风洞试验地面效应对列车流场结构及气动力的影响

刘涛，段大力，余以正

(1.中国铁路沈阳局集团有限公司，辽宁 沈阳 110000;2.中车长春轨道客车股份有限公司，吉林 长春130000)*

物体高速贴地运动时，地面会对物体产生剧烈的空气干扰，从而产生地面效应.高速列车风洞试验时，列车固定在试验专用地板上，列车前方来流会在地板表面形成边界层，并且边界层会顺着来流方向增厚，其对列车头尾部、底部流场特征、列车气动力、气动力矩等参数等均产生一定的影响，尤其是对高速列车尾部流场结构影响较大，使得风洞试验条件下地面效应与真实列车地面效应不一致，从而影响了对列车气动力、气动力矩的测量［1-2］.尤其是我国高速列车空气动力学技术发展非常迅猛，列车的各种气动性能已经做得非常优秀，如果要继续提升，需要更精密准确的测试，这为我国高速列车风洞测试提出了较大的挑战，无疑，高速列车风洞试验地面效应是风洞测量最大的挑战之一.此外高速列车复杂剧烈的地面效应，给仿真分析带来了一定的挑战.近年来，高速列车空气动力学仿真分析发展也十分迅速，目前已经开始采用更高精度的分析模型、更细密的网格开展地面效应分析研究，相比于风洞试验，数值模拟的优势是可以对试验中难以模拟的工况进行研究，比如其可以通过设置滑移地面消除风洞试验地面效应的影响［3-4］.此外数值模拟可对流场的结构进行分析研究.因此本文拟采用数值模拟对静止地面、滑移地面这些工况下列车的气动力和周围流场结构进行分析试验研究，分析高速列车风洞试验时地面效应的发展规律，揭示地面效应对高速列车空气动力性能的影响规律，并与风洞试验开展比较，研究地面效应对风洞试验结果的影响，为下一步对风洞试验结果修正分析提供基础数据.

1 分析模型

从仿真分析、风洞试验两方面入手研究列车地面效应对列车气动性能的影响.仿真分析模型与风洞实验模型保持一致，模型比例1∶8.列车模型为头车、中车和尾车三车编组，总长10.8 m，高0.5 m，如图1所示.轨道间隙为列车底面与轨道顶面之间的距离，在实际运行中，其轨道间隙大小在20 mm左右，本文通过改变地面和车轮的运动状态，来探究列车地面效应流场拓扑机理和列车非定常气动载荷规律，研究轨道与列车底部之间空间流场结构特征，分析由地面效应引起的列车气动力随时间变化规律.

图1 三车编组计算及风洞试验几何模型

2 列车风洞试验

本文为了验证数值模拟的正确性，并比较地面效应对列车风洞试验的影响，在中国空气动力研究与发展中心低速所8 m×6 m大型低速风洞第二实验段中进行列车风洞试验.风洞试验中列车模型为头车、中车和尾车三车编组高速列车模型，模型比例为1∶8，带平地路基和轨道，列车模型内部为金属框架结构，外部用代木(合成材料)成型.列车模型的头车、中间车和尾车为相互独立的测力单元，之间有5～10 mm的间隙，避免风洞试验时相互干扰，试验段下部安装了专门用于列车试验的地板装置，安装完地板后，试验段有效尺寸为长16.1 m，宽8 m，高4.9 m，横截面积是39.2m2.试验中来流速度分别为v=60 m/s，侧滑角β分别为 5.15°、10.22°、15.14°和 19.73.试验模型置于专为列车风洞试验设计的地板上如图2.

图2 风洞试验模型及测压装置［5-6］

风洞试验采用三节车编组模型，并分别单独对头车、中间车和尾车测力及力矩，测力天平位于模型内腔.为了防止风洞试验时，各节车出现干扰，影响对每节车的单独侧力，因此与真实情况不同的是，保持每节车风挡连接处之间留有5 mm左右的缝.一方面为开展仿真分析与风洞试验结果比较，另一方面为分析头尾部详细的压力系数数据，从而研究从试验上研究流场结构，在列车头部、尾部、中部等关键部位上布置了210个测压孔，风洞试验时测压孔的压力变化通过测压孔引入电子扫描阀进行测量(见图2).风洞试验过程中，列车模型的侧偏、倾斜、俯仰误差均控制在5'以内.

3 仿真分析

3.1 仿真分析数学模型的选取［7-10］

在针对高速列车数值计算方面，受限于计算机能力，早期多采用无粘Euler方程、层流N-S方程、RANS方程开展分析计算，同时与风洞实验也进行了一定的对比，取得了一定的成果.但总体讲，这些方法还不完善，比如有些方法忽略了分子粘性作用，有些方法没有考虑湍流的影响，有些方法考虑了的湍流模型不能很好的模拟高速列车气动问题，尤其是在对流动在二次涡的产生、主涡的破裂等方面模拟有一定的误差，导致模拟结果与风洞试验测试吻合不佳.而涡破裂具有典型非线性、非定常、多尺度的特征，因此对涡破裂数值模拟方法提出了较大的挑战.不过近年来结合RANS和LES各自优势的多种RANS/LES方法，例如DES模型、SAS等，在非定常大分离主导的湍流流动中得到了大量的验证.针对本文的数值模拟，采用STARCCM+开展分析，根据流场特点，采用RANS模拟方法开展列车地面效应分析计算，选取合适的湍流模型最为关键，在模拟此类流场问题时，一般选择k-ε双方程，其可以比较准确的模拟远离壁面充分发展的湍流，而在对近壁面附近湍流的输运作用模拟时精度不佳，如采用该方程可能使近壁面真实分离的流动不发生或延迟分离.Wilcox的经典k-ω双方程模型可以较好的模拟壁面边界层流动以及自由剪切流，可应用于不同的压力梯度下的边界层问题，但Wilcox经典k-ω双方程对自由来流中的ω值过度敏感，从而导致初始条件设置至关重要，而k-ε双方程不存在这种问题.而k-ω-SST模型的iDDES方法，则结合了上述两种模型的优点，弥补了各自的不足.因此为了更为精准的模拟列车地面效应，针对本文具体研究的问题，采用有限体积方法求解RANS的方程组，湍流模型采用两方程k-ω-SST的iDDES方法，深入研究分析列车各部位与空气强烈作用下涡破裂的小尺度结构.

3.2 CFD计算网格

CFD计算网格模型保持与风洞试验模型完全一致.对车体曲面变化较大处、转向架及尾涡等主要关心的流场区域的网格进行加密处理，如图3.为了更加准确模拟附面层，对列车表面网格进行加密，列车表面最大网格为0.6 mm，最小网格为0.3 mm，如图4.在列车表面添加20层附面层，列车表面第一层网格以及轨道间隙处的网格厚度均为0.1 mm，每个工况列车表面第一层网格y+在50左右，网格总数在4600万左右，车体表面及附面层网格如图5所示.对地面、轨道、路堤等近壁面的网格也采用加密的细密网格，以满足近壁面附面层模拟分析的要求，远离地面、路堤、轨道的空间域内采用稀疏网格.细密网格和稀疏网格之间以一定的增长因子均匀过渡，这样处理既能保证精度要求，又可以减小计算量并加快计算分析的收敛速度.

图3 车体表面网格

图4 头部放大网格

图5 车体表面及附面层网格图

边界的设置见图6，其中入口面(面ABCD)，设置为低湍流均匀来流条件，与风洞试验比较时，则流速设置为与风洞试验值一致;出口(面EFGH)设置为压力边界;顶面(面BFGC)和侧面(面ABFE、面CDHG)宜设置成无滑移壁面边界;地面(面AEHD)设置则根据研究的工况设置，如果完全模拟风洞工况，则设置为静止壁面，如果为模拟地面的影响，则设置为滑移壁面;列车表面也设置为无滑移壁面.

图6 流场边界设置示意图

4 试验结果与仿真结果分析

4.1 仿真分析与试验数据对比分析

为开展仿真分析与试验数据对比，在风洞试验模型上测试了210个压力测点，限于篇幅及本文的研究目的，本文选取了列车中间纵截面的压力测点开展分析.图7是选取的列车中间纵截面压力测点压力系数仿真分析与风洞试验比较值，仿真分析与风洞试验对比时采取的是静止地面模型.从仿真分析与试验数据比较来看，除了在头车向上突变点，仿真与试验稍有偏差，其余测点试验与仿真分析均吻合较好，说明仿真分析结果可信，仿真分析与试验可以相互验证.

图7 试验与仿真分析测点压力系数比较

4.2 流场结构特性分析

在实际的风洞实验中，列车与地面以及列车与轨道之间的相对运动无法很好地模拟，本节对无侧风条件下地面边界条件对高速列车非定常气动性能影响进行研究，工况为静止地面边界条件与移动地面边界条件.主要对无侧风条件下不同地面边界条件之间列车流场结构特性(包括Q等值面、涡量云图).

图8为不同地面边界条件下整车Q等值面图.

图8 不同地面边界条件下Q等值面图

从图8(a)、(b)中可以看出，在头车部分，静止地面边界条件下，在鼻尖点前形成一系列的涡旋结构，且沿着车长方向不断脱落，移动地面边界条件下，由于轨道对来流没有阻碍作用，仅在列车两侧有涡旋结构的脱落.对比两种工况下头车的列车风数值，移动地面边界条件下在鼻尖点出以及整体头部的列车风数值大于静止地面边界条件下的数值，且越往后越有更多的涡旋结构.从图8(c)、(d)中可以看出，在尾车部分，静止地面边界条件下，在尾车鼻尖点后、两侧以及轨道两侧均形成涡旋结构，可知移动地面边界条件下仅在尾车鼻尖点两侧形成涡旋结构.尾涡结构由不同的时空尺度涡组成，移动地面边界条件下会导致较宽的尾涡结构，这一现象与较高的阻力系数有关;而静止地面条件下的尾涡比移动地面条件下的尾涡更高.这一现象与地面的边界条件有着密切的关系，移动地面条件消除了地面和轨道边界层的影响，使列车底部的速度比静止地面条件下的速度快，这也使得在移动地面条件下计算出的每一个转向架的阻力值和尾车和中间车的阻力高于在静止地面条件下的阻力.同时，由于地面的运动造成列车底部和地面附近的速度加快，进一步导致尾车后的尾涡整体下移，低于静止地面边界条件下的尾涡高度.

为了更好的分析列车尾部的涡旋结构，截取尾车鼻尖点截面的涡旋结构图开展分析，并由时间平均的x方向涡量强度函数进行渲染，见图9.

图9 列车尾部涡旋结构分析

在尾车鼻尖点截面有一对在轨道下位于道床上的大涡旋(涡旋1和涡旋2)，同时在离轨道附近位置处，有一对较小的涡旋(涡旋3和涡旋4)，在轨道中心线处离轨道较高的上方，有一对较大的涡旋(涡旋5和涡旋6).在静止地面情况下，涡旋1和2随着距离尾车鼻尖点长度的增加，而慢慢分离出新涡旋3和4;与此同时，随着距离尾车鼻尖点长度的增加，涡旋3和4会慢慢升高且变大，最终合并成为涡旋5和6，在尾流中形成一对较强的反向旋转涡(涡旋5和6).另外可以看到，不同地面条件下列车周围涡量分布规律一致，沿远离尾车方向涡量强度有增大的趋势，且呈现出数对几乎对称的反向涡旋，移动地面边界条件下的涡量强度整体大于静止地面下的涡量强度.

4.3 列车气动力分析

表1为不同地面边界条件下列车阻力系数时均值比较，采取时均值比较是由于采用k-ω-SST模型的iDDES方法进行瞬态模拟时，列车气动力系数呈现出明显的非定常特性.为了比较不同地面边界条件下列车气动力系数的大小，对整个过程的气动力系数进行时均值的求解，公式如下:

采用标准差对气动力系数的波动程度进行量化比较.标准差能够反映一组气动力系数相对于气动力系数均值的离散程度，公式如下:

从表1中可以看到:相对于静止地面边界条件，移动地面边界条件下头车阻力系数增大了1.31%，中车阻力系数增大了5.21%，尾车阻力系数增大了5.90%.移动地面边界条件下，头车和尾车阻力系数的标准差均大于静止地面边界条件，中车和尾车阻力系数的标准差小于静止地面边界条件，与静止地面边界条件相比，移动地面边界条件下头车阻力系数标准差增加了12.33%，头车阻力系数标准差减小了-1.98%，尾车阻力系数标准差增大了9.20%，说明采用移动地面分析时，阻力系数非定常性更大.

表1 不同地面边界条件下列车阻力系数比较

表2为不同地面边界条件下列车升力系数时均值及标准差.从表中可以看出:相对于静止地面边界条件，移动地面边界条件下头车升力系数增大了27.85%，中车升力系数减小了13.80%，尾车升力系数减小了31.11%.移动地面边界条件下，头车和尾车的升力系数的标准差均大于静止地面边界条件，中车阻力系数的标准差大于静止地面边界条件.与静止地面边界条件相比，移动地面边界条件下头车升力系数标准差增大了5.93%，中车升力系数标准差减小了4.29%，尾车升力系数标准差增大了3.16%.

表2 不同地面边界条件下列车升力系数比较

5 结论

本文利用风洞试验、CFD方法对静止地面和运动地面条件下高速列车气动性能和流场结构进行了研究，可以得到以下结论:

(1)在头车部分，与静止地面边界条件相比，移动地面边界条件下列车鼻尖点以及轨道两侧的涡旋结构较少.头车流线型部分，静止地面条件下列车周围以及列车与轨道之间的涡量强度较移动地面条件下大，随着涡旋结构向后发展过程中不断衰减，在尾车流线型部分静止地面下列车周围的涡量强度小于移动地面条件;

(2)相对于静止地面边界条件，移动地面边界条件下头车阻力系数增大了1.31%，中车阻力系数增大了5.21%，尾车阻力系数增大了5.90%.对于静止地面边界条件，移动地面边界条件下头车升力系数增大了27.85%，中车升力系数减小了13.80%，尾车升力系数减小了31.11%;

(3)在移动地面边界条件下，列车总阻力高于静止地面条件下的总阻力.移动地面条件下阻力增大的机理可以解释为:移动地面条件消除了地面和轨道边界层的影响，使列车底部的速度比静止地面条件下的速度快.这也使得在移动地面条件下计算出的头车、中车和尾车的阻力高于在静止地面条件下的阻力.