高速列车侧风效应的数值模拟

高速列车侧风效应的数值模拟
郗艳红;毛军;李明高;张念;马小云
【摘要】在侧风作用下,高速列车的空气动力学性能发生显著改变.基于三维定常可压缩流动的N-S方程,采用SST k-ω两方程湍流模型和有限体积法,对某型高速列车以350 km/h的速度在25 m/s侧风环境中运行的流场结构和气动力进行了数值模拟计算,分析了不同风向角的侧风对列车全车,以及受电弓、转向架和风挡等局部区域的作用.结果表明:在侧风作用下,列车的周围包括转向架处均产生复杂的涡流,压力分布十分复杂,转向架对流场的影响不容忽视;随着风向角(0～90°)的增大,侧向力系数及倾覆力矩系数也增大,列车倾覆及脱轨的风险性增加,且头车的倾覆力矩系数远大于中间车和尾车的倾覆力矩系数,应注重对头车的气动性能研究.
【期刊名称】《北京交通大学学报》
【年(卷),期】2010(034)001
【总页数】6页(P14-19)
【关键词】高速列车;气动特性;侧风;数值模拟
【作者】郗艳红;毛军;李明高;张念;马小云
【作者单位】北京交通大学,土木建筑工程学院,北京,100044;北京交通大学,土木建筑工程学院,北京,100044;北车唐山轨道客车责任有限公司,唐山,063000;北京交通大学,土木建筑工程学院,北京,100044;北京交通大学,土木建筑工程学院,北
京,100044
【正文语种】中文
【中图分类】U270.11;U211
在强侧风作用下,高速列车的空气动力学性能和列车运行的稳定性将受到很大影响,由侧风效应所导致的列车失稳和倾覆事故在世界各国时有发生,强侧风已经成为影响高速列车运行安全的重要因素之一[1].国内外学者对高速列车的侧风效应进行了较多的风洞试验和数值模拟,验证了数值模拟的适用性[2-3].但一般忽略了受电弓、转向架及风挡等局部结构,并按不可压流考虑.有的虽然在计算中考虑了受电弓,但仍忽略了转向架对流场的影响[4].在列车高速运行的条件下,这些简化与实际情况的差距变得比较突出,不利于准确评估侧风效应的作用.本文作者根据某动车组的真实外形建模,考虑其细部结构,对时速350 km/h的动车组在不同风向角侧风作用下的流场进行了数值模拟,以便更准确地分析和评估侧风效应对高速列车安全运行的影响.
1 流动控制方程及模型
列车以350 km/h时速在25 m/s侧风中运行时,列车附近形成复杂的高雷诺数三维湍流绕流.在不同的风向角下,侧风与列车风的合成速度接近或超过1/3的音速,因此,按照可压缩流动模拟列车的外流场.流动的控制方程为[5]
连续方程
动量方程
能量方程
状态方程
式中：ρ为流体的密度;t为时间;U为流体的速度矢量;ui(i=1～3)表示 x、y、z 3个方向上的速度分量;η为流体的动力黏度;Su为广义源项;T为温度;cp为比定压热容;kc为流体的传热系数;ST为黏性耗散率;p为流体微元体上的压力.
在数值模拟中采用基于 RANS雷诺平均法的改进的剪切应力输运SST k-ω模型,该模型对描述近壁面自由流具有相当的精确性[6].湍流动能k和涡量脉动强度ω的输运方程为[7]
式中：Gk为湍流动能;Gω表示ω方程,为正交发散项;Γk,Γω分别为k和ω的有效扩散项;Yk,Yω分别为k与ω的发散项;Sk与Sω为用户自定义项.
2 计算模型及方法
采用动车组3节车模型,头车、中间车和尾车的长度分别为26、25、26 m,宽度为3 m,高度为 3.9 m.头车和尾车形状相同,均为流线型.研究中考虑了转向架、受电弓和挡流板等细部结构,由于列车中间部分截面不变,缩短的模型并不会改变列车流场结构的基本特征[8].
2.1 计算域设定及网格划分
1)计算域.将计算域划分为来流区和尾流区,根据绕流流场的基本特性,尾流区域取较大值.列车模型前端的流场区域的纵向长度大于两倍的列车模型宽度,列车模型尾流区域的纵向长度大于两倍的列车模型总长度,计算域高度取5倍的车高[2].计算域的几何尺寸为267 m×193 m×35 m,如图1所示.
图1 计算域及列车风场的速度三角形Fig.1 Computational domain and wind velocity relative to the train
2)网格划分.采用六面体网格,在车体表面及地面处生成边界层网格,边界层第1层网格的厚度为0.615 mm.为了和六面体网格更好的衔接,保证网格质量,提高壁面函数应用于边界层模拟的准确性,共设置3层边界层网格,增长比为2.5.加密尾流、列车表面和受电弓等流场变化较大区域的网格.整个计算区域的网格总数约为1 500万,图2和图3分别为转向架和受电弓的网格划分图,车身网格图见图4.
图2 转向架处体网格Fig.2 Grid of bogies
2.2 边界条件设置
采用相对运动条件模拟列车附近的外流场.即假定列车静止,空气来流以与列车运行速度反向等值的速度vt绕流列车,侧风以速度vw吹向列车,二者的合成速度为 v,参见图1.
图3 受电弓体网格Fig.3 Grid of pantograph
1)入口边界条件.假设入口边界来流的三维速度分布没有受到模型的扰动,除运动方向外,另外两个方向的速度分量为零.流入速度取为远处的来流速度 vt,主流进口风速为vx=vt+vwcos β,侧风进口风速为vs=vwsin β.
2)出口边界条件.压力边界条件,出口压力取一个标准大气压强.
3)列车表面边界条件.由于在列车表面存在附面层效应的影响,故列车表面设定为有摩擦的墙边界(无滑移边界),列车表面粗糙度为0.045 mm,可较为精确的计算出列车表面的摩擦阻力等参数.
4)地面边界条件.因为采用相对运动,运动的气流会在静止的地面上产生附面层;而实际列车行驶时,空气与地面相对静止,不存在地面附面层.为消除地面附面层的影响,在模拟中采用移动地板法,地面粗糙度0.3 mm,设定地面移动速度 vg与主流进口流速的大小相等、方向相同,即vg=vx.
5)计算域上表面.由于选择的流场计算区域足够大,可认为外围边界对列车周围的流场的影响甚小,计算区域的外围边界设定为无摩擦的墙边界.
2.3 计算方法
使用CFD软件STAR-CCM+进行并行计算.为求解前述控制方程组,用有限体积法(FVM)将控制方程离散.扩散项用二阶精确中心差分格式离散,而对流项用一阶迎风格式离散.用分离式解法对离散后的控制方程组求解,使用SIMPLE法耦合压力-速度场,对压力采用迭代法修正.
3 计算结果及其分析
对列车速度vt=350 km/h,侧风速度vw=25 m/s,风向角β=5°及 10 ～90°(间隔为10°)的各种工况进行了数值模拟,分析了不同风向角下的列车外流场特性,以及不同风向角的侧风对列车气动特性的影响.
3.1 列车周围流场分布
列车的外流场直接影响到列车各个部分所受气动力的特性,需要对其进行深入研究.以风向角为90°时的工况为例.
图5给出了列车沿纵向不同截面(图4)的流线图.当侧风自左向右吹向列车时,列车的背风侧产生多个漩涡,沿车身纵向,各漩涡的起始位置在底部、中部和顶部交替变化.在 x=8 m处,由列车背风侧底部首先产生一个漩涡A,沿车身向后逐渐发展和脱落,漩涡逐渐远离列车表面.在 x=18 m处漩涡A脱落完毕,并在列车背风侧的中部有新的漩涡B产生,沿车身向后,漩涡B逐渐发展,在 x=32 m处漩涡达到最大,之后开始脱落,至 x=52 m处漩涡不复存在,但是在 x=58 m处又开始形成及发展.在
x=32 m处,由列车背风侧底部产生漩涡C,逐渐发展并在x=48 m处消失.在列车背风侧底部漩涡C消失之后,在 x=52 m处又产生漩涡E,漩涡E沿车身向后逐渐发展和脱落,漩涡中心向上移动并逐渐远离列车表面.另外,在x=46 m、x=48 m处受电弓所在的部位,产生了漩涡D.此外,在 x=2 、20、28、46、48 、52、70、72 m 等有转向架的部位,流场十分紊乱,都产生了多个复杂的漩涡,对高速列车的气动性能产生一定影响.
在侧风作用下,列车背风侧尾迹区流动十分复杂,会生成不同尺度的脱落涡,涡的数量也在发生变化,这些涡不断地从车体产生、脱落、合并,并向下游运动,涡的运动及相互间的位置关系具有随机性.可见,在高速列车的模拟计算中,过度简化列车的几何外形,忽略转向架的作用是不恰当的.
3.2 列车表面压力分布
列车所受气动力的大小和受力的均匀程度可以由列车表面的压力分布规律得到.图
6为列车表面压力分布图,压力显示范围为-2 000～2 000 Pa.可以看出,头车和尾车的表面压力分布较为复杂,中间车的表面压力分布的变化相对较小,说明使用3节列车模型是可行的.
图4 列车车身坐标及车身网格图(单位：m)Fig.4 Coordination of the train(Unit：m)
图5 不同位置处列车横截面流线图Fig.5 Streamlines for different locations on the x-axis
图6 列车表面压力分布Fig.6 Pressure distribution of the train surface
由图6(a)、图6(b)、图6(e)可知,在列车的迎风侧,最大正压区位于头车鼻尖处,车身大部分区域为正压,且压力值沿列车高度方向逐渐减小,在尾车处出现负压.在列车的背风侧,由于大量漩涡的产生发展和脱落,头车出现大面积的负压区,车身基本为负压,压力值沿列车高度方向变化不大,尾车处出现正压.尾车正压和负压的数值均小于头车,且尾车背风侧的正压绝对值小于迎风侧的负压绝对值.
由图6(c)、图6(d)可知,由于空气具有黏性,在流过头部鼻锥和导流板凹槽时被滞止,气流速度近乎为零,压力最大;在受电弓处表面压力升高;在列车连接处的端部,由于风挡和间隙的存在,使列车端部表面的压力改变;在列车尾端,空气流速加快,列车尾部的压力减小.受侧风作用时,列车迎风面宽度增加,会有更多的气流流向车身底部,造成车身底部气流阻力增大,速度降低,压力升高;流向车身顶部的气流阻力虽然也有所增加,但流经顶部的气流在与流经底部的气流汇合于列车背风侧之前所经过的路程较长,
速度变快,车身顶部的压力有所降低.
3.3 风向角对气动性能的影响
侧向力Fz和气动力产生的倾覆力矩Mx是对列车的安全性最有影响的两个物理量,如图7所示.一般用侧向力系数和倾覆力矩系数来描述.这里定义的倾覆力矩是气动力对背风侧轨顶之矩(即对C轴取矩),顺时针为正,它是侧力与升力所产生的力矩之
和.
图7 列车气动力分析图Fig.7 Aerodynamic forces and moments
在侧风的作用下,部分气流从车身的迎风侧经车顶绕流到背风侧.由于气流沿程受到摩擦阻力的作用且在背风侧产生涡流而消耗一部分能量,从而在迎风侧和背风侧之间产生压差,形成侧向作用力,侧向力和升力之合产生倾覆力矩,它们的大小与侧风的风向角有关.图8和图9给出了侧向力系数和倾覆力矩系数随风向角变化的曲线,其中总的侧向力系数为头车、中车、尾车、受电弓和转向架侧向力系数之和,总倾覆力矩系数亦然.
图8 侧向力系数随风向角的变化曲线Fig.8 Lateral force coefficient versus the wind angle
图9 倾覆力矩系数随风向角的变化曲线Fig.9 Overturning moment coefficient versus the wind angle
由图8可知,列车以 350 km/h在25 m/s的横风下小于90°的风向角范围内运行时,列车各部分的侧向力系数随风向角的增大而增大.原因是风向角越大,侧风越强,产生的涡流越明显,由涡流引起的能量消耗占的比重增大,两侧压差变大,侧向力也随之增大,侧向力系数升高,这是导致列车倾覆的主要原因.此外,由图6可知,车身顶部和底部大都为负压,顶部负压较大,而底部负压较小,列车在侧风作用下仍受到较大的正升力.随着风向角的增大,车体顶部负压增加快,底部负压增加慢,压差加大,列车受到的升力增加,这是导致列车倾覆的另一原因.侧向力和升力都随风向角的增大而增大,使得倾覆力矩也随之增大.从图9中可以看出,倾覆力矩系数随风向角的增大而增大,其中当β从5°变为90°时,头车的倾覆力矩系数始终最大,由0.02增大到0.63,最容易发生倾覆.因此,风向角越大,脱轨的危险性越大.中车在β =5°时为 -0.01,在β =10°时变为正值 0.01,当β=90°时增大到0.51;而尾车由0.01增大到0.15,数值始终最小,相对较为安全.
由图8可知,受电弓和转向架的侧向力系数随风向角的增大而增大,并由图10可知,受电弓的侧向力系数份额在1%左右,而转向架的份额在β=5°时为3.39%,随着风向角的增大而增大,在β=90°时转变为9.95%,对列车的运行安全造成潜在的危险.由图9和图11可知,在β =5°和β =10°时受电弓的倾覆力矩系数为负值,从β=20°开始转变为正值,在β=90°时增大到 0.154.而转向架的倾覆力矩系数在β=5°～40°时为负值,对列车的安全是有利的,占的份额值随风向角的增大而减少;从β=50°开始转变为正值,并随风向角的增大而增大,所占的份额值也随风向角的增大而增大,由此引起的列车运行安全性降低.由图11可知,在β=5°时,转向架的份额为24.1,受电弓的份额为8.82,又因为此时的倾覆力矩系数为正值,转向架和受电弓的存在保障了列车高速运行的安全.因此可见,受电弓和转向架对列车的安全性起着不容忽视的作用,在进行数值模拟计算的时候,不应该忽略.
图10 侧向力系数份额随风向角的变化曲线Fig.10 Ratio of lateral force coefficient versus the wind angle
图11 倾覆力矩系数份额随风向角的变化曲线Fig.11 Ratio of overturning moment coefficient versus the wind angle
4 结论
1)列车在侧风环境中高速运行时,在列车的背风侧会产生不同尺度的脱落涡,这些涡的运动及相互之间的位置关系是产生不同侧向气动力的主要原因,并与风向角有关.转向架周围产生复杂的涡流,在模拟计算时不能忽略转向架对流场的影响.
2)侧风使列车表面的压力分布变得不对称,车体迎风面和背风面压力的叠加,使列车受到较大的侧向力,车体顶部和底部的压差使列车在大风作用下受到较大的升力,侧向力和升力产生倾覆力矩.随着风向角的增大,侧向力系数、倾覆力矩系数均增大,倾覆及脱轨危险性增大.
3)随风向角的增大,头车倾覆力矩的值及增幅远大于中间车和尾车.因此,在评估列车
在侧风环境中高速运行的安全性时,应该更加注重对头车的气动性能研究.
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