高速鐵路風障在橫風與列車風耦合作用下的氣動特性研究

柳潤東， 毛 軍， 郗艷紅

(北京交通大學 土木建筑工程學院，北京 100044)

高速列車的橫風安全問題一直受到高度關注。在高速鐵路兩側加設風屏障可有效改善列車在橫風作用下的運行安全性，相關研究已取得了一定的成果。Allori等[1]等對不同形式的開孔風障進行了風洞試驗研究，證明了圓孔要優于其他開孔形式；Baker[2]研究了高速列車的周邊流場，證明了使用動網格模型模擬高速列車周邊流場的準確性；Hong等[3]對風障防風效果進行了試驗，發現多層風障要優于單層風障。毛軍等[4]提出了一種新型的腔室耗能型風障，分析了其擋風特性及優點。向活躍等[5]通過對孔隙式風屏障的風洞試驗，比較了橫風作用下不同開孔形式和尺寸對列車的影響；項超群等[6]分析了不同高度的風障的擋風作用，認為最優風障高度在1.9 m左右；李波等[7]將風障等效為多孔介質模型來分析其擋風作用；王宏朝等[8]對聲屏障在列車風和自然風的作用下進行了數值模擬，但并未考慮風障的開孔性質。

以上研究大多以分析風障的設置與否對列車的氣動作用減載效果，而鮮有研究分析風障自身的氣動安全特性。事實上，在大風條件下，風障不僅承受橫風作用，還受到列車經過時產生的氣動沖擊作用。而橫風與列車風耦合作用產生的瞬態動荷載對風障的安全穩定性構成一定的威脅。本文以CRH3型高速列車為研究對象，根據真實外形建立三維模型，并采用滑移網格方法模擬列車的絕對運動，進而分析在橫風和列車風耦合作用下，風障周圍的繞流流場特性和風障氣動荷載的時域與頻域特性。

1 計算模型和條件

1.1 計算模型

采用三節車輛編組模型，即頭車+中間車+尾車，長度分別為25.675 m，24.775 m和25.675 m。列車寬度為3.265 m，高度為3.89 m，簡化了列車的受電弓和轉向架等細部結構，頭車和尾車均為流線形。風障采用腔室耗能型風障，開孔雙層波紋板構造。模型及網格劃分如圖1所示，計算域如圖2所示。

(a)高速列車

(d)風障局部網格(e)風障整體網格

圖1 幾何模型及網格劃分

Fig.1 Train and windbreak model and grid system

圖2 高速列車運動計算域

1.2 計算條件和方法

(1)列車車速和橫風風速參見表1。

(2)采用trim網格，加密列車和風障的周圍，列車尾流等區域。在近壁面區采用壁面函數法。壁面附近的劃分網格只需將第一個內節點布置在對數律區域即湍流充分發展區內即可[9]。為了保證邊界層網格與主流區網格平滑銜接，列車表面和地面邊界層設置為6層，近壁面第一層網格到壁面的距離均為0.2 mm，增長率為2.5，經過網格數量無關性驗證，確定計算網格總量約為1 400萬。

(3)使用RANS方法的SST(Shear Stress Transport)k-ω兩方程湍流模型，擴散項采用二階中心差分格式，對流項采用二階迎風格式離散，控制方程

(1)

(2)

(3)

(4)

渦黏性系數由下式確定

式中：Pk，Pω為湍流生成項，有關各項及參數的解釋見文獻[10]。

經過反復試算，考慮計算精度及效率兩個方面的因素，確定非定常計算的時間步長為0.01 s，每個時間步內進行20次子迭代。通過監測列車氣動力參數以保證每個時間步內的計算收斂。

(4)計算工況

表1 模擬計算工況

1.3 數值計算方法可靠性驗證

課題組在中國空氣動力研究與發展中心的8 m×6 m風洞中進行了高速列車氣動性能的縮尺模型實驗[11]，對相同的模型和工況進行數值模擬計算，與縮尺模型實驗的結果進行對比分析，如圖3所示，結果表明：數值模擬與模型試驗的結果之間的誤差可控制在合理范圍內。說明RANS方法的SSTk-ω兩方程湍流模型對分析列車外部流場和氣動性能是適用的。

此外，龍麗平等[12]使用滑移網格方法計算了高速列車通過聲屏障結構區域的空氣脈動壓力，并與實車測試結果進行對比，發現誤差在合理范圍內。高速鐵路風屏障的繞流特性與聲屏障的類似，故采用同樣的方法進行模擬，具有一定的合理性。

圖3 縮尺模型風洞試驗-驗證計算方法的正確性

Fig.3 Correctness verification of the caculation method(wind tunnel test of scale model)

2 計算結果與分析

2.1 風障與列車外流場的流線譜

橫風作用下風障的存在顯著改變了列車周邊的流場結構，但兩種風障對流場的影響又有不同。圖4和圖5分別是單層風障與腔室型風障在只有橫風、橫風與列車風耦合作用兩種情況下的列車中部截面的流線圖。

(a)橫風作用下流場(b)橫風與列車風耦合作用下的列車中部截面流場

圖4 橫風與列車風作用下的單層風障繞流流場

Fig.4 The streamlines around the single windbreak and central train shocking by cross-wind and train wind

(a)橫風作用下流場(b)橫風與列車風耦合作用下的列車中部截面流場

圖5 橫風與列車風作用下的腔室風障繞流流場

Fig.5 The streamlines around the chamber windbreak and central train shocking by cross-wind and train wind

僅有橫風作用時，一部分氣流在風障上部繞過，另一部分氣流穿過風障表面的圓孔，在風障表面及開孔附近形成一系列小漩渦，在風障背風側，形成了大小不一的兩個渦流。不同的是，腔室型風障由于腔室的存在，其內部和附近的小漩渦要遠遠多于單層風障，如圖4(a)、圖5(a)所示。當橫風與列車風同時作用時，單層風障背后的流場較為混亂，更多的流線作用在列車表面之后才改變其流向，如圖4(b)所示；而腔室型風障則在列車背后形成了較為穩定的流場，在列車與風障之間形成一個完整的漩渦，同時腔室風障內部與背風側形成一系列小漩渦消耗掉橫風與列車風的能量，如圖5(b)所示。

當列車經過風障區域時，對風障作用最劇烈的位置便是列車頭部和尾部，圖6是相應的列車車頭和車尾處的速度矢量圖。由圖6(a)可見，車頭經過風障區域時，列車對周邊空氣進行擠壓，形成垂直列車表面向外的流向，在風障區域處，列車風與橫風形成對沖，一定程度上緩和了風障所受的氣動荷載。由圖6(b)則可以看出，車尾經過風障區域時，由于列車表面已形成負壓區，周邊的空氣迅速補充到車尾周邊，而在風障區域處，列車風與橫風形成了疊加的效果，放大了風障所受的氣動作用。

(a)頭車正壓區速度矢量圖

(b)列車中部速度矢量圖

(c)尾車負壓區速度矢量圖

2.2 風障的氣動作用力時域特性

2.2.1 風障表面的壓力分布

在自然橫風條件下，風障的迎風面為正壓，背風面為負壓。列車進入風障區域后，頭車、中車、尾車對風障形成了不同的氣動沖擊作用。列車風與橫風作用相互耦合，形成了非常復雜的流場。以橫風風速30 m/s的工況為例，截取了頭車進入風障區域，全車進入風障區域以及尾車離開風障區域三個時刻中的壓力云圖，如圖7所示。圖中上方為距列車底部1 m高度處橫截面云圖，下方為風障背橫風面的壓力云圖。

由圖可見，列車頭車進入風障區域時，車頭到達的部位對風障形成了先正、后負的脈動壓力，風障其余部分背風側承受橫風的負壓作用，列車風的正壓與橫風的壓力形成了相互抵消的作用，如圖7(a)所示。當列車全車進入風障區域時，頭車仍對風障形成先正壓后負壓的脈動壓力，而尾車氣流則與自然橫風作用相疊加，對風障形成了較強的負壓作用，如圖7(b)所示。當列車駛離風障區域時，車尾的負壓與橫風的負壓相疊加，對風障形成了面積較大的較強負壓，該負壓區隨著列車的運動而前移，如圖7(c)所示。

(a) 列車頭車進入風障區域時脈動壓力云圖

(b) 列車全車進入風障區域時脈動壓力云圖

(c) 列車尾車駛出風障區域時脈動壓力云圖

為更清楚的顯示車頭和車尾對風障的沖擊作用，截取了車頭和車尾經過風障區域時的壓力云圖，如圖8所示。由于頭車對空氣的擠壓，在車頭前側方的風障區域產生了正壓力，而橫風作用會抵消部分正壓力；尾車附近因周邊空氣迅速補充到列車周圍，在尾車經過的風障區域形成較強的負壓區。

(a)車頭對風障形成的脈動壓力(b)車尾對風障形成的脈動壓力

圖8 列車進入和離開風障區域時形成的脈動壓力云圖

Fig.8 Pressure distibution around the train and windbreak with different time

2.2.2 風障周圍的壓力脈動

為定量分析橫風與列車風共同作用下風障兩側的壓力分布，在風障中部截面兩側各布置6個測點，以監測每個測點的壓力隨時間變化，如圖9所示。

圖9 風障兩側壓力監測點

監測點P3和P9分別監測風障外側(迎風面)和內側(背風面)1 m高處的壓力。

(1)橫風對壓力波的影響

圖10是不同橫風風速條件下、列車以時速350 km/h駛入和駛離風障區域過程中，P3和P9點的脈動時變曲線。圖10(a)表明，風障外側壓力在某個平均值附近波動，頭車波與尾車波形成了“正-負-負-正”的壓力脈動，且以正壓為主。原因是，橫風作用在風障迎風區形成了正壓，而列車風穿過風障的正壓與橫風的正壓相疊加，負壓則不足以抵消橫風的正壓。圖10(b)

(a)P3點脈動壓力

(b)P9點脈動壓力

Fig.10 The fluctuating pressure of monitoring points with different wind speed

表明，風障內側的壓力脈動依然呈現了“正-負-負-正”的變化趨勢。與外側壓力不同的是，此時只在頭車和尾車部位形成了較為短暫的正壓，而大部分壓力脈動處在負壓區，頭車波的正壓受橫風影響較小，而尾車波的負壓則受橫風影響較大。表2為典型計算結果，隨著風速的增加，頭車波逐漸增大，但變化幅值并未明顯增大；尾車波在風障外側的壓力幅值變化不大，P9點的壓力幅值有明顯增加。

表2 橫風作用下的壓力波峰值、變化幅值及變化率

(2)列車車速對壓力波的影響

圖11給出了橫風風速為0 m/s和30 m/s，車速為200 km/h、250 km/h、300 km/h、350 km/h時的風障內外兩側的脈動壓力變化曲線。無橫風時，風障內外兩側只承受列車風的沖擊作用，如圖11(a)、圖11(b)所示。車速越高，脈動壓力的峰值越大，壓力的變化幅度越大，壓力波峰與壓力波谷的間隔時間也越短。表3是典型計算結果，隨著車速的增加，頭車波和尾車波在風障內外側的壓力波及幅值都有明顯增大，在風障內側，尾車波波變化率達到24.9 kPa/s。

表3 橫風與列車風耦合作用下的壓力波峰值、變化幅值與變化率

橫風為30 m/s時，風障兩側承受更為復雜的氣動沖擊。在風障外側，由于橫風占據了主導作用，風障外側以正壓為主，并隨著列車的前進而產生波動，如圖11(c)所示。

而在只有橫風作用時，風障的內側已經形成了負壓區，而列車駛入風障區域后，頭車波與橫風風致壓力相互抵消，在一定程度上減小了風障表面的受力。而尾車波則與橫風形成的負壓相互疊加，進一步放大了橫風作用，負壓峰值達到了-2 009 Pa，遠超過了僅有橫風和僅有列車風時的壓力峰值，對風障的安全穩定性構成威脅。隨著車速的增高，橫風與列車風耦合作用下的脈動壓力值更大，變化幅值更大，變化時間也更短。

2.2.3 風障氣動荷載的時變規律

作用在風障面板上的脈動氣動荷載直接關系到風障的結構穩定性。氣動荷載可通過對面板上的脈動壓力分布進行積分得到。下面分析列車時速350 km/h、不同橫風風速下的風障面板的氣動荷載(取-y方向為荷載正值)。

(a)無橫風時P3點脈動壓力

(b)無橫風時P9點脈動壓力

(c)30 m/s風速時P3點壓力脈動

(d)30 m/s風速時P9點壓力脈動

對于單層風障，在只有列車風的作用下，風障所受的氣動荷載呈現“負-正-正-負”的變化趨勢，并且在頭車波和尾車波附近出現了兩個較為明顯的峰值；當橫風和列車風共同作用時，風障在初始時刻已經承受了橫風作用下的氣動荷載，而隨著列車進入風障區域，風障面板的氣動荷載隨著列車風引起的沖擊波發生了明顯的變化，頭車波與橫風耦合降低了風障面板的氣動荷載，尾車波則與橫風疊加放大了風障面板的氣動荷載，如圖12所示。

圖12 不同風速下單層風障氣動荷載

對于腔室型風障，圖13給出了迎風板與背風板的氣動荷載時變曲線。由圖可見，隨著列車駛入和駛離風障區域，腔室型風障的迎風板和背風板所受氣動荷載的變化趨勢與單層風障的基本相同。但所受氣動荷載的峰值已明顯減小，迎風板的約為單層風障的3/5，而背風板的約為單層風障的2/5。

2.3 風障的氣動作用力頻域特性

2.3.1 橫風與列車風耦合脈動壓力的頻譜

對于非周期性函數f(t)，并滿足傅里葉積分定理。將它們進行傅里葉變換，得到f(t)的頻譜函數F(ω)

(5)

式中：ω為圓頻率，與周期頻率f的關系是ω=2πf。頻譜函數的模|F(ω)|是f(t)的振幅函數，亦即振幅頻譜。

(a)迎風板受力

(b)背風板受力

橫風與列車風的耦合脈動壓力是時間的非周期性離散函數，滿足傅里葉積分定理，通過快速傅里葉變換可以得到其頻域特性，從而更好地分析其振幅特性。圖14表明，脈動壓力的振幅頻譜主要峰值頻率集中在0～15 Hz內。在此范圍內，隨著頻率的增加，振幅頻譜峰值迅速衰減至最大峰值的1/10甚至更低，說明由橫風和列車風耦合形成的脈動壓力的頻率值較低，且隨著車速的增加，振幅頻譜峰值波動的頻率范圍變大。

2.3.2 橫風與列車風耦合脈動壓力的功率譜

前面通過頻譜密度分析了橫風與列車風耦合脈動壓力最明顯的頻率范圍。從能量貢獻的角度看，需計算脈動壓力的時域隨機信號的功率譜。根據Parseval定理，信號傅氏變換模平方被定義為能量譜，能量譜密度在時間上平均即得到功率譜。實際上，它也是自相關函數的傅里葉變換

(6)

圖15表明，功率譜密度的峰值集中在0～15 Hz內，分為主頻和次頻，分別集中在0～5 Hz和5～15 Hz內。脈動壓力的能量集中在該頻率范圍之內，且隨著車速的增加，次頻范圍增加。功率譜密度表征了脈動壓力能量與頻率的關系。若所對應的頻率值如果與系統固有的頻率值耦合，則會對行車安全造成更大的威脅。

(a) 200 km/h頻譜密度

(b) 250 km/h頻譜密度

(c) 300 km/h頻譜密度

(d) 350 km/h頻譜密度

(a) 200 km/h功率譜密度

(b) 250 km/h功率譜密度

(c) 300 km/h功率譜密度

(d) 300 km/h功率譜密度

3 結 論

橫風與列車風耦合產生的脈動壓力及對單層、腔室型風障氣動荷載的作用規律歸納如下：

(1)在高速列車行經風障區域的過程中，列車頭部進入和尾部離開時對風障的氣動作用最強。列車尾部離開風障時形成的列車風與橫風作用方向相同，增大了風障表面的氣動荷載。

(2)列車風對風障形成了“正-負-負-正”的脈動壓力。無橫風時，頭車的脈動壓力強于尾車的；有橫風時，尾車的脈動壓力與橫風作用效果疊加，遠大于頭車的。

(3)單層風障通過改變橫風流向起到擋風作用，而腔室型風障同時在風障腔室內部及背風側形成一系列小漩渦來消耗掉橫風與列車風的能量，且在橫風與列車風耦合作用下，大大降低了風障面板的氣動荷載。

(4)橫風與三節編組列車的列車風耦合作用于風障的脈動壓力以及氣動荷載的主頻譜峰值集中在0.5～5 Hz內，對于8節或16節編組列車產生的脈動壓力及氣動荷載頻率，有待今后進一步研究。

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