不同侧滑角下列车侧壁和空调外形对列车气动性能的影响

于 淼 ， 耿亚彬 ， 陈争卫

（1.中车唐山机车车辆有限公司a.技术研究中心，b.产品研发中心，河北 唐山 063035；
2.香港理工大学 土木及环境工程学系，香港 999077；
3.香港理工大学深圳研究院，广东 深圳 518054）

高速列车因其快捷方便、准点舒适，已成为人们长距离出行的首选［1］.随着列车运行速度的提高，列车运行安全的影响因素也越来越复杂，包括车桥耦合振动、噪声、空气动力学等［2-4］.其中，大风环境下，列车气动安全问题尤为突出.为确保列车在大风环境下安全运行，往往需对列车行驶的环境及其外形进行研究［5-7］.列车行驶的环境方面，Liu 等［8-9］针对挡风墙、山梁等引起的突变边界对列车瞬变气动载荷和运行安全的影响做了深入研究；
Suzuki 等［10］通过风洞实验对桥梁和路堤上不同形状的列车气动特性进行了研究；
Noguchi等［11］采用数值模拟和风洞实验的方法研究了侧风路堤上的列车气动力系数.在列车外形方面，李华强等［12］以计算流体动力学为手段，研究了复杂风场下车头形状对高铁机车气动力的影响；
梁习锋等［13］利用二维定常不可压缩Navier-Stokes方程和两方程湍流模型，采用有限体积法对强侧风作用下棚车气动外形进行了优化研究；
龚明等［14］基于交叉验证方法的Kriging 模型，利用多目标优化算法得到满足约束条件的Pareto 最优解集，对横风环境下的高速列车头型进行了多目标优化设计.

综上，现有研究鲜有考虑到列车侧壁和空调外形对列车气动性能的影响，因而本文主要针对我国某新型动力集中动车组，对不同侧滑角下的列车侧壁和空调外形展开研究，从而评估不同外形列车在大风环境下的气动特性，为该动车组合理外形的确定提供参考.

1.1 计算模型

为分析不同侧滑角下的列车侧壁和空调外形对列车气动性能的影响，首先建立3 种不同的列车侧壁和空调外形，即直壁高空调外形、鼓壁高空调外形和鼓壁低空调外形，如图1 所示，其不同之处在于车体横截面轮廓和空调的位置.具体包括：①直壁高空调列车：简称“直高”，其列车侧壁为垂直轨道的直边，如图1（a）、（b）所示，空调安装位置在车顶之上；
②鼓壁高空调列车：简称“鼓高”，其列车侧壁为有弧度的鼓型，而其他几何形状则与直高车型一致；
③鼓壁低空调列车：简称“鼓低”，其列车空调安装位置未突出车体顶部，而其他几何形状与鼓高车型一致.由于列车编组长度对列车尾车的气动力影响较大，为减小数值仿真结果与实际结果的差异，采用与实际列车编组一致的九车编组开展研究，各节车分别命名为C1~C9，如图1（c）所示.同时，由于中间车身形状一致，本文重点对列车的头车、尾车和中间的部分车辆展开分析.列车为动力集中式，因此头车又称为控制车，尾车又称为动力车，其总长度为230 m.为评估3 种不同列车外形的气动特性，本文将基于60 m/s合成风速条件，对侧滑角0°、20°、40°、45°、55°、60°、70°和90°共8 种工况下的列车气动力系数、车窗压力和空调进风口压力开展分析.其中，侧滑角0°表示合成风速与列车运行方向平行，90°表示合成风速与列车运行方向垂直.

图1 列车计算模型Fig.1 Computational model for train

1.2 数值方法

计算流体动力学（Computational Fluid Dynamics，CFD）包括不同的计算方法，尽管分离涡模拟（Detached Eddy Simulation， DES）和大涡模拟（Large Eddy Simulation， LES）可以提供更多有关瞬态流动的信息，但与非定常雷诺时均（Unsteady Reynolds Averaged Navier-Stokes， URANS）方法相比，需要消耗更多的计算资源和计算时间.由于非定常雷诺时均方法在气动力、压力场和速度场等方面具有良好的预测效果［15］，基于所列举工况，本文将采用三维不可压缩的非定常雷诺时均方法和剪切应力输运（Shear Stress Transport， SST）k-w湍流模型［16］对列车的气动性能开展分析.剪切应力输运k-w湍流模型结合了标准k-ε湍流模型和标准k-w湍流模型的优点，具体控制方程参考文献［17］.数值仿真将基于商业软件ANSYS Fluent 实施，并采用有限体积法（Finite Volume Method， FVM）对控制方程进行离散，对流项和扩散项均采用二阶迎风格式离散，时间步长设置为0.001 s.

为保证流场在计算区域内的充分发展，建立列车计算区域，如图2 所示.列车鼻端点距离上游入口为50 m，尾部距离下游出口为270 m，以使计算区域下游边界远离列车尾部，避免出口边界受到列车尾流的影响.在横风方向上，车身中轴线距离迎风侧边界40 m，距离背风侧出口边界80 m，保证气流横向流动发展的充分性.根据文献［6］，在2 个速度入口面上，按均匀来流给定X与Y方向的速度分布，从而用合成风速来模拟不同的侧滑角；
2 个出口边界设置为零压力出口；
地面设置为移动壁面边界，其移动速度与车速相同；
顶部面和列车表面均设置为无滑移壁边界条件.

图2 列车计算域Fig.2 Computational domain of train

采用开源CFD 求解软件OpenFOAM 中的SnappyHexMesh 工具包对计算区域网格进行划分，该工具包提供自动网格生成方法，可以合理控制计算域中不同位置处的网格分辨率和密度.由于流场速度变化主要集中在列车表面周围，因此对列车附近进行网格加密处理.同时，由于背风侧和尾部流动分离较为突出，背风侧和尾部加密区域尺寸较迎风侧和列车前部大，计算网格加密区域的侧视图、俯视图分别如图3（a）和（b）所示.采用1/8 缩比计算模型，列车表面网格如图3（c）所示.为准确模拟列车近壁面流动，列车附面层内设置10 层网格，第1 层网格厚度为0.24 mm，列车表面平均y+值为30~40，计算区域内的网格数量约为6 000 万.根据文献［18］，计算模型采用了y+非敏感的壁面处理方式，其可通过混合函数结合黏性底层和对数律层在湍流边界层的物理规律，使得计算网格符合非定常雷诺时均方法对y+值的要求，以准确获得壁面附近的流动结果.列车表面附近的计算网格和附面层网格分别如图3（d）和（e）所示.

图3 列车计算网格Fig.3 Computational mesh of train

由于本文所采用的列车模型鲜有公开的风洞实验数据发表.为验证数值方法的正确性，采用与前文所述相同的网格离散策略和计算设置，建立CRH2 型列车的气动性能数值仿真模型，与Zhang等［19］在中国空气动力研究与发展中心建立的大型低速风洞模型实验结果进行对比.实验工况风速为60 m/s，侧滑角为19.8°，设置计算区域的几何参数与风洞测试段参数一致.基于风洞实验结果和数值仿真结果，列车头车、中车和尾车的数值模拟和风洞实验测得的时均侧向力系数Cy和升力系数Cz结果如图4（a）和（b）所示.由图4 可知，数值的模拟结果与风洞实验结果吻合度较高，其最大误差小于10%，表明所采用的数值方法可符合工程应用需要.

基于文献［20］中对气动系数参考坐标系的定义，以车辆前行方向为x方向的正向，车体几何中心以竖直向下为z方向的正向，气动系数参考坐标系如图5所示.

图5 列车计算坐标系Fig.5 Computational coordinate of train

列车气动力系数的计算式分别为

式中：Cx为阻力系数，CMx为侧滚力矩系数；
Fx为阻力，Fy为侧向力，Fz为升力；
Mx为侧滚力矩；
ρ为空气密度，取值为1.225 kg/m3；
A0和d0分别为参考面积和参考长度，取值分别为10 m2和3 m；
v为合成风速，取值为60 m/s.

头车、第2 节、第4 节车（第4 至第8 节车测点布置相同）以及尾车的压力测点位置如图6 所示.每节车的空调进风口（即图中C1-21/22/23，C2~C8-1/2/3，C9-9/10/11）均设置压力测点；
头车及第2 节车的每一侧窗中心均设置一个压力测点，其余车则在其正中间窗户处设置一个压力测点.图中括号外的编号测点为列车迎风侧测点，括号内编号测点为列车背风侧测点.

图6 列车车身压力测点Fig.6 Pressure test points on train surface

4.1 气动力系数

侧风环境下，列车头尾车最敏感［6，9］.直壁高空调（直高）、鼓壁高空调（鼓高）和鼓壁低空调（鼓低）3 种列车模型在0~90°侧滑角下的气动力系数对比如图7 所示.由图7（a）可知，当侧滑角较小时，头车阻力方向与列车运行方向相反，但随着侧滑角增大，阻力方向变为与列车前进方向一致，这与文献［19］中的风洞实验结果变化规律一致.具体而言，在0~60°侧滑角范围内，3 种列车模型的Cx值差异较小；
60°~90°范围内，鼓高和鼓低结果相近，且明显小于直高列车.90°侧滑角时，直高、鼓高和鼓低3 种列车模型的Cx值差异最大，所对应的Cx值分别为1.76、1.24 和1.15.总体而言，60°侧滑角内，3 种外形头车阻力差异不明显，而在大于60°侧滑角下，鼓低列车的阻力最小.

图7 不同侧滑角下头尾车气动力系数Fig.7 Aerodynamic force coefficients of head and tail cars under different yaw angles

由图7（b）可知，尾车阻力系数Cx的总体变化趋势随侧滑角增大而增大，但是尾车的阻力与头车的阻力方向相反.此外，在侧滑角0~40°范围内，直高阻力系数最小，而鼓低阻力系数最大.这与其前面车辆引起的流动分离作用密切相关.对于尾车，3 种外形尾车阻力系数在55°侧滑角时差异最大，直高、鼓高和鼓低对应Cx分别为-0.81、-0.62、-0.53.

由图7（c）可知，在0~20°侧滑角范围内，3 种外形的头车侧向力系数Cy差异不大；
在20°~70°侧滑角范围内，3 种外形的Cy值差异在侧滑角为55°时达到最大，而后差异逐渐降低.但在此过程中，直高的Cy值相对较大，而鼓低的Cy值则对较小.在70°~90°侧滑角范围内，3 者差异逐渐减小.由图7（d）可知，尾车侧向力系数Cy的变化趋势与头车略有不同，尾车Cy随侧滑角一直增大，整体变化范围小于头车，且3 种外形下尾车Cy之间的差异在各个侧滑角下变化较小.总体上90°范围内，直高的尾车Cy最小，而鼓高和鼓低的Cy则基本重合.

由图7（e）可知，在0~40°侧滑角范围内，3 种外形的头车升力系数Cz相近；
在40°~90°侧滑角范围内，直高的Cz值最大，且50°~60°范围时，鼓高的Cz值最小，而在70°~90°侧滑角范围内，鼓高和鼓低的Cz值重合.由图7（f）可知，尾车升力系数Cz的整体变化趋势与头车类似，但是变化范围较小，头车为-8~0，而尾车为-5~0.由图7（g）和（h）可知，由于侧向力对侧滚力矩的影响占据主导地位，因而头尾车侧滚力矩系数Mx的整体变化趋势与侧向力系数类似，这里不再赘述.

由于列车外形的不同，在侧风环境下，列车周围的气流结构也会呈现明显的差异.图8（a）为90°侧滑角下头中尾车（C1、C5、C9）中间截面速度流线分布，如图8 中箭头所示，鼓型列车迎风侧流线运动较直壁车体更为顺畅，挤压效果较小.在迎风侧与顶部的过渡位置，鼓型车体高风速区域较小，形成的正压也随之减小，这与图7 中气动力的变化规律一致，进一步说明了3 种车型的气动特性.图8（b）为直高和鼓高空调位置的流线分布.由于空调的凸起位置可引起气流额外的流动分离，且直高车型的流动分离相较于鼓高车型更为强烈，因而造成较大的压差气动力.

图8 90°侧滑角下车身周围流线分布Fig.8 Streamline distributions around train under a yaw angle of 90°

综上，对于3 种列车外形，在20°以下的小侧滑角下，列车各个气动力系数差异整体不大；
而随着侧滑角逐渐增大，直高列车的气动性能较鼓高和鼓低变差，而鼓低列车的综合气动力特性在3 种外形中最好.

4.2 车身压力分析

大风除了对整车气动力有影响外，还会对车窗玻璃、空调进出风口有影响，因此需要对不同侧滑角下这些位置的平均压力变化规律进行研究.为方便铁路部门对车窗强度和空调性能进行分析，本文的压力值基于实际压力值.

4.2.1 车窗位置

图9 为不同侧滑角下头车前窗压力测点，以及头车、第2、4、6、8 节车迎风侧和背风侧固定中间位置车窗测点压力对比.由图9（a）可知，侧滑角55°以内3 种车型的前窗玻璃处压力差异不大，且所有侧滑角范围内，鼓高和鼓低列车的压力基本重合.侧滑角大于55°后，直壁列车前窗负压开始增大，且在侧滑角90°时达到-2 637 Pa.

图9 不同侧滑角下车窗平均压力Fig.9 Average window pressure under diverse yaw angles

每节车中间位置的车身侧窗玻璃压力随侧滑角的变化如图9（b）~（f）所示.在0~90°的侧滑角范围内，直高、鼓高和鼓低列车的迎风侧侧窗压力基本重合，没有明显差异.在20°~90°侧滑角范围内，3 种车型的背风侧侧窗压力差异较大，且最大差异集中在55°~60°的侧滑角范围内，这与气动侧向力的规律相一致.此外，列车背风侧的这种差异沿头车至尾车逐渐减小，即头车55°侧滑角时，直高、鼓高和鼓低3 种列车侧窗压力分别为-1 539、-625 和-634 Pa，而8 车压力分别为-693、-447 和-480 Pa.

4.2.2 空调位置

头车、第4、6、8 节车迎风侧、中间位置、背风侧位置的空调进风口平均压力变化，如图10~图12所示.对于迎风侧空调进风口，直高列车头车各侧滑角下的压力均为正值，说明其进风效果良好.除头车外，直高列车迎风侧空调进风口压力均在0 Pa 附近波动.而鼓高和鼓低列车的迎风侧空调进风口则全部处于负压区，且在不同侧滑角下的鼓低列车负压均较其他2 种车型更大.这与鼓低型列车良好的迎风侧导流效果有关，即良好的导流不易形成压力停滞区域，因而其压力呈现较大的负值.

图10 不同侧滑角下迎风侧空调进风口压力Fig.10 Inlet pressure in windward side of air conditioner under diverse yaw angles

图11 不同侧滑角下中间位置空调进风口压力Fig.11 Inlet pressure in middle position of air conditioner under diverse yaw angles

图12 不同侧滑角下各节车背风侧空调进风口压力Fig.12 Inlet pressure in leeward side of air conditioner under diverse yaw angles

对于列车的中间位置和背风侧，3 种车型的空调进风口均呈现负压.当侧滑角小于50°时，3 种车型中间位置的空调进风口压力值接近；
而当侧滑角大于50°侧滑角时，3 种车型的空调进风口压力差异随其与尾车的距离减小而增大.对于列车背风侧空调进风口压力，鼓低型头车的负压在各侧滑角下变化较平缓，且负压值较小.除头车外，直高车型其他车辆的压力变化较为平缓，且负压值较小，且越靠近尾车，这一规律越明显；
而鼓高和鼓低的变化规律和负压值则较为接近.

综合以上分析，在环境风作用且不开启电机驱动的情况下，直高的空调进风效果最好，而鼓低的效果较差.但是，在实际运行环境中，列车的空调系统会受到电机驱动而主动吸气和排气.因此，当列车在风环境下运行时，相较于鼓高和鼓低外形列车，直高外型列车的空调耗电量更少.

4.3 列车综合气动特性评估

为了直观评估直高、鼓高和鼓低3 种车型的气动特性，基于4.1 和4.2 的研究结果，选取55°侧滑角下头车的气动力系数、背风侧车窗压力和迎风侧空调进风口压力进行比较，结果如表1 和表2 所示，表中R表示鼓高和鼓低车型相对直高气动系数的增加或减小百分比.由表1 可知，相较于直高车型，鼓低车型总体效果最好，其侧向力系数、升力系数和侧滚力矩系数分别降低了23.3%、3.4%和27.3%；
由表2可知，鼓高和鼓低车型的背风侧车窗压力相比直高车型下降了约59%；
对于空调进风口，鼓高和鼓低车型的进风压力均为负值，表明其效果相较于直高均不理想.但考虑大风环境下的列车运行安全是第一位的，其次是节能.因此综合对比3 种车型，鼓低列车气动效果最好.这是因为侧风下列车的气动特性主要和列车两侧的流场相关，尤其是背风侧的流场，而列车的外形对其背风侧的流场有着决定性的影响.例如，一方面，由于鼓低列车较低，其迎风侧面积较小，列车表面所受正压力相对较低；
另一方面，由于鼓低列车顶部空调放置在列车车顶内部，列车顶部气流分离普遍延后，使得列车背风侧所形成的负压区相对较弱，从而使得鼓低车型的总体气动性能相对较好.而相较于直高，鼓高列车车身的弧度一般能起到缓和列车表面气流分离的作用，但在车顶位置处，在空调的影响下，该弧形反而对列车顶部气流形成了加速分离的作用，使得列车背风侧负压区相对较大，导致鼓高列车的气动特性相对直高列车差.

表1 侧滑角55°下头车气动力系数Tab.1 Aerodynamic force coefficients of head car at a yaw angle of 55°

表2 侧滑角55°下头车压力Tab.2 Pressure of head car at a yaw angle of 55°

1） 对于直壁高空调、鼓壁高空调和鼓壁低空调3种列车侧壁和空调外形，当侧滑角小于20°时，各个气动力系数差异不大；
随着侧滑角逐渐增大，直高列车的气动性能较鼓高和鼓低变差，而鼓低列车的气动力特性为3 种车型中最好的.

2） 对于车身侧窗玻璃，在迎风侧0~90°侧滑角范围内，直高、鼓高和鼓低列车侧窗压力基本重合，没有明显差异.在背风侧，20~90°侧滑角范围内3 种列车的侧窗压力差异较大，最大差异集中在55~60°范围内.

3） 对于空调位置，鼓高和鼓低车型的进风压力均为负值，效果相比直高均不理想.但考虑大风环境下的列车运行安全是第一位的，因此综合对比3 种车型，鼓低列车的气动效果最好.

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