)60 m/s[1-2]。隨著該地區(qū)高速鐵路建設(shè)的快速發(fā)展，高速列車運(yùn)行過程中的氣動(dòng)安全問題逐漸凸顯，因此，擋風(fēng)墻等防風(fēng)設(shè)施在該地區(qū)高速鐵路沿線的應(yīng)用十分普遍[3-6]。當(dāng)高速列車在擋風(fēng)墻背風(fēng)側(cè)運(yùn)行時(shí)，橫風(fēng)對(duì)車廂氣動(dòng)性能的影響顯著降低[7-10]。但由于風(fēng)區(qū)過長，實(shí)現(xiàn)擋風(fēng)墻全線覆蓋十分困難，導(dǎo)致邊界突變問題無法避免。研究表明[11-15]：在橫風(fēng)環(huán)境下，當(dāng)高速列車運(yùn)行通過擋風(fēng)墻端部等突變邊界時(shí)，列車的氣動(dòng)荷載將發(fā)生顯著波動(dòng)，氣動(dòng)性能變差，嚴(yán)重影響列車的行車安全和乘員的舒適體驗(yàn)。因此，有必要提出一種合理的擋風(fēng)墻端部氣動(dòng)緩沖結(jié)構(gòu)。

近年來，國內(nèi)外諸多研究者針對(duì)高速鐵路沿線的防風(fēng)設(shè)施的氣動(dòng)性能開展了一系列研究，其主要研究手段可分為風(fēng)洞試驗(yàn)與數(shù)值模擬。李田等[16]基于CFD 和列車系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模擬了平地上橫風(fēng)下高速列車運(yùn)行通過實(shí)心擋風(fēng)墻的動(dòng)力學(xué)性能，揭示了擋風(fēng)墻端部的存在導(dǎo)致高速列車氣動(dòng)響應(yīng)變差的現(xiàn)象。HASHMI 等[17]通過靜模型風(fēng)洞試驗(yàn)研究了橫風(fēng)作用下路堤擋風(fēng)墻過渡帶對(duì)背風(fēng)側(cè)列車模型的氣動(dòng)性能的影響，其中，在該過渡帶中擋風(fēng)墻與列車壁面之間的距離沿車身縱向發(fā)生變化，過渡區(qū)段對(duì)應(yīng)的列車壓力分布在沿車身縱向上出現(xiàn)了明顯差異。MOHEBBI等[18]采用CFD數(shù)值模擬方法研究了橫風(fēng)作用下平地上開孔式風(fēng)屏障的孔隙率對(duì)高速列車靜模型氣動(dòng)性能的影響，發(fā)現(xiàn)孔隙率為15%的風(fēng)屏障具有較好的防風(fēng)性能。LIU等[19]以數(shù)值模擬方法探討了列車在橫風(fēng)作用下通過擋風(fēng)墻中部不連續(xù)過渡區(qū)的空氣動(dòng)力學(xué)特性，發(fā)現(xiàn)列車通過過渡段時(shí)，壓力和氣動(dòng)荷載會(huì)突然增加，輪軌響應(yīng)指標(biāo)超過安全值。李燕飛等[20]基于k-ε雙方程湍流模型，從流體力學(xué)角度研究了開孔式風(fēng)屏障外形優(yōu)化問題，提出了風(fēng)屏障的最優(yōu)透風(fēng)率為30%、最優(yōu)孔徑需根據(jù)具體環(huán)境確定的建議。YANG 等[21]通過建立風(fēng)-車-橋系統(tǒng)數(shù)值分析模型，揭示了橫風(fēng)作用下高速列車在橋上進(jìn)出風(fēng)屏障端部時(shí)的突風(fēng)效應(yīng)對(duì)車體動(dòng)力響應(yīng)的影響，發(fā)現(xiàn)風(fēng)屏障端部的突風(fēng)效應(yīng)對(duì)列車的橫向和豎向加速度均有顯著影響。

上述研究從多個(gè)方面揭示了不同形式風(fēng)屏障對(duì)列車的防風(fēng)效果。然而，大部分研究者重點(diǎn)對(duì)列車在擋風(fēng)墻內(nèi)行駛的時(shí)段或擋風(fēng)墻中間過渡段進(jìn)行了研究，個(gè)別研究者揭示了列車在通過擋風(fēng)墻端部時(shí)所產(chǎn)生的氣動(dòng)性能突然惡化問題。然而，鮮有研究者提出合理的解決方案。

本文作者提出2種擋風(fēng)墻端部緩沖結(jié)構(gòu)，并基于“馬賽克”網(wǎng)格技術(shù)建立相應(yīng)的實(shí)尺三維CFD數(shù)值模型。將列車分別在2種緩沖結(jié)構(gòu)條件下運(yùn)行穿越擋風(fēng)墻端部的氣動(dòng)荷載時(shí)程曲線與無緩沖結(jié)構(gòu)工況進(jìn)行對(duì)比分析，并從流場角度揭示其差異機(jī)理。最后，基于多體動(dòng)力學(xué)模型計(jì)算得到相應(yīng)的輪-軌響應(yīng)指標(biāo)，以驗(yàn)證最優(yōu)方案的緩沖效果。

1 數(shù)值模型

1.1 設(shè)計(jì)方案

針對(duì)橫風(fēng)環(huán)境下列車運(yùn)行通過擋風(fēng)墻端部時(shí)由氣動(dòng)突變效應(yīng)所致的氣動(dòng)性能惡化問題，設(shè)計(jì)2種安裝于擋風(fēng)墻端部的氣動(dòng)緩沖結(jié)構(gòu)，如圖1 所示。其中，緩沖方案1為簡單的三角形構(gòu)造，高度由外及內(nèi)線性增加至4 m，長為100 m；緩沖方案2為漸變透風(fēng)率型式，分為4 段，每段長25 m，高4 m，采樣正方形均布的開孔型式，由外及內(nèi)透風(fēng)率α依次為80%，60%，40%和20%。

圖1 2種擋風(fēng)墻端部緩沖結(jié)構(gòu)的示意圖Fig.1 Schematic diagrams of two buffer structures installed at the end of windbreak

1.2 湍流模型

本研究選用RNGk-ε雙方程湍流模型。其控制方程包括連續(xù)性方程和動(dòng)量守恒方程。該模型的方程如下：

式中：ρ為空氣的密度；p為空氣動(dòng)力壓力；ui和uj分別為平均速度和脈動(dòng)速度；下標(biāo)i，j=1，2，3，分別代表x，y，z方向；σ為應(yīng)力張量分量。

1.3 CFD模型概況

圖2所示為數(shù)值模型計(jì)算域的幾何整體布局和邊界條件設(shè)置情況。計(jì)算模型為國內(nèi)某型號(hào)高速列車三車編組模型，忽略車頂電機(jī)、受電弓及轉(zhuǎn)向架等凹凸細(xì)部結(jié)構(gòu)，該模型計(jì)算域的長、寬、高分別設(shè)置為800，120 和40 m，列車車頭鼻尖初始位置距離擋風(fēng)墻端部80 m，列車中線位置距計(jì)算域一側(cè)為40 m。擋風(fēng)墻高度為4 m，厚度為1.2 m，實(shí)心段長度為200 m，實(shí)心段的兩端連接同一種類型對(duì)稱放置的緩沖結(jié)構(gòu)，長度均為100 m。擋風(fēng)墻上網(wǎng)格平均長度約為0.05 m，緊貼擋風(fēng)墻表面設(shè)置了6 層附面層網(wǎng)格，第一層厚度為0.002 m(相應(yīng)的y+約為100，滿足RANS湍流模型的計(jì)算要求，y+為量綱一化的壁面距離)。在擋風(fēng)墻區(qū)域附近布置了2層網(wǎng)格加密區(qū)，第一層和第二層加密區(qū)的網(wǎng)格最大控制長度分別為0.10 m和0.25 m。流場計(jì)算和氣動(dòng)荷載系數(shù)計(jì)算均參考鐵路坐標(biāo)系，即x軸正方向是列車行進(jìn)方向，y軸正方向是豎直向上垂直于水平面，z軸正方向是列車行進(jìn)方向的右方向。

圖2 幾何模型與邊界條件Fig.2 Geometric model and boundary conditions

1.4 網(wǎng)格策略及計(jì)算方案

本模型基于Fluent Meshing 2020R2 的“馬賽克”網(wǎng)格技術(shù)，以Poly-Hexcore體網(wǎng)格為主，對(duì)上述模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分。該網(wǎng)格技術(shù)可在滿足高分辨率的網(wǎng)格尺寸要求的前提下，有效減少網(wǎng)格數(shù)量，同時(shí)降低偽擴(kuò)散的影響，從而達(dá)到提升求解效率和精度的目的。采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格和非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格結(jié)合的技術(shù)進(jìn)行劃分，共劃分為2個(gè)區(qū)域：動(dòng)網(wǎng)格區(qū)域和靜網(wǎng)格區(qū)域。其中動(dòng)網(wǎng)格區(qū)域是在ICEM中采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格和非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格結(jié)合的方案進(jìn)行劃分，靜網(wǎng)格區(qū)域是采用基于“馬賽克”技術(shù)的Poly-Hexcore網(wǎng)格進(jìn)行劃分，該技術(shù)的優(yōu)點(diǎn)在于能夠使六面體網(wǎng)格和多面體網(wǎng)格共節(jié)點(diǎn)連接，從而提升網(wǎng)格整體質(zhì)量，并有效降低網(wǎng)格數(shù)量和求解時(shí)間。

圖3所示為相應(yīng)的網(wǎng)格模型概況，網(wǎng)格單元總數(shù)量約為2 500萬個(gè)。其中，車體表面網(wǎng)格以三角形網(wǎng)格為主，平均寬度約為2 mm；A0為車頭、車尾處馬賽克網(wǎng)格；A1為車尾后結(jié)構(gòu)網(wǎng)格；A2為車頭前結(jié)構(gòu)網(wǎng)格；在緊貼車體壁面處設(shè)置了10 層附面層，其中第一層網(wǎng)格厚度約為0.2 mm(經(jīng)估算，y+＜10)。采用k-ε湍流模型進(jìn)行瞬態(tài)求解，時(shí)間步長設(shè)置為10-4s。

圖3 動(dòng)網(wǎng)格示意圖Fig.3 Diagram of dynamic grid zone

1.5 計(jì)算工況與數(shù)據(jù)處理

本文研究共計(jì)算了3組工況，其中工況1對(duì)應(yīng)無緩沖結(jié)構(gòu)的基準(zhǔn)工況，工況2 對(duì)應(yīng)緩沖方案1，工況3 對(duì)應(yīng)緩沖方案2。除緩沖結(jié)構(gòu)的差異外，3組工況對(duì)應(yīng)的計(jì)算模型在其他條件上基本保持一致，如來流風(fēng)速(沿z的正方向)和車速(沿x正方向)分別為25 m/s和250 km/h，湍流模型均采用RANSk-ε方案，計(jì)算時(shí)間步長均為10-4s，網(wǎng)格單元總數(shù)量均約為2 500萬個(gè)。

此外，考慮到列車車體的固有頻率普遍低于10 Hz，對(duì)所有測點(diǎn)的壓力時(shí)程數(shù)據(jù)均進(jìn)行10 Hz低通濾波處理。

濾波前后對(duì)比如圖4所示，雖然大體上并無顯著差異，但一些原本較尖銳的地方會(huì)變得平滑。低通濾波不但能過濾掉對(duì)車體影響不大的少數(shù)高頻波，而且能更直觀地凸顯氣動(dòng)性能變化規(guī)律。

圖4 濾波前后中車Cz對(duì)比Fig.4 Comparison of Cz before and after filtering

為使試驗(yàn)結(jié)果具有可對(duì)比性，對(duì)濾波后的壓力按式(3)～(8)進(jìn)行量綱一化處理。

式中：Cp為壓力系數(shù)，壓力方向垂直車體表面指向車體內(nèi)部時(shí)為正，反之為負(fù)；Cz為橫向力系數(shù)；Cy為升力系數(shù)；CMx為傾覆力矩系數(shù)；CMy為偏航力矩系數(shù)；CMz為點(diǎn)頭力矩系數(shù)；Fz為橫向力，即沿z軸正方向的力；Fy為升力，即沿y軸正方向的力；Mx為傾覆力矩，即繞x軸正方向的力矩；My為偏航力矩，即繞y軸正方向的力矩；Mz為點(diǎn)頭力矩，即繞z軸正方向的力矩；ρ為空氣密度；Va為來流合風(fēng)速；p為計(jì)算得到的測點(diǎn)壓力；p∞為無窮遠(yuǎn)處靜壓力的壓力；A和h分別為單節(jié)車廂的側(cè)面積和高度。

2 模型驗(yàn)證

2.1 網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文模型的網(wǎng)格獨(dú)立性，通過調(diào)整模型核心加密區(qū)的網(wǎng)格尺寸參數(shù)分別建立了粗(1 500萬個(gè))、中(2 500萬個(gè))、細(xì)(3 500萬個(gè))3種不同網(wǎng)格數(shù)量模型。在計(jì)算前進(jìn)行如下處理：只在Z的負(fù)方向施加恒定風(fēng)速為25 m/s 的來流風(fēng)，車速恒定為69.44 m/s，均采用RNGk-ε湍流模擬方案。

為減少計(jì)算時(shí)間，以無緩沖工況頭車的側(cè)向力系數(shù)為監(jiān)測指標(biāo)，圖5所示為3個(gè)模型監(jiān)測指標(biāo)的對(duì)比情況。

圖5 不同網(wǎng)格數(shù)量條件下頭車側(cè)向力系數(shù)Cz對(duì)比Fig.5 Comparison of lateral force coefficient of leading vehicle with different grid numbers

由圖5可知2 500萬個(gè)網(wǎng)格單元的模型與3 000萬個(gè)網(wǎng)格單元的模型計(jì)算結(jié)果較吻合，因此，本文采用2 500萬個(gè)網(wǎng)格單元數(shù)量的模型是合理的。

2.2 與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

為驗(yàn)證本文數(shù)值模擬方法及其計(jì)算結(jié)果的可靠性，參考在中南大學(xué)高速列車中心開展的縮尺比為1∶16.8的風(fēng)屏障-列車氣動(dòng)效應(yīng)的動(dòng)模型試驗(yàn)，單獨(dú)建立與之對(duì)應(yīng)的數(shù)值模型，如圖6所示。

圖6 試驗(yàn)與數(shù)值模型的對(duì)比Fig.6 Comparison between experimental and corresponding numerical models

數(shù)值模型仍然采用RNGk-ε湍流模擬方案，網(wǎng)格數(shù)量為1 500萬個(gè)，車速為350 km/h，無橫風(fēng)。

將數(shù)值模型結(jié)果與動(dòng)模型試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，選用屏障上端部1號(hào)測點(diǎn)與2號(hào)測點(diǎn)的壓力數(shù)值作為參考指標(biāo)，測點(diǎn)示意圖如圖7所示。

圖7 測點(diǎn)示意圖Fig.7 Schematic diagram of measuring points

圖8 所示為無緩沖工況CFD 模型計(jì)算結(jié)果與動(dòng)模型試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比。由圖8 可知：基于RNGk-ε湍流模型模擬的測點(diǎn)壓力系數(shù)與動(dòng)模型試驗(yàn)結(jié)果基本吻合。在擋風(fēng)墻內(nèi)部，兩者的壓力系數(shù)相差甚小。兩者的差異主要出現(xiàn)在列車經(jīng)過擋風(fēng)墻端部時(shí)，但最大波動(dòng)幅度保持在10%之內(nèi)。所以，可以認(rèn)為本文的數(shù)值模擬方法及其結(jié)果是可靠、準(zhǔn)確的。

圖8 壓力系數(shù)Cp試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果的對(duì)比Fig.8 Comparison between experimental and numerical simulation results of pressure coefficient Cp

試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果有略微差異的原因可能有：1)試驗(yàn)中的列車在運(yùn)行過程中會(huì)受到空氣阻力與輪軌摩擦的影響，導(dǎo)致車速不穩(wěn)定，而數(shù)值模擬中的列車速度是一定的。2)數(shù)值模擬中車體與地面并未接觸，試驗(yàn)中列車底部則與軌道緊密連接。3) 模型試驗(yàn)會(huì)存在一定的人為因素，例如車速、模型外觀、測點(diǎn)位置等無法與數(shù)值模擬保持完全一致。

3 氣動(dòng)效果及機(jī)理

3.1 列車氣動(dòng)荷載系數(shù)對(duì)比

圖9所示為3種工況(無緩沖、緩沖方案1和緩沖方案2)條件下列車運(yùn)行穿越擋風(fēng)墻時(shí)頭車車廂的5項(xiàng)氣動(dòng)荷載系數(shù)(橫向力系數(shù)Cz、升力系數(shù)Cy、傾覆力矩系數(shù)CMx、偏航力矩系數(shù)CMy以及點(diǎn)頭力矩系數(shù)CMz)的時(shí)程曲線對(duì)比。其中，“IN”過程對(duì)應(yīng)的時(shí)間段為1.15～2.96 s；“OUT”過程對(duì)應(yīng)的時(shí)間段為5.47～7.28 s。

圖9 3種工況下頭車車廂氣動(dòng)荷載系數(shù)時(shí)程曲線對(duì)比Fig.9 Comparison of aerodynamic load coefficient time history curves of head carriage with three cases

為進(jìn)一步定量評(píng)估2種緩沖方案的氣動(dòng)緩沖性能，參考文獻(xiàn)[21]中提出的判別列車運(yùn)行安全性的一個(gè)重要時(shí)間間隔參考值：Δt=0.035 s。引入氣動(dòng)荷載在0.035 s 時(shí)間間隔下的變化率作為評(píng)價(jià)氣動(dòng)荷載對(duì)車廂沖擊強(qiáng)度的指標(biāo)，其中，另統(tǒng)計(jì)了各工況條件下“IN”和“OUT”過程中的各節(jié)車廂的氣動(dòng)荷載系數(shù)變化幅度峰值。在此基礎(chǔ)上，以無緩沖工況的結(jié)果為基準(zhǔn)，分別按式(9)計(jì)算2種緩沖方案相應(yīng)指標(biāo)的降低率，相應(yīng)的統(tǒng)計(jì)結(jié)果分別見表1和2。

式中：下標(biāo)i=1，2 分別表示緩沖方案1 和2；分別表示基準(zhǔn)工況相應(yīng)過程中氣動(dòng)荷載變化幅度峰值和0.035 s時(shí)變化速率峰值；Δ為氣動(dòng)荷載系數(shù)峰值變化幅度降低率；Δ′為氣動(dòng)荷載變化速率峰值降低率。

由圖9、表1 和表2 可知：針對(duì)“IN”和“OUT”過程中氣動(dòng)荷載系數(shù)的變化幅度，方案2的緩沖效果明顯比方案1的效果好，且緩沖效果主要體現(xiàn)在頭車和尾車；方案2的Cz，Cy，CMx，CMy和CMz的峰值波動(dòng)幅度最高降低率在“IN”過程中分別為27.6%(尾)，29.3%(頭)，60.5%(尾)，55.0%(中)和50.2%(尾)，在“OUT”過程中分別為46.9%(尾)，12.7%(頭)，68.4%(尾)，64.9%(中)和36.3%(尾)；而方案1 的相應(yīng)波動(dòng)幅度降低率在“IN”過程中最高僅為25.2%(尾)，18.9%(頭)，13.0%(尾)，22.4%(尾)和24.2%(尾)，在“OUT”過程中最高僅為32.1%(尾)，9.6%(中)，5.8%(尾)，20.4%(中)和9.1%(頭)，均比方案2 的相應(yīng)值小。值得注意的是，方案1還會(huì)導(dǎo)致氣動(dòng)荷載系數(shù)的變化幅度出現(xiàn)反向升高，在“IN”和“OUT”過程中，氣動(dòng)荷載系數(shù)分別可高達(dá)-45.4%和-64.6%。

表1 2種緩沖方案條件下各節(jié)車廂氣動(dòng)荷載系數(shù)峰值變化幅度降低率Table 1 Reduction rate of peak change amplitude of aerodynamic load coefficient of each car with two buffering schemes

緩沖結(jié)構(gòu)的氣動(dòng)緩沖性能主要體現(xiàn)在對(duì)列車氣動(dòng)荷載變化速率的控制。從圖9中可觀察到，在2種緩沖方案下，列車在“IN”和“OUT”過程的各項(xiàng)氣動(dòng)荷載時(shí)程曲線斜率均有不同程度降低，且方案2的氣動(dòng)荷載時(shí)程曲線相對(duì)于方案1更為平緩。從表2可見：方案2的Cz，Cy，CMx，CMy和CMz的變化速率在“IN”過程中分別降低75.2%(頭)，54.4%(頭)，38.8%(頭)，69.0%(頭)和58.7%(中)，在“OUT”過程中分別降低38.0%(中)，61.1%(頭)，68.0%(尾)，54.4%(中)和55.5%(尾)。而方案1 中相應(yīng)指標(biāo)的降低率均比方案2 的低，且頻繁出現(xiàn)反向升高的現(xiàn)象，說明方案1無法有效保障列車運(yùn)行安全，甚至存在一定的安全隱患。

表2 2種緩沖方案條件下各節(jié)車廂氣動(dòng)荷載變化速率峰值降低率Table 2 Peak reduction rate of aerodynamic load change rate of each car with two buffering schemes

3.2 流場對(duì)比

風(fēng)速和渦旋結(jié)構(gòu)運(yùn)動(dòng)模型是決定列車所受氣動(dòng)荷載變化幅度的2個(gè)主要因素。圖10所示為3種工況條件下列車尚未抵達(dá)擋風(fēng)墻時(shí)某個(gè)流場穩(wěn)定的時(shí)刻擋風(fēng)墻背風(fēng)側(cè)風(fēng)速的分布情況，其中，uz為風(fēng)速在z方向的分量，風(fēng)速測線位于列車的運(yùn)行線路中心，測線1 距地面高度為1 m，測線2 距地面高度2 m。由圖10可知：當(dāng)擋風(fēng)墻周圍流場處于未受列車運(yùn)行干擾的穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)，在由擋風(fēng)墻外至實(shí)心段的縱向方向上，3種工況下風(fēng)速均由25 m/s遞減至0 m/s然后反向升高至-30 m/s以上；在無緩沖工況下，風(fēng)速幾乎呈垂直突變；在緩沖方案1條件下，風(fēng)速以一定斜率線性遞減，且測線1的風(fēng)速曲線斜率小于測線2的風(fēng)速曲線斜率，說明三角形緩沖結(jié)構(gòu)背風(fēng)側(cè)的風(fēng)速分布形態(tài)在豎直方向上是變化的；而在緩沖方案2下，風(fēng)速呈階梯式平穩(wěn)遞減，且測線1和測線2的風(fēng)速曲線階梯形態(tài)基本一致，說明緩沖方案2的緩沖段背風(fēng)側(cè)風(fēng)速分布形態(tài)在擋風(fēng)墻高度范圍內(nèi)的豎直方向上具有良好的一致性。值得注意的是，擋風(fēng)墻實(shí)心段背風(fēng)側(cè)的風(fēng)速與來流方向相反，風(fēng)速最高可達(dá)-35 m/s，這是由于來流遇到實(shí)心擋風(fēng)墻后，加速繞過擋風(fēng)墻頂部，并在背風(fēng)側(cè)形成了順時(shí)針方向的渦旋，且越接近渦旋中心，風(fēng)速越低(測線2風(fēng)速比測線1的風(fēng)速低)。然而，相對(duì)于來流的直接沖擊作用，該渦旋的總動(dòng)能已被大幅度削弱，對(duì)車廂氣動(dòng)荷載影響有限。

圖10 3種工況下?lián)躏L(fēng)墻背風(fēng)側(cè)風(fēng)速Z分量的縱向分布對(duì)比Fig.10 Comparison of longitudinal distribution of Z component of wind velocity on leeward side of windbreak at three cases

圖11～13 所示分別為3 種工況條件下“IN”過程中的基于Q準(zhǔn)則的三維瞬態(tài)渦流結(jié)構(gòu)以及相應(yīng)的水平面壓力分布。其中，Q為Q準(zhǔn)則相關(guān)評(píng)判參數(shù)，1-1，1-2和1-3中，前一個(gè)數(shù)字表示工況號(hào)，后一個(gè)數(shù)字表示斷面號(hào)，其他類同；水平面壓力分布圖的高度對(duì)應(yīng)于測線2的高度(距離地面2 m)；紅色橢圓形虛線框表示車體附近的負(fù)壓中心區(qū)。

圖11 無緩沖條件下“IN”過程中瞬態(tài)流場結(jié)構(gòu)Fig.11 Transient flow field structure in"IN"process without buffer

由圖11～13可知：相對(duì)于無緩沖結(jié)構(gòu)工況流場特征，列車在完全駛?cè)肴切尉彌_結(jié)構(gòu)的背風(fēng)側(cè)時(shí)，3節(jié)車廂周圍脫落的渦旋結(jié)構(gòu)均在相應(yīng)車廂的兩側(cè)錯(cuò)開分布(圖12(a))，并在縱向上與正壓區(qū)交替分布(圖12(b)和(c))，這是導(dǎo)致方案1 各節(jié)車廂在“IN”過程中的氣動(dòng)荷載變化幅度以及變化速率反向升高的主要原因，說明采用沿列車運(yùn)行方向線性增加擋風(fēng)墻高度的方案無法取得理想的緩沖效果，甚至?xí)?dǎo)致更復(fù)雜的渦旋結(jié)構(gòu)出現(xiàn)。

圖12 緩沖方案1條件下“IN”過程中瞬態(tài)流場結(jié)構(gòu)Fig.12 Transient flow field structure in"IN"process at Scheme 1

由圖13 可知：列車在完成駛?cè)敕侄螡u變透風(fēng)率的緩沖區(qū)段背風(fēng)側(cè)時(shí)，除列車尾部和頭部區(qū)域處，車體中間段周圍未見脫落的較大渦結(jié)構(gòu)；車身周圍壓力沿縱向分布均勻，且壓力明顯比圖12中相應(yīng)區(qū)域的壓力低；在頭車兩側(cè)零散分布的負(fù)壓中心也基本呈對(duì)稱分布。說明方案2的緩沖結(jié)構(gòu)形式對(duì)來流有顯著的消能效果，且可實(shí)現(xiàn)列車流場由完全橫風(fēng)模式至實(shí)心擋風(fēng)墻模式的平緩過渡。

圖13 緩沖方案2條件下“IN”過程中瞬態(tài)流場結(jié)構(gòu)Fig.13 Transient flow field structure in"IN"process at Scheme 2

4 緩沖效果檢驗(yàn)

為檢驗(yàn)漸變透風(fēng)率型緩沖結(jié)構(gòu)對(duì)列車運(yùn)行安全的保障效果，本節(jié)基于多體動(dòng)力學(xué)理論和MATLAB平臺(tái)編制了風(fēng)-車-軌-基礎(chǔ)設(shè)施耦合振動(dòng)響應(yīng)計(jì)算程序[22]。車輛振動(dòng)子系統(tǒng)是基于單節(jié)車廂建立的，忽略了相鄰車廂之間的相互作用，由7個(gè)剛體和2個(gè)懸掛系統(tǒng)組成，共考慮31個(gè)自由度，如圖14 所示。圖14 中：X為行進(jìn)方向自由度上的位移；Y為豎移自由度上的位移；βc，?c和ψc分別為俯仰、側(cè)滾、偏航自由度上的位移；l1為單個(gè)轉(zhuǎn)向架軸距的1/2；l2為2 對(duì)轉(zhuǎn)向架之間距離的1/2；k1y和c1y分別為一系懸掛中彈簧在y向上的剛度和阻尼；k2y和c2y分別為二系懸掛中彈簧在y向上的剛度和阻尼；kpv和cpv分別為軌道板與鋼軌系統(tǒng)中彈簧的剛度和阻尼。

圖14 車-軌耦合振動(dòng)系統(tǒng)示意圖Fig.14 Schematic diagram of train-track coupled vibration system

相應(yīng)的車輛子系統(tǒng)運(yùn)動(dòng)矩陣方程[22]如式(10)～(14)所示。

式中：MV，CV和KV分別為質(zhì)量矩陣、阻尼矩陣和剛度矩陣；分別為加速度向量、速度向量和位移向量；Fv為車輛子系統(tǒng)的外荷載矢量；Fvc，F(xiàn)vbi和Fvwj分別為車廂體、第i轉(zhuǎn)向架以及第j輪對(duì)的力向量；Fz，F(xiàn)y，Mx，My和Mz分別為基于CFD模擬計(jì)算得到的作用于車廂體重心的5項(xiàng)氣動(dòng)荷載；mc，mb和mw分別為車廂、轉(zhuǎn)向架和輪對(duì)的質(zhì)量；分別為軌道不平順對(duì)第j輪對(duì)的橫向和縱向激勵(lì)作用力；分別由軌道不平順引起的第j輪對(duì)的x和y方向的力矩。

設(shè)置緩沖結(jié)構(gòu)的最終目的是保障列車的運(yùn)行安全，而基于輪-軌響應(yīng)指標(biāo)計(jì)算的脫軌系數(shù)和輪重減載率又是直接反映列車運(yùn)行安全性的2項(xiàng)重要指標(biāo)。根據(jù)相關(guān)規(guī)范[23-24]可知，脫軌系數(shù)(CD)和輪重減載率(RW)的計(jì)算公式如下：

式中：H和P分別為爬軌側(cè)車輪作用于鋼軌上的橫向力和豎向力；ΔP為減載側(cè)車輪的輪重減載量；ˉP為分布在單個(gè)車輪上的平均靜輪重。

圖15 和圖16 所示分別為緩沖方案2 相對(duì)于無緩沖工況的頭車第1號(hào)輪對(duì)的脫軌系數(shù)以及輪重減載率的時(shí)程曲線對(duì)比，其中，車速(vt)和風(fēng)速(vw)仍分別保持為250 km/h和25 m/s。

圖15 頭車1號(hào)輪對(duì)脫軌系數(shù)對(duì)比Fig.15 Comparison of derailment coefficient of head car No.1 wheelset

由圖15 和圖16 可知：緩沖方案2 均有效消除了背風(fēng)側(cè)輪的2項(xiàng)安全指標(biāo)在“IN”和“OUT”過程中顯著高聳的波峰，其中，相對(duì)于無緩沖工況，緩沖方案2的脫軌系數(shù)最高瞬態(tài)峰值在“IN”過程中由0.75降至0.30，在“OUT”過程中由0.80下降至0.25，均滿足規(guī)范[25-26]規(guī)定的安全要求。

圖16 頭車1號(hào)輪對(duì)輪重減載率對(duì)比Fig.16 Comparison of load reduction rate of head car No.1 wheelset

4 結(jié)論

1)在漸變透風(fēng)率緩沖結(jié)構(gòu)工況下，列車在進(jìn)出擋風(fēng)墻端部過程中各項(xiàng)氣動(dòng)荷載指標(biāo)最大變化幅度以及變化速率峰值均有不同程度降低，其中變化幅度最高可降低68.4%，變化速率最高可降低75.2%；而三角形型式緩沖結(jié)構(gòu)工況中相應(yīng)指標(biāo)頻繁出現(xiàn)反向升高，其中變化幅度可反向升高達(dá)-64.6%，變化速率可反向升高達(dá)-60.4%。

2)三角形緩沖結(jié)構(gòu)無法有效保障列車運(yùn)行安全，甚至存在一定安全隱患，其原因是墻身高度沿縱向線性增加時(shí)會(huì)導(dǎo)致車身兩側(cè)脫落的渦流出現(xiàn)錯(cuò)位分布，缺乏對(duì)稱性。

3)采用漸變透風(fēng)率式的緩沖結(jié)構(gòu)可取得理想的氣動(dòng)緩沖效果，其原因在于該方案在豎直方向上對(duì)來流的消能作用均衡，且可實(shí)現(xiàn)列車流場由完全橫風(fēng)模式至實(shí)心擋風(fēng)墻模式的平緩過渡。在平地上擋風(fēng)墻端部安裝漸變透風(fēng)率式的緩沖結(jié)構(gòu)可有效保障列車運(yùn)行安全。

4)本文僅探究了平地上列車通過擋風(fēng)墻端部的理想情形。然而，實(shí)際地形對(duì)流場的影響十分復(fù)雜，后續(xù)研究將進(jìn)一步考慮不同地形組合場景對(duì)列車行車安全的影響。