横风环境高架运行的城际动车组车体气动载荷分析

2020-12-15公衍军黄尊地常宁

铁道科学与工程学报 2020年11期

公衍军，黄尊地，常宁

公衍军1，黄尊地2, 3，常宁2

(1. 中车青岛四方机车车辆股份有限公司，山东青岛 266111；2. 五邑大学轨道交通学院，广东江门 529020；3. 中南大学交通运输工程学院，湖南长沙 410075)

建立高架桥和城际动车组的三维模型，应用ANSYS ICEM软件生成结构网格，采用RANS湍流方程开展定常计算以及大涡模拟进行非定常计算，得到车体表面压力时程曲线。通过风洞试验验证数值计算的网格模型和仿真算法。耦合车速和风速，计算高架运行的城际动车组车体气动载荷。研究结果表明：无横风时，动车组头车阻力最大，与速度的二次方成正比；有横风时，尾车阻力最大。车速在80 km/h至200 km/h范围，风速为10 m/s至60 m/s范围时，相同车速和风速下，动车组头车的侧向力、升力和倾覆力矩最大，中间车次之，尾车最小；横风风速对车体气动载荷的影响敏感度大于运行车速。

横风；高架；城际动车组；气动载荷；风洞试验；数值计算

良好的横风运行安全性是实现动车组高速高效运行的有效手段。在强侧风作用下，列车空气动力性能恶化，不仅列车空气阻力、升力、横向力迅速增加，还影响列车的横向稳定性，严重时将导致列车倾覆[1]。环境风影响铁路运输效率，同时引起的列车事故遍布日本、欧美和国内，非常有必要展开风速和车速耦合的列车横风运行安全性研究。国内外学者在横风作用下高速列车的周围流场结构[2-4]及转向架的气动载荷特性[5-8]方面做了大量的研究，为列车在环境风环境下的运行安全性评估提供理论依据。于梦阁等[9]对平地上不同风向角(0°～180°)、不同风速(13.8～32.6 m/s)和不同列车运行速度(200～400 km/h)下高速列车的气动载荷特性和运行安全性进行了分析。刘加利等[10]研究了不同横风风速(13.8，20.7和32.6 m/s)下定常气动力和非定常气动力对直线上高速列车运行安全性的影响特性。张亮等[11]计算得到各路况运行时高速列车车体所受非定常气动力(车速300 km/h，风速17.1 m/s)的时域特性，分析不同路况下列车的运行安全性。以上受横风影响的安全性分析基本都是针对平地工况的高速动车组展开，对高架运行的城际动车组研究偏少，尤其高横风风速的研究较少。本文选择高架桥运营的城际动车组展开研究，建立高架桥和城际动车组的三维模型，划分结构网格，计算不同横风风速(0～60 m/s)和运行车速(80～200 km/h)耦合作用下城际动车组车体的气动载荷，分析其变化规律，为跨线运行动车组自适应转向架的设计提供动力学分析数据。

1 数值计算模型

1.1 计算模型

车辆模型选用中国中车设计和生产的CRH6型城际动车组。动车组长度为76.4 m，宽度为3.3 m，高度为3.86 m。列车底部与道床之间的距离为0.375 m，其中轨道表面与道床之间的距离为0.175 m，即列车底部到轨道表面的距离为0.2 m。轨道表面到地面的距离为12.73 m，其中桥梁底部到地面的距离约为10 m。计算区域设置依据详见参考文献[12]，计算域总体长度为352 m，总体宽度为160 m，总体高度为70 m，具体尺寸如图1所示。

正向为速度入口，设置车速，负向为压力出口；正向速度入口，设置风速，正向为压力出口；正向及高架桥为滑移地面，滑移速度与车速保持一致，负向为压力出口。横风从地面和高架桥之间穿过及从高架桥上绕流，计算域具体边界条件的设置如图1所示。

单位：m

1.2 数学模型

(a) 计算区域网格；(b) 动车组网格

2 风洞试验验证

2.1 风洞试验

为保证后续数值计算网格模型和仿真算法的准确性，开展城际动车组的风洞试验验证工作。风洞试验在中南大学铁道校区高速列车研究中心的“回字形”风洞基地进行。风洞基地具体布局及主要尺寸如图3所示。本次试验在横断面尺寸为1 m× 0.8 m的高速试验段进行，最高来流风速可达60 m/s(转换车速为216 km/h，满足最高车速要求)。动车组模型为原车1:100的缩比模型，在高速试验段可以实现横放或者竖放，根据数值计算和风洞试验的对比要求设置验证试验工况。对比试验选定测试工况车速为0 km/h，风速为60 m/s的动车组车体表面压力时程曲线，具体模型如图3所示，其中车体中部1-8测点位于迎风侧。

(a) 风洞实验室示意图；(b) 1-4测点；(c) 5-8测点

2.2 数据对比

数值计算同时采用1:100的缩比模型计算并监测相同的数据点。为保证数据计算的准确，设置CFL Number等于1，根据其公式计算得出数值计算的时间步长应为2.5×10-4s，即采样频率为4 000 Hz；风洞试验采样频率为500 Hz，所以比较两者前500个采样点数据以及压力平均值。风洞试验测试中，动车组车体中部流场稳定，数值差别不大。以5号测点为例，当车速为0 km/h，风速为60 m/s时，风洞试验和数值计算的数据对比如图4所示。

由图4可知，数值计算采样数据和压力平均值比风洞试验测试数值略高一些，主要因为试验测试过程中有部分压力损失导致，数值计算过程及结果较为理想。数值计算和风洞试验的均值误差在5%以内，满足工程精度要求。通过数据对比，得出上述数值计算中计算区域的网格模型和仿真算法是准确可信的。

3 数据分析

3.1 阻力变化规律分析

当横风风速为0 m/s，高架桥上运行的城际动车组头车、中间车和尾车受到的阻力与速度的二次方成正比，符合气动规律；同一车速下，头车阻力最大，尾车次之，中间车最小。当城际动车组运行车速分别为80，120，160和200 km/h，横风风速分别为0，10，20，30，40，50和60 m/s时，头车、中间车和尾车的阻力变化规律如图5所示。

(a) 500个采样数据；(b) 压力平均值

(a) 头车阻力随风速变化规律；(b) 头车阻力随车速变化规律；(c) 中间车阻力随风速变化规律；(d) 中间车阻力随车速变化规律；(e) 尾车阻力随风速变化规律；(f) 尾车阻力随车速变化规律

由图5可知，随着风速的增加，在风速和车速的耦合作用下，高架桥上运行的城际动车组头车的阻力由正变负，改变了方向；尾车阻力最大。当车速一定时，中间车和尾车阻力的绝对值随风速的增加而增加。当风速一定时，中间车阻力随车速的增加而增加，尾车阻力随车速的增加变化不明显，低风速时有微弱增加的趋势，高风速时有微弱减小的趋势。

3.2 侧向力变化规律分析

当城际动车组运行车速分别为80，120，160和200 km/h，横风风速分别为0，10，20，30，40，50和60 m/s时，头车、中间车和尾车的侧向力变化规律如图6所示。

由图6可知，当城际动车组运行车速在80 km/h至200 km/h之间，横风风速为10 m/s至60 m/s时，头车、中间车和尾车的侧向力随风速的增加而明显增加，随车速的变化不明显；风速对车体侧向力的影响敏感度大于车速；相同车速和风速下，头车的侧向力最大，中间车次之，尾车最小。

(a) 头车侧向力随风速变化规律；(b) 头车侧向力随车速变化规律；(c) 中间车侧向力随风速变化规律；(d) 中间车侧向力随车速变化规律；(e) 尾车侧向力随风速变化规律；(f) 尾车侧向力随车速变化规律

3.3 升力变化规律分析

当城际动车组运行车速分别为80，120，160和200 km/h，横风风速分别为0，10，20，30，40，50和60 m/s时，头车、中间车和尾车的升力变化规律如图7所示。

由图7可知，当城际动车组运行车速在80 km/h至200 km/h之间，横风风速为0 m/s至60 m/s时，头车、中间车和尾车的升力随风速的增加而明显增加，随车速的变化不明显；风速对车体升力的影响敏感度远远大于车速。相同车速和风速下，头车的升力最大，中间车次之，尾车最小。

(a) 头车升力随风速变化规律；(b) 头车升力随车速变化规律；(c) 中间车升力随风速变化规律；(d) 中间车升力随车速变化规律；(e) 尾车升力随风速变化规律；(f) 尾车升力随车速变化规律

3.4 倾覆力矩变化规律分析

当城际动车组运行车速分别为80，120，160和200 km/h，横风风速分别为0，10，20，30，40，50和60 m/s时，头车、中间车和尾车的倾覆力矩变化规律如图8所示。

由图8可知，当城际动车组运行车速在80 km/h至200 km/h之间，横风风速为0 m/s至60 m/s时，头车、中间车和尾车的倾覆力矩随风速的增加而明显增加，随车速的变化不明显；风速对车体倾覆力矩的影响敏感度远远大于车速。相同车速和风速下，头车的倾覆力矩最大，中间车次之，尾车最小，所以横风环境高架运行的城际动车组头车最危险。

4 结论

1) 无横风时，高架桥上运行的城际动车组头车、中间车和尾车受到的阻力与速度的二次方成正比；同一车速下，头车阻力最大，尾车次之，中间车最小。有横风时，尾车阻力最大。

2) 城际动车组运行车速在80 km/h至200 km/h之间，横风风速在10 m/s至60 m/s之间时，头车、中间车和尾车的侧向力、升力和倾覆力矩随风速的增加而明显增加，随车速的变化不明显；风速对车体侧向力、升力和倾覆力矩的影响敏感度大于车速；相同车速和风速下，动车组头车的侧向力、升力和倾覆力矩最大，中间车次之，尾车最小，所以横风环境高架运行的城际动车组头车最危险。研究结果为跨线运行动车组自适应转向架的设计提供理论依据。

(a) 头车倾覆力矩随风速变化规律；(b) 头车倾覆力矩随车速变化规律；(c) 中间车倾覆力矩随风速变化规律；(d) 中间车倾覆力矩随车速变化规律；(e) 尾车倾覆力矩随风速变化规律；(f) 尾车倾覆力矩随车速变化规律

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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

1672 - 7029(2020)11 - 2748 - 08

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

2020-04-10

国家重点研发计划项目“先进轨道交通”重点专项资助项目(2018YFB1201701-07)；广东省基础与应用基础研究基金联合基金—青年基金资助项目(2019A1515111052)

黄尊地(1987-)，男，山东嘉祥人，副教授，博士，从事轨道交通空气动力学研究；E-mail：wyuhzd@163.com