高速列车隧道气动效应计算
隧道结构列车穿行气动特征影响
隧道结构列车穿行气动特征影响摘要：高速列车在进入隧道时,车体在隧道内产生的压缩波和膨胀波使隧道内的空气压力发生交替变化,对车体及车外设施,施以不定周期、不定幅值的周期载荷,将对车体结构及零部件应力集中区域造成疲劳破坏.高速列车车体是典型的气密结构,由于车外流场造成的车内压力波动会影响旅客的乘坐舒适性.关键词：隧道；列车；模型1气体流动的控制方程若忽略流场中的能量变化,高速列车过隧道时的外流场可认为是有黏性、可压缩、绝热、非定常的三维湍流流场.其数学模型包括连续性方程、动量方程、气体状态方程、k方程和ε方程及μt、k、ε,3物理量之间的关系式,即构成了一组封闭的方程组,可以通过数值计算的方法求解,具体方程如下.连续性方程其中:v为气体的速度矢量;ρ为气体密度;Fb为作用在单位气体上的质量力;p为气体压力;μ为气体动力黏度;k为湍流脉动动能;ε为湍流动能耗散率;μt为湍流黏性系数;σk、σε、C1、C2、Cμ为经验常数;T为气体温度.2计算模型的建立2.1列车模型的简化和网格划分以CRH2型动车组为参考,所建模型进行如下简化:①列车长度缩短为两动一拖,即两节头车和一节中间车;②不考虑列车外部突出物;③不考虑底部结构,使列车底面和地面间形成一个狭缝(底部距地面距离设为0•2m),通过调整狭缝的间距等效模拟列车底部结构对流场的影响.采用六面体网格离散列车模型,其头车部分表面网格如图2所示.列车表面的网格尺寸与列车运动区域的网格尺寸基本一致,另外由于列车头尾的结构采用复杂的流线型单拱外形结构,对此处列车表面网格作了适当的加密.进风口在列车顶部,出风口在列车底部,为了获得较好的列车进、出风口的压力分布,风口所在位置的网格同样进行了适度的加密.2.2隧道的模型与计算域网格铁路隧道的实际建造结构主要由洞口、明洞、洞身及附属构筑物组成.本文保留了对整个车体外流场有重要影响的隧道基本特征,隧道模型主要简化如下:①保留洞门,省略洞口的仰坡、天沟、侧沟、水沟等结构;②保留洞身轮廓,简化为薄壁,忽略附属建筑物,忽略壁面表面粗糙度;③缩短隧道长度,取隧道长度为110m,包括列车在驶入隧道前及驶出隧道之后的距离,整个计算区域长度为330m.简化后的隧道为半圆柱形,其截面结构见图3.如图4所示,隧道洞口壁面采用六面体网格,隧道内将产生压缩波和膨胀波最为明显的部分进行网格加密,如隧道入口和出口位置;隧道内空气流场变化剧烈,对该区域进行适当的加密;同时,为了考虑边界层效应,在列车表面、隧道壁面及地面处划分10层边界层网格.以3种隧道入口的缓冲结构进行研究:线性缓冲结构、不连续型缓冲结构、抛物线型缓冲结构,其简化结构如图5所示.设定缓冲结构的长度与隧道内壁的直径比为2∶1.2.3边界条件列车过隧道的模拟计算中,基本的边界条件如下:①计算域的入口取第一类边界条件,压力为1标准大气压;②计算域的出口取第一类边界条件,2.4模型的测试与仿真过程的实现文献[10]设计了列车进入隧道的实验模型,包括列车模型发射系统、数据和影像采集系统.该模型以压缩空气为动力,将列车模型发射进入隧道模型,从而模拟列车通过隧道的真实过程.使用本文所建仿真模型,采用与上述实验模型相同的工况进行模拟,仿真结果与实验数据的对比如图6所示.可见,仿真结果与实测数据在变化趋势上基本一致,在相位上略有滞后,两者最高压力相差4%,最低压力相差5•2%,证明所建仿真模型可行.3结果分析3.1列车外表面压力变化如图7,列车进入隧道过程中隧道内压力变化的情况(时间步长为0•25s).当列车到达隧道入口时,车头处形成明显的压缩波.随着列车继续驶入隧道,压缩波的强度增大并沿隧道向前传播,而压缩波后方的空气则没有明显扰动,以一定的流速随列车向前流动.一段时间后,压缩波的强度会逐渐降低.以头车进风口处为例,列车进入隧道后,其压力变化如图8所示.比较列车以不同时速通过同一隧道时,可以发现几种工况下车体表面风口压力波动趋势一致,但车速越高,车体风口处的压力值越高.3.2添加缓冲结构的影响如图9、图10所示,当列车以300km/h的速度变化的剧烈程度.Fig.8Presschangeoflocomotivewindinletwithspeed分别通过无缓冲结构和有线性缓冲结构的隧道(阻塞比相同)时,在头车突入隧道入口的时间段内(时间20至30之间),列车过有缓冲结构的隧道时车体表面压力要明显比列车过不带缓冲结构的隧道时小.在中间车突入隧道入口的时间段内(时间步长25至35之间),列车过有缓冲结构的隧道时车体表面所受负压较小.可见在隧道洞口处修建缓冲结构能够减缓列车车头在突然驶入隧道入口时所产生的压缩波,降低压力.3.3缓冲结构形式的影响分别模拟列车以300km/h的速度通过具有抛物线型缓冲结构、线性缓冲结构、不连续型缓冲结构的隧道.如图11、图12所示,通过不同缓冲结构时,列车表面的压力变化趋势基本相同,但压力值的大小不同,分别按照抛物线型、线性、不连续性的顺序依次减小.例如,在第20时间步,列车通过抛物线缓冲结构时车头风口的压力为1000Pa,通过线性缓冲结构时该位置的压力为875Pa,而通过不连续缓冲结构时仅为750Pa.由此可知,3种缓冲结构都能减缓列车进入隧道时产生的压缩波,而不连续型缓冲结构的缓冲能力最强.3•4隧道阻塞比的影响隧道阻塞比为列车车体的断面积与隧道的断面积之比.以尾车进风口处压力为例,当列车以相同的时速在不同阻塞比的隧道内运行时,车体表面风口处的压力波动情况基本一致,但压力值随着隧道阻塞比的减小而减小,如图13所示.并且,压力值与阻塞比基本呈线性关系,阻塞比每降低0•02,压力降低150Pa.所以,减缓列车突入隧道产生的头部压缩波的另外一种方案是选取较大的隧道断面面积,减小阻塞比.4结论1)建立了高速列车穿行隧道的计算模型,并成功实现了列车穿行隧道过程的数值模拟,得出不同工况下车体表面风口处的压力波动,且压力波动随车速的提升而升高.2)在隧道洞口处设置缓冲机构,可以减缓车体突入隧道洞口时产生的压缩波,有效改善列车在隧道内的运行环境.3)不同的缓冲结构减缓列车在隧道内产生的压力波的程度不同,按照抛物线型、线性、不连续型的顺序依次增强.因此,可考虑采用抛物线型缓冲结构来缓解压力波的影响.4)隧道阻塞比是影响列车通过隧道时车体表面压力波动的重要因素,阻塞比越小,车体表面的压力值就越小.增大隧道断面积,即减小隧道阻塞比是改善列车在隧道内运行环境的另一重要措施.参考文献[1]周玉红，赵燕明，程崇国。
时速400公里高速铁路单列车通过隧道气动载荷数值模拟研究
时速400公里高速铁路单列车通过隧道气动载荷数值模拟研究时速400公里高速铁路单列车通过隧道气动载荷数值模拟研究引言:高速铁路作为一种重要的交通工具，具有速度快、效率高、安全性强等优点，已成为现代交通运输领域的重要组成部分。
随着高铁技术的不断发展，越来越多的高速铁路线路开始采用地下隧道的形式，以减少对周围环境的影响，并提高运行速度。
然而，在高速列车通过隧道时，由于空气动力学效应的存在，会在隧道内壁上产生气动载荷，对列车和隧道的结构安全性产生影响。
因此，本研究通过气动载荷数值模拟，对时速400公里高速铁路单列车通过隧道时的气动载荷进行研究，旨在提供有效的技术支持和理论指导，保障高铁运行的安全性和可靠性。
方法与过程:1.建立隧道与列车的三维模型：首先，根据实际情况，以某地区高速铁路隧道为例，采用计算机辅助设计软件将隧道、列车以及相关的地质环境等进行三维建模。
2.流场模拟及求解：基于计算流体动力学（CFD）理论及相关软件，对列车穿行隧道时的空气流动进行计算分析。
利用数值模拟方法对隧道内不同速度、不同列车类型的气动载荷进行模拟求解。
3.载荷特性分析：通过数值模拟得到的气动载荷数据，对列车在隧道内的气动载荷特性进行分析：包括载荷大小、分布规律、位置以及对隧道和列车的影响等。
结果分析：通过模拟计算，得出了时速400公里高速铁路单列车通过隧道时的气动载荷，具体分析如下：1.气动载荷大小分析：通过不同速度下列车穿行隧道的模拟计算，得到了不同速度下列车的气动载荷大小。
结果表明，随着速度的增加，气动载荷会逐渐增大，这对隧道和列车的结构安全性提出了更高的要求。
2.气动载荷分布规律分析：基于模拟计算结果，对隧道内壁上气动载荷的分布规律进行了分析。
结果显示，气动载荷主要集中分布在隧道下方的壁面上，且在列车通过时会出现明显的波动。
3.气动载荷对列车和隧道的影响：通过模拟计算结果，分析了气动载荷对列车和隧道结构的影响。
结果表明，较大的气动载荷会对列车稳定性产生较大影响，同时也会对隧道结构的稳定性和安全性造成威胁。
高速列车空气动力学性能计算和试验鉴定暂行规定
高速列车空气动力学性能计算和试验鉴定暂行规定目录1 范围 12 引用标准 13 列车空气动力学基本参数、符号及单位 14 列车空气动力性能、噪声参数说明及坐标系 15 列车外形及空气动力性能基本要求 16 声学要求 67 流场数值模拟计算 78 空气动力学试验 8附录A 列车空气动力学基本参数、符号及单位 (9)附录B 列车空气动力性能、噪声参数说明 (10)附录C 坐标系 (11)1 范围本《暂行规定》规定了高速列车空气动力计算、试验及评估鉴定的要求。
本《暂行规定》适用于标准轨距铁路线上营运速度为200km/h到350km/h范围内的高速客运列车；对最高营运速度低于200km/h的客运列车以及需要考虑空气动力性能问题的货运列车可参照使用。
2 引用标准下列标准包含的条文，通过在本标准中引用而构成为本标准的条文。
在标准出版时，所示版本均为有效。
所有标准均会被修订，使用本标准的各方应探讨、使用下列标准最新版本的可能性。
GB1920－80 标准大气（30km以下部分）；GJB1179－91 高速风洞和低速风洞流场品质规范；《京沪高速铁路建设暂行规定》。
3 列车空气动力学基本参数、符号及单位本《暂行规定》所有参数均采用国际单位制。
计算、试验中用到的基本参数及计量单位见附录A。
4 列车空气动力性能、噪声参数说明及坐标系本《暂行规定》用于表示列车空气动力性能、噪声的参数及坐标系见附录B、附录C。
5 列车外形及空气动力性能基本要求5.1 列车外形基本要求5.1.1 列车空气动力性能主要取决于列车外形，应根据运行速度要求，结合生产工艺条件，合理设计满足空气动力性能要求的列车外形，同时需符合《高速铁路机车车辆限界技术条件》。
5.1.2 车体横截面形状应采用腰鼓形，或者采用折线形式的侧墙以圆弧与车顶和车底罩相连。
5.1.3 头部鼻锥下方应设置导流板，注意导流板形状的设计。
5.1.4 车体底部除转向架部位外，应设置全封闭底罩。
高速列车通过隧道气动效应仿真分析
区域产生了巨大的压力变化，这种变化称为 压力瞬变，在隧道内产生的剧烈空气压力波 动称为隧道压力波。隧道压力波由车头附近 区域产生的空气压缩波传递到出口后形成膨 胀波，其到达出口反射回又进行叠加，这样 在隧道内任何一点都有不同压力波的叠加， 如此形成了巨大压力变化。图 4 表示了列车 驶入隧道过程中其流场变化的主要特征。 1.4 压力计算断面设置
气流动是复杂的可压缩紊流流动，隧道内空气由于受到 有限空间壁面的限制，在列车进入的短时间内，其周围
压力入口边界
隧道外流场边界
interface 边界 Gy Gz Gx
压力出口边界
Train1 车体壁面
隧道壁面边界
图 3 隧道边界条件示意图
图 2 隧道计算域网格
1.3 初始条件和边界条件 在进行数值模拟仿真前，需要对模拟条件进行提前
本文以 CRH2 高速列车通过隧道工况为研究对象， 运用流体分析软件 Fluent 建立高速列车通过隧道时的列 车－隧道空气动力学仿真模型，仿真分析 CRH2 高速列 车以不同速度进入隧道时的气动效应。
1 列车-隧道气动力模型 1.1 列车模型
本文基于 CRH2 高速列车的特点，在建立列车模型 时对列车做如下简化与假定。
图 1 列车模型（单位：m ）
作者简介：占俊（1990—），男，硕士
现 代 城 市 轨 道 交 通 6 / 2019 MODERN URBAN TRANSIT 87
工程实践
高速列车通过隧道气动效应仿真分析
1.2 隧道计算域流场与网格划分 模 拟 计 算 过 程 中， 假 定 列 车 初 始 时 刻 距 离 隧 道
列车 （c）列车在隧道内运行
列车 （d）列车驶出隧道
图 4 列车通过隧道空气流场基本特征示意图
高速列车进入隧道后产生的空气动力学效应对隧道附属物影响是一个非常复杂的问题
高速列车进入隧道后产生的空气动力学效应对隧道附属物影响是一个非常复杂的问题，这种力学效应与隧道断面形式、洞口结构、隧道长度、隧道附属坑道设置情况、洞内附属物的位置和形状尺寸、洞口当时气象等众多因素有关，设计应该按照最不利组合考虑。
模拟计算研究结果表明，空气动力学效应引起的隧道附属物附加力是不可忽视的，这种冲击力是反复作用的，因此对附属物的影响比普通铁路隧道更为不利。
根据《高速铁路隧道空气动力学效应对隧道内附属物有关技术标准的研究》结果，不同工况下列车进洞对隧道附属物（如灯泡、密闭洞室门及其他空心设施）引起的附加压强可参照说明表8.4.7—1取值。
说明表8.4.7—1隧道内附属设施附加压强建议值
照说明表8.4.7—2和说明表8.4.7—取值。
时速600公里磁浮铁路隧道洞口缓冲结构气动效应初步研究
时速600公里磁浮铁路隧道洞口缓冲结构气动效应初步研究时速600公里磁浮铁路隧道洞口缓冲结构气动效应初步研究随着科技的不断发展，交通运输领域也在迅速发展。
高速、高效、低耗的交通方式成为人们的追求。
磁浮技术作为现代交通运输的一种新型方式，具有时速快、能耗低、环保等优势，被广泛应用于各地。
其中，磁浮铁路是磁浮技术中的一种重要应用。
由于磁浮列车在运行过程中会达到较高的速度，因此对于隧道洞口的缓冲结构设计需要注意相关的气动效应。
本文将初步研究时速600公里磁浮铁路隧道洞口缓冲结构的气动效应，旨在为相关工程建设提供参考和依据。
首先，我们需要了解隧道洞口缓冲结构的作用。
在磁浮铁路运行过程中，列车在接近隧道洞口时，需要有一定的减速缓冲措施，以确保列车安全平稳地进入隧道，同时减少对列车和结构的冲击和损伤。
而隧道洞口缓冲结构就起到了这样的作用。
然而，隧道洞口缓冲结构处于高速列车运行区域，与列车和周围环境之间存在着相对运动。
这种相对运动会导致气流的产生，进而产生气动效应。
而气动效应的大小将直接影响到列车和缓冲结构的稳定性和安全性。
为了对时速600公里磁浮铁路隧道洞口缓冲结构的气动效应进行研究，我们需要进行一系列的实验和计算。
首先，可以通过风洞实验来模拟高速列车通过隧道洞口时产生的气流。
风洞模型可以根据实际情况进行设计，并对不同情况下的气流效应进行测试和观察。
在进行实验时，需要考虑不同风速、不同列车速度、不同列车形状等因素对气动效应的影响。
通过对实验数据的分析，我们可以获得不同情况下的气动效应数据，从而评估和优化隧道洞口缓冲结构的设计。
除了实验，还可以借助计算机模拟技术对磁浮铁路隧道洞口缓冲结构的气动效应进行分析。
通过建立数值模型，可以模拟列车通过洞口时的气流情况，并对其进行计算。
通过对计算结果的分析，可以了解不同参数和条件对气动效应的影响。
综合实验和计算结果，我们可以对磁浮铁路隧道洞口缓冲结构的气动效应进行初步研究。
隧道通风计算公式
隧道通风计算公式一、气体扩散计算公式1. Fick定律：用于计算气体在隧道内的离散扩散，即气体浓度随时间和空间的变化情况。
J=D×∂C/∂x公式中，J表示气体的扩散通量，单位为mol/(m^2·s)，D表示气体的扩散系数，单位为m^2/s，C表示气体的浓度，单位为mol/m^3，x表示空间坐标，单位为m。
2.质量守恒方程：用于计算气体在隧道内的连续扩散，即气体浓度随时间、空间和流速的变化情况。
∂C/∂t+∂(uC)/∂x=∂(D∂C/∂x)/∂x公式中，C表示气体的浓度，t表示时间，x表示空间坐标，u表示气体的流速，D表示气体的扩散系数。
二、气流量计算公式1.简化（几何）公式：用于计算无压力差情况下气流的体积流量。
Q=A×v公式中，Q表示气流量，单位为m^3/s，A表示气流截面的面积，单位为m^2，v表示气流的速度，单位为m/s。
2.伯努利公式：用于计算有压力差情况下气流的体积流量。
Q=A×{(2(P1-P2))/ρ(1-(A2/A1)^2)}^0.5公式中，Q表示气流量，P1和P2表示不同位置的气体压力，单位为Pa，ρ表示气体的密度，单位为kg/m^3，A1和A2表示不同位置的气流截面面积，单位为m^2三、风机功率计算公式1.风机输入功率：用于计算风机输出风量所需的输入功率。
P=(Q×P)/(η×1000)公式中，P表示风机输入功率，单位为W，Q表示风机输出风量，单位为m^3/s，P表示风机对风量的压升，单位为Pa，η表示风机的效率。
上述公式只是通风计算中常用的一部分，具体计算还需要根据隧道的实际情况来确定参数和边界条件。
此外，还有一些特殊情况和补充公式需要考虑，例如隧道火灾时的烟气排放计算、风机系统的设计和布置等。
总之，隧道通风计算公式是根据气体扩散和气流传输原理推导出来的，用于预测隧道内空气流动和换气情况，确保隧道安全和舒适。
第二部分 高速铁路隧道(空气动力学)-ch
旌旗展开
吹起尘土 小树摇摆 电线有声 步行困难 折毁树枝 小损房屋 拔起树木 损毁普遍 摧毁巨大
小波峰顶破裂
小浪白沫波峰 中浪折沫峰群 大浪到个飞沫 破峰白沫成条 浪长高有浪花 浪峰倒卷 海浪翻滚咆哮 波峰全呈飞沫 海浪滔天
风力等级与风速对照表
3、作用在隧道衬砌或固定设备上的气动荷载 现场实测： 在遂渝铁路现场试验中测得的空气动力荷载最大值见下表。 不同车型空气动力荷载（遂渝铁路现场试验）
二、高速铁路隧道空气动力学
一、高速铁路的定义
定义之一： 1970年5月，日本在第71号法律《全国新干线铁路整备法》 中规定：“列车在主要区间能以200km/h以上速度运行的干线铁道称为
高速路”。
定义之二： 1985年5月，联合国欧洲经济委员会将高速铁路的列车最高 运行速度规定为：客运专线300km/h，客货混线250km/h。 定义之三： 1986年1月，国际铁路联盟秘书长勃莱认为，高速列车最高
四、高速铁路隧道设计关键技术 （一）、空气压力波动及相应的空气动力学问题
当列车进入隧道时，原来占据着空间的空气被排开。空气的粘性 以及隧道壁面和列车表面的摩阻作用使得被排开的空气不能像隧道外那 样及时、顺畅地沿列车两侧和上部形成绕流。于时，列车前方的空气受 压缩，列车后方则形成一定的负压。这就产生一个压力波动过程。这种 压力波动又以声速传播至隧道口，形成反射波，回传，叠加，产生一系 列复杂的空气动力学效应。
（三）、影响空气动力学效应的主要因素 影响隧道空气动力学效应的因素包括：
列车速度
隧道净空有效面积，以及
隧道长度、辅助道坑、道床型式、隧道壁面摩擦系数以及列车速度、 列车长度、车形、列车横断面积、列车表面磨擦系数等因素。研究表明， 在一条运营铁路线上的车型一定的情况下，隧道有效净空面积和列车速度 υ是对瞬变压力具有最大影响的因素。
高速铁路隧道缓冲结构的气动作用分析
１ 计算 方 法 与计 算 模 型
利用 下列 方程 描 述 隧道 外 空 间 和缓 冲结 构及 隧道 内流 场． 由于 高 速列 车 车 速 较 高 ， 车 附近 空 列
径较 好 ． 献 ［ ４ 中推 导 了开 口型 缓 冲结 构 最 小 文 １］
图 ｌ 隧 道 缓 冲结 构 不 意
Ｆ ｇ １ Ｓ ｅｃ ｉｇ ａ ｏ ｎｒ ｎ ｅ ｈ ｏ ｆ ｕ ｎ ｌ ｉ ． ｋ ｔｈ ｄａ ｒ ｍ ｆｅ ｔ ｃ ｏ ｄ ｏ ｎ ｅ ａ ｔ
长度 计算式 ． 同隧道缓 冲结 构 的开孔率 和人 口断 不
第４ ７卷
第 ２期
西
南
交
通
大
学
学
报
Ｖｏ ． ７ Ｎｏ ２ １４ ．
Ａｐｒ ２ ２ ． ０１
２１ ０ ２年 ４月
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横风下高速列车突入隧道时气动特性研究
横风下高速列车突入隧道时气动特性研究随着高速列车的不断发展和应用，列车的行驶稳定性和安全性成为了重要的研究方向。
其中，横风对列车的运行会产生较大的影响，特别是列车突入隧道时，横风效应更为明显，容易引发剧烈的气动力。
在研究横风下高速列车突入隧道时的气动特性之前，首先需要对高速列车的气动特性进行基础研究。
高速列车在高速行驶时，由于气动力的作用，会产生压力分布不均匀、气动阻力增大、激振和噪声等问题。
因此，为了确保高速列车的行驶稳定性和安全性，在设计和制造过程中，需要充分考虑各种气动因素。
对于高速列车突入隧道时的气动特性研究，重要的一环是横风效应的影响。
横风是指垂直于列车行驶方向的风力。
由于隧道入口的限制，横风在高速列车突入隧道时会产生类似风洞效应的气动力作用。
这种气动力作用会对列车的行驶稳定性产生较大的影响。
为了研究横风下高速列车突入隧道时的气动特性，需要进行数值模拟和实验研究。
数值模拟可以通过计算流体力学（CFD）方法，模拟列车突入隧道时的横风效应。
通过对气动力系数、压力分布、阻力和激振等参数的计算和分析，可以了解风力对列车的影响。
同时，实验研究也需要进行风洞试验和场地试验，通过实际测量列车在不同风速和风向下的气动力数据，验证和修正数值模拟结果。
通过对横风下高速列车突入隧道气动特性的研究，可以得到以下几方面的结论：首先，突入隧道时的横风效应会造成列车的气动力瞬变，可能导致列车失稳和震荡。
其次，隧道入口和出口的特性（如平行壁面、具有压力差的隧道出口等）会增大横风效应，使得气动力进一步增大。
此外，列车的速度、形状和尺寸也会对横风效应产生影响，不同列车在横风下的行驶稳定性表现会有所差异。
研究横风下高速列车突入隧道时的气动特性，对于提高列车的行驶稳定性、减小气动阻力和噪声，具有重要的理论和实践意义。
通过优化列车的外形设计、隧道入口和出口的结构等，可以减小横风效应对列车行驶的影响，提高列车的安全性和经济性。
综上所述，横风下高速列车突入隧道时的气动特性研究是一个十分重要的领域。
长大隧道、隧道群空气动力效应算法
汇报人：日期:contents •长大隧道及隧道群空气动力效应概述•长大隧道及隧道群空气动力效应模型与算法•长大隧道及隧道群空气动力效应影响因素分析•长大隧道及隧道群空气动力效应安全防护措施目录contents•长大隧道及隧道群空气动力效应研究展望目录•长大隧道及隧道群空气动力效应案例分析01长大隧道及隧道群空气动力效应概述长大隧道及隧道群空气动力效应是指列车高速通过长大隧道或隧道群时，列车与空气相互作用产生的一系列力，包括升力、阻力、侧向力和涡流力等。
这些力会影响列车的行驶安全和舒适度，严重时甚至可能导致列车失控和人员伤亡。
长大隧道及隧道群空气动力效应定义研究长大隧道及隧道群空气动力效应对于提高列车行驶安全性和舒适度具有重要意义，是铁路工程领域的重要研究方向之一。
通过研究长大隧道及隧道群空气动力效应，可以更好地了解列车与空气相互作用规律，优化列车外形设计，提高列车空气动力学性能，从而降低列车行驶阻力和噪音，提高列车的行驶速度和舒适度。
理论分析、数值模拟和实验研究等方面。
车试验等。
气动升力、气动侧向力等方面的研究。
02长大隧道及隧道群空气动力效应模型与算法03基于流体动力学的隧道群模型介绍如何将流体动力学原理应用于隧道群空气动力效应的研究，包括隧道群内空气流动特性、流速分布等。
01流体动力学基本原理介绍流体动力学的基本原理，包括流体特性、流动类型、流动方程等。
02基于流体动力学的长大隧道模型阐述如何将流体动力学原理应用于长大隧道空气动力效应的研究，包括隧道内空气流动特性、流速分布等。
基于流体动力学的模型与算法基于数值模拟的模型与算法数值模拟基本原理01介绍数值模拟的基本原理，包括有限元法、有限差分法、有限体积法等。
基于数值模拟的长大隧道模型02阐述如何将数值模拟方法应用于长大隧道空气动力效应的研究，包括隧道内空气流动特性的数值模拟、流速分布的数值模拟等。
基于数值模拟的隧道群模型03介绍如何将数值模拟方法应用于隧道群空气动力效应的研究，包括隧道群内空气流动特性的数值模拟、流速分布的数值模拟等。
高速铁路隧道洞门对隧道空气动力效应的影响
ｒｎ
处４号测点微气压波幅值的数值计算与动模型试验结 果比较；以车头鼻尖位置进入隧道为时间零点，根据相 似原理，将数值模拟计算所得数据图形的时间轴缩小 ２０倍，则可与动模型试验的时间同步，图６为对应测 点瞬变压力变化曲线比较。
表２
两种方法所得最大瞬变压力变化幅值比较ｋＰａ图３隧道洞门结构形式掣麦一１金
琦３
（１．中南大学交通运输工程学院，轨道交通安全教育部重点实验室，湖南长沙４１００７５； ２．长沙科汇知识产权代理有限公司，湖南长沙４１００７５；３．国家知识产权局专利局专利审查协作北京中心，北京１０００８３）
摘
要：基于三维、非定常Ｎ—Ｓ方程，对新型高速铁路隧道洞门下隧道空气动力效应进行了数值模拟与动模型试
当列车驶入隧道瞬间由于空气的压缩性及列车壁面与隧道壁面限制了空气流动的空间使紧贴在列车车头前面的空气受到压缩并随列车向前流动造成列车前方的空气压力突然升高产生压缩波压缩波会引起隧道入口测点压力的上升直至到达最大正峰值即初始压缩波图7所示为不同隧道洞门形式下隧道入口1号测点初始压缩波波形比较图8所示为不同隧道洞门形式下初始压缩波压力梯度曲线由于本文研究中均以列车头部鼻尖位置进入隧道为瞬变压力曲线时间轴零点按此计算第一个压缩波在02s时刻传至隧道壁面1号测点位置处因此图7和图8均采用02s时刻以后的曲线
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高速列车模型测点布置图（单位：ｍ）
图２隧道模型测点布置图（Ｏ－位：ｍ）
隧道洞门模型有５种，分别是端墙式、等环斜切 式、帽檐斜切式、上端开孔的缓冲结构、等环斜切式和 帽檐斜切式与该缓冲结构相结合的洞门形式，其中隧 道洞门斜切段后部与缓冲结构断面均为与隧道等截面 的结构，各洞门形式洞口尺寸见表１，其中斜切斜率为 斜切段高度Ｈ与斜切段长度Ｌ的比值，各洞门结构形 式见图３。
高速列车空气阻力1
高速列车空气阻力1一、高速列车空气阻力随着列车运行速度的提高，列车受到的阻力不断增大，其中空气阻力占的比例越来越大。
国外测定列车空气但力的方法及减少空气阻力的措施。
列车在平直线路上走行时受到的阻力称为基本阻力，它由机械阻力和空气阻力两部分组成。
随着列车运行速度的提高，阻力不断增大，其中空气阻力占的比例越来越大。
日本、法国、德国在开发高速铁路、研制高速列车的过程中，对测定列车空气阻力的方法及减小空气阻力的措施进行了大量的研究，使得相同速度下高速列车的空气阻以上。
力比传统列车减少了60%1、高速列车的空气阻力列车的基本阻力计算式(Davis公式)为: 2Wo=A+BV+CV式中V为列车行驶速度，A、B、C为由实际列车走行试验确定的系数。
通常认为2A+BV为机械阻力， CV为空气阻力即机械阻力与列车速度一次方成正比，空气阻力与列车速度的平方成正比。
因此，随着车速的提高，空气阻力在总阻力中占的比重将越来越大。
近年来，国外高速列车最大营运速度已达到300km/h，此时列车基本阻力中空气阻力占了80%。
以德国ICE/V列车阻力公式为例:2R=11.4M+(0.025M+17.86P)V+(0.17+0.0428N)PV，M为列车质量(t)，P为空气密度(kg/m3)，N为中间车辆数，V式中R为阻力(N)为列车速度(km/h)。
若取列车质量为800t，中间车辆数为14，按(2)式计算出各种速度下的列车总阻力、机械阻力、空气阻力见表1。
表1还列出了不同速度下基本阻力中空气阻力所占百分比。
表1 ICE/V列车机械阻力、空气阻力及总阻力因为实际列车的走行试验受各种因素的影响，要精确地测定(1)式中各项系2数的数值，还需要在走行试验之外辅以其它的测量及理论推导，其中空阻力项CV，主要通过模型风洞试验和空气动力学实车试验确定。
物体运动时受到的空气阻力不但与运动速度有关，还与物体的外形关系极大。
由于种种原因，在运动物体上直接测量空气阻力较困难。
高速列车空气动力学效应
1高速列车隧道空气动力学效应高速列车进入隧道后将隧道内原有的部分空气排开，由于空气粘性和隧道内壁、列车外表面摩阻力的存在，被排开的空气不能象明线空气那样及时、顺畅地沿列车周侧形成绕流，列车前方的空气受到压缩，而列车尾部进入隧道后会形成一定的负压，因此产生了压力波动过程。
这种压力波动以声速传播至隧道口，大部分发生反射，产生瞬变压力；而另一部分则形成向隧道外的脉冲状压力波辐射，即微气压波。
这些都会对高速列车运营、人员舒适度和环境造成一系列影响：（1）高速列车经过隧道时，瞬变压力造成旅客和乘务人员耳膜明显不适、舒适度降低；（2）高速列车进入隧道时，会在隧道出口产生微气压波，发出轰鸣声，使隧道口附近建筑物门窗发生振动，产生扰民的环境问题；（3）行车阻力增大，从而使运营能耗增大；（4）形成空气动力学噪声；（5）列车克服阻力所作的功转化为热量，在隧道中积聚引起温度升高等。
2空气动力学指标2.1舒适度标准高速列车在隧道中运行时的舒适度与高速列车通过隧道时产生的压力变化有关,其压力变化值与列车速度的平方成正比，列车速度越高、压力变化值就越大。
当压力变化值达到一定的强度，列车外部的压力波传播到列车内部，瞬变压力传到人体时,会对耳膜产生影响，使乘客有不舒适的感觉。
因此需要根据压力的变化值和人体对压力变化值的适应性制定出衡量舒适程度的标准，即舒适度。
评估压力波动程度一般需考虑最大压力变化值和最大压力变化率两个参数。
经研究发现，这两种指标单独使用都不能合理地反应乘客舒适度。
因此目前较通用的评估参数是相应于某一指定短时间内的压力变化值，例如3s内最大压力变化值或4s内最大压力变化值。
所谓3s或4s大致相当于完成耳腔压力调节所需的时间。
下面简要介绍几个建有高速铁路国家的舒适度标准。
2.1.1日本高速铁路舒适度标准日本是目前世界上高速铁路最发达的国家，由于其国土狭小多山，因此高速干线上隧道也较多，但隧道断面较小，阻塞比较高。
高速磁浮列车通过隧道时气动性能研究
高速磁浮列车通过隧道时气动性能研究高速磁浮列车通过隧道时气动性能研究随着城市化的推进和人口的增长，交通拥堵问题日益突出。
高速磁浮列车作为一种新型高速交通工具，具有速度快、安全性高等特点，被广泛认可和应用。
然而，在高速运行过程中，由于隧道内气流的影响，高速磁浮列车的气动性能可能受到一定的制约。
因此，对高速磁浮列车通过隧道时的气动性能进行研究，具有重要的理论和应用价值。
首先，高速磁浮列车通过隧道时的气动阻力是影响其运行效能的关键因素之一。
隧道内气流对列车车体产生的阻力，会增加列车的能耗，降低其运行速度。
磁浮列车的车体外形对气动阻力有着重要的影响。
研究人员通过对不同形状的列车车体进行模拟计算，发现在隧道内运行时，具有流线型车头和尾部的列车，能够减小气动阻力，提高列车的运行效能。
此外，通过合理设计列车侧面的包围结构，也能减小侧风对列车产生的侧向力，提高列车的行驶稳定性。
其次，隧道内气流对高速磁浮列车的悬浮系统和导向系统也会产生影响。
高速磁浮列车的悬浮系统依靠气垫将列车悬浮在轨道上，通过气流的压力差来达到悬浮效果。
然而，在隧道内运行时，气流会对悬浮系统产生干扰，降低其悬浮效果。
研究人员通过对隧道内气流的模拟计算，发现在进入隧道前增加气垫压力，能够有效降低气流的干扰，提高悬浮效果。
导向系统是保证列车行进方向正确的关键装置，隧道内气流对导向系统的影响也不容忽视。
研究人员设计了具有可调节倾斜角度的导向装置，在隧道内运行时根据气动力的变化调整导向系统的倾斜角度，进而保证列车在隧道内的稳定行驶。
此外，隧道内气流还会对高速磁浮列车的制动系统产生影响。
制动是保证列车安全的重要环节，而气流对制动系统的影响可能导致制动距离的增加，降低列车的制动效率。
为了解决这一问题，研究人员提出了采用气动制动辅助装置的方案。
该方案通过在列车尾部增加可调的气流放大器，能够改变气流的流动状态，进而有效增加制动装置的制动效果。
研究表明，在隧道内运行时采用该辅助装置，能够显著缩短制动距离，提高列车的安全性。
高速铁路隧道空气动力学效应控制
高速铁路隧道空气动力学效应控制高速铁路隧道空气动力学效应控制一直是公路与高速铁路空气动力学研究热点，也是建设安全高效的高速铁路的基础之一。
隧道结构和室内空气动力学性能会直接影响特别是通过隧道的车辆的安全性。
因此，有关控制隧道空气动力学效应的先进方法和技术被广泛开发和扩展，以提供良好的运行环境和更佳的通风性能。
高速铁路隧道空气动力学效应的基本原理和技术策略主要有：（1）通过控制高速铁路隧道中的气体流动特性和空气流速，来降低隧道内污染；（2）通过改变隧道室内气流和温度，同时降低通风系统能耗，改善隧道内环境；（3）使用透明可视材料，通过增加隧道室内空气流动特性，来增强隧道的空气动力学效应；（4）开发和应用各种计算机模拟技术，建立更高效的控制策略。
另外，为了解决隧道高速铁道隧道的空气动力学现象，需要选择合适的控制策略，以达到有利的效果。
比如在通风系统方面，可以使用外部被动式通风或直接供气系统；消声技术可采用应用噪声孔和结构形式等方法。
此外，各种复杂大型高速铁路隧道的空气动力学效应可以通过运用定性与定量的模拟技术建立有效的分析模型，在车辆设计仿真中有效应用软件工具，如FLUENT等，并进行效果分析，从而进行判断性和定性的控制策略。
为了有效地控制高速铁路隧道空气动力学效应，还需要采取科学合理的运行策略和设备内控制。
在设计阶段，应注意通风系统、负荷、消声、运行安全等问题，以避免污染物在隧道室内滞留。
此外，还要配置和安装通风系统，使用适宜低噪音排气口等，使空气在一定的流量范围内充分循环，保持一定的温度和空气湿度，以降低污染物浓度，保证室内空气清新。
总而言之，控制高速铁路隧道的空气动力学效应，不仅要建立有效的控制策略，而且还需要采取科学合理的设备内控制，以确保隧道室内空气条件良好，提供安全高效的通道环境，为乘客带来更优质的服务体验。
时速350km动车组过隧道气动效应分析
关键 词 ： 动车组 ； 隧道 ； 压 力 变化 ； 三 维 效 应 中图分类号 ： Ｕ ２ ５ ； Ｕ ２ ７ １ ． ９ １ 文 献标 志码 ： Ａ 文章编号 ： １ ６ ７ ２— ７ ０ ２ ９ （ ２ ０ １ ３ ） ０ １ — ０ ０ ９ ２— ０ ６
第 １ 卷
第 １期
铁 道 科 学 与 工 程 学 报
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高速列车通过隧道-桥梁-隧道时车体的气动效应
收稿日期：2020-05-23基金项目：国家自然科学基金资助项目（51978670，U1534206），National Natural Science Foundation of China （51978670，U1534206）；中南大学中央高校基本科研业务费专项资金资助项目（2019zzts291），the Fundamental Research Funds for the Central Universities of Central South University （2019zzts291）作者简介：邓锷（1991—），男，湖南双峰人，中南大学博士研究生†通信联系人，E-mail ：*****************.cn*第48卷第5期2021年5月湖南大学学报（自然科学版）Journal of Hunan University （Natural Sciences ）Vol.48，No.5May.2021DOI ：10.16339/ki.hdxbzkb.2021.05.011文章编号：1674—2974（2021）05—0093—10高速列车通过隧道-桥梁-隧道时车体的气动效应邓锷，杨伟超†，何旭辉，王昂（中南大学土木工程学院，湖南长沙，410075）摘要：以我国高速铁路沿线上某座隧道-桥梁-隧道基础设施为工程背景，基于计算流体力学和多孔介质理论建立了列车-隧道-桥梁-风屏障-空气三维CFD 数值仿真模型，研究了列车运行于隧-桥-隧全过程的气动荷载变化特性.针对横风环境中列车运行于桥隧相连段的过程，从流场角度进一步揭示了风屏障的存在与否对气动荷载突变效应的影响.结果表明：1）无风屏障条件下，各节车厢在“由桥至隧”过程的气动荷载波动幅度是“由隧至桥”过程中相应值的1.03~1.89倍，而风屏障的存在将使两过程中气动荷载波动幅度基本相等；2）列车气动横向力的变化对风屏障的影响最为敏感，而气动升力和俯仰力矩的敏感性相对较弱.关键词：桥隧段；风屏障；高速列车；气动荷载；突变效应中图分类号：U25文献标志码：AAerodynamic Effects of High-speed Trains whenPassing through Tunnel-Bridge-TunnelDENG E ，YANG Weichao †，HE Xuhui ，WANG Ang（School of Civil Engineering ，Central South University ，Changsha 410075，China ）Abstract ：A tunnel-bridge-tunnel (TBT)infrastructure along the high-speed railway in China is taken as theengineering background,based on the theory of CFD and porous media,a 3D CFD numerical simulation model of train-tunnel-bridge-wind barrier-air is established.The aerodynamic load variation characteristic of the train when running on the TBT is studied.Aiming at the process of train running on the bridge-tunnel connection section (BTCS)under crosswind environment,the influence of the existence of wind barrier on the transient change effect of the aero -dynamic load is further revealed from the view of the flow field.The results show that:1)Under the condition without wind barrier,the fluctuation amplitudes of aerodynamic loads of each carriage in the process of 'from bridge to tunnel'are 1.03~1.89times of the corresponding values in the process of 'from tunnel to bridge',and the existence of wind barrier makes the fluctuation amplitudes of aerodynamic loads in the two processes basically equal.2)The change of train aerodynamic side force is most sensitive to the influence of the wind barrier,while the sensitivity of aerodynamic lift force and pitching moment is relatively weak.Key words ：bridge-tunnel section ；wind barrier ；high-speed train ；aerodynamic load ；transient change effect随着我国西部山区高速铁路建设的快速发展，高速铁路沿线中桥隧相连段已成为峡谷两侧最常见的基础设施场景[1-2].如兰渝线以及沪昆线贵州段，桥梁与隧道占线路总长的比例可达70%~80%.由于峡谷地形对气流的特殊作用，当高速列车运行至桥隧相连段或完全运行于桥梁上时常遭遇强横风[3].为同时保证列车运行安全和桥梁结构的稳定性，开孔式风屏障逐渐在该地区桥梁上推广应用.近年来，国内外诸多学者围绕桥上风屏障的防风性能展开一系列研究.何旭辉[4-5]等通过风洞试验研究了一种百叶窗型风屏障对车桥系统气动特性的影响，并针对风屏障参数进行了优化.Xiang等[6]和项超群等[7]研究了不同风屏障高度对运行于桥上的列车气动荷载的影响，结果表明列车气动荷载随风屏障高度增加而减小，风屏障高度为4m时比没有设置风屏障时列车各项气动荷载系数减小40%~50%.何玮等[8]研究了风屏障透风率对横风下大跨度斜拉桥车-桥耦合振动的影响，结果表明车辆和桥梁的动力响应均随透风率的增大而增大.Olmos等[9]和郭薇薇等[10]分析了风屏障对车桥系统气动效应及桥上高速行驶车辆运行安全性的影响.可见，上述研究主要是针对高速列车完全运行于桥上风屏障区段时的气动性能及行车安全，并未涉及列车运行过程中基础设施场景的转换.张田等[11]研究发现横风环境中桥上高速列车进出风屏障时，风载突变对车体横向振动响应有显著影响.事实上，Yang等[12-14]研究发现高速列车在横风环境下驶入（驶出）隧道时，车身同样会出现剧烈的气动突变效应，严重威胁列车运行安全.因此，当高速列车在横风环境中运行于桥隧相连段时，该区段风屏障的防风性能尤为关键.为此，本文以我国高速铁路沿线上某座典型的隧道-桥梁-隧道基础设施为工程背景，基于计算流体力学和多孔介质理论建立了列车-隧道-桥梁-风屏障-空气三维CFD数值仿真模型；然后以列车运行于该设施全过程的瞬态气动荷载系数为对象，研究了其变化特性；最后针对横风环境中列车运行于桥隧相连段的过程（由隧道驶入桥梁或由桥梁驶入隧道），从流场角度进一步揭示了风屏障的存在与否对气动荷载突变效应的影响.所得结论有望为我国高速列车运行至隧-桥-隧基础设施时的行车安全指挥进一步提供理论依据.1基本理论1.1湍流模型根据本文工况特点可推测：列车周围流场马赫数（Ma）小于0.3，雷诺数（Re）大于106.因此可认为本文所涉及的流体是不可压缩且处于高度湍流状态的.基于此，本文采用RNG k-ε两方程湍流模型[15-17]来模拟列车周边流场结构的瞬态演化过程.1.2多孔介质参数计算本文开孔式风屏障采用多孔介质模型进行模拟，即在流体动量方程中增加一个代表动量消耗的源项.该源项由两部分组成，即Darcy黏性阻力项和惯性损失项.对于简单的均匀多孔介质，动量源项可表达为：S i=-uαv i+C212ρ|v|v i().（1）式中：|v|是速度的绝对值；C2是惯性阻力系数；α是渗透系数.在高速流场中模拟多孔板时，只使用惯性损失系数便可得到多孔介质压降方程（渗透项可忽略）：p=-3j=1∑C2ij12ρv j|v|().（2）阻力系数的计算常采用经验公式：m=CA f（2ρΔp）/（1-（A f/A p）2）√.（3）式中：m为通过板的流量；A f为孔的总面积；A p为板的总面积；C是与Re数范围和t/D（D为孔径，t为板厚）值有关的系数.当t/D>1.6且Re>4×103时，C 可取0.98.整理式（3）并结合m=ρνA p，可得：ΔpΔt=12ρν2()1C2（A p/A f）2-1t.（4）式中：ν是表观速度.将式（4）与式（2）比较可得在垂直于板方向的阻力系数C2：C2=1C2（A p/A f）2-1t.（5）2数值模型2.1几何模型及边界条件列车模型采用我国高速铁路常用的CRH3型列车.建模时，对实际列车的几何模型进行了一定程度的简化，忽略转向架、车顶受电弓以及车窗等部件湖南大学学报（自然科学版）2021年94邓锷等：高速列车通过隧道-桥梁-隧道时车体的气动效应（如图1所示），采用3节编组，全长约76m.桥梁几何模型采用我国高速铁路沿线中使用频率最高的混凝土简支箱梁，如图2所示.桥长159m ，桥面宽12.0m ，高3.05m.不考虑桥面轨道结构及桥墩的影响.列车底部与桥面距离取0.2m.风屏障在全桥范围内设置，厚0.1m ，高3m ，透风率30%.桥梁两端分别与2座双线隧道连接，隧道长均为200m ，净空面积均为100m 2.（a ）列车原型（b ）列车模型头部图1列车几何模型Fig.1Train geometric model运行方向列车平地Pressure-outlet 200m200m 159mPressure-far-fieldPressure-outletwall隧道1桥梁隧道2风屏障横风200m43.8m 80m76.2m （a ）平面图2.65m13.3m隧道（100m 2）风屏障横风12.0m2.65m 简支箱梁（b ）桥隧连接处横断面图2计算区域及边界条件Fig.2Calculation region and boundary conditions整体计算区域如图2（a ）所示.车头鼻尖初始位置（t =0s ）距隧道1入口约80m ，车速设置为250km/h.隧道1两端外部大气场属于半无限空间，采用半柱体模拟.其中，隧道1入口外端为平坦地面，相应大气场直径约38m ，长200m ，无横风作用，采用Pressure-oulet 边界条件；桥梁区段大气场直径约240m ，采用Pressure-far-field 边界条件，横风风速设置为25m/s ，且垂直于列车运行方向.隧道2出口处也采用Pressure-oulet 边界条件.列车表面、隧道的壁面、桥梁表面及地面均设置成无滑移壁面边界（Wall ）.2.2网格策略及计算基于ANSYS ICEM ，采用六面体结构化网格将整个计算区域划分为3个区域，即动网格区域、静网格区域和多孔介质区域，如图3所示.其中，静网格区域保持静止，动网格区域包含列车及其附近的空气，运用铺层法[16-17]实现列车与地面的相对运动.区域之间的流场数据通过组建Interface 对进行传递.考虑到车身周围流场的附面层效应，在车、桥和风屏障的表面分别设置10层、10层和8层附面层网格，第1层网格厚度设为1×10-3m ，相应的y +值接近30.列车表面的网格尺寸约为0.02~0.05m.模型总网格单元数约3200万.将模型导入ANASYS FLUENT 进行计算，物理时间步长设为1×10-3s.10layerh 0=1mm10layer h 0=1mmInterface Interface桥动网格区域静网格区域多孔介质区域图3网格模型Fig.3Grid model3气动荷载系数计算单节车厢5项气动荷载（即气动横向力F z 、气动升力F y 、倾覆力矩M x 、偏航力矩M y 和点头力矩M z ）的计算方法可参照文献[15].相应的无量纲化计算公式如下：C P =（P -P ∞）/（0.5ρV 2a ），C i =F i /（0.5ρV 2a A ），C mi =M i /（0.5ρV 2a Ah ）.（6）式中：C P 为气动压力系数；P 表示车厢表面上的气动压力；P ∞表示无穷远处的静压；C i （i=z ，y ）表示气动力系数；C mi （i=x ，y ，z ）表示气动力矩系数；ρ表示空气密度；V a 表示相对于列车的合风速（图4（c ））；A 和h 分第5期95别表示单节车厢的侧面积和特征高度.（a ）数值模型（b ）ICE3试验模型V a ：相对于列车的风速V w ：相对于地面的风速V t ：车速β：相对于列车的风向角βw ：相对于地面的风向角-V tV aV wβw βXZ（c ）风向示意图图4CRH3型列车模型与ICE3型列车模型的尾车外型对比Fig.4Comparison of rear carriage shape betweenthe CRH3model and the ICE3model4模型验证4.1网格独立性检查为检查网格独立性，通过改变模型网格尺寸分别建立粗（1600万）、中（3200万）、细（4800万）3种具有不同网格单元数的模型.以列车运行于平地时各节车厢的最大横向力（F z ，max）为监测指标，横风风速为25m/s ，车速为250km/h.图5对比了3个模型的监测指标值.结果表明，网格单元数为3200万的模型与单元数为4800万的模型计算结果吻合较好.因此，采用具有3200万网格单元数的模型是合理的.4.2结果验证为验证本文数值模型结果的可靠性，将Schober [18]采用ICE3型（其外型与中国的CRH3型列车高度一致）1∶15缩尺模型（见图4）进行风洞试验所得的尾车气动荷载数据与本文相应的数值模拟结果进行对比.为确保本文工况的雷诺数可被该试验验证所涉及的雷诺数范围所覆盖（本文工况的最大合风速为73.8m/s ，风向角β约为20°），验证过程中将列车运行速度V t 和风速V a 分别设定为0km/h 和78m/s.式（6）中参数A 和h 分别取为10m 2和3m.最后计算不同β（15°，20°，30°，45°和60°）条件下尾车的气动横向力系数C z 与偏航力矩系数C my ，如图6所示.10090807060501020304050头车尾车中间车网格单元数/106图5不同网格分辨率条件下各节车厢最大横向力Fig.5The maximum side force of each carriage under different mesh resolution conditions15304560试验结果数值计算结果10.08.06.04.02.00β/（°）（a ）气动横向力系数153045609.07.05.03.01.0-1.0试验结果数值计算结果β/（°）（b ）偏航力矩系数图6结果对比Fig.6Comparison of results由图6分析可知，本文数值计算结果与Schober的试验结果变化趋势基本一致.除个别数据相差稍大之外，其余的数值计算结果与试验结果基本吻合，相差保持在10%以内.因此，可认为本文CFD 数值模型及其计算结果是可靠的.湖南大学学报（自然科学版）2021年965结果分析5.1气动荷载图7给出了在25m/s 的横风环境下，列车以速度250km/h 运行于隧道-桥梁-隧道基础设施过程中，3节车厢的气动横向力、升力系数以及倾覆力矩、偏航力矩和俯仰力矩系数时程曲线在有无风屏障条件下的对比.图中“出”表示车头鼻尖驶出隧道1至车尾鼻尖驶入桥梁的过程（t =4.03~5.13s ）；“进”表示车头鼻尖驶入隧道2至车尾鼻尖驶离桥梁的过程（t =6.32~7.42s ）.根据Deng 等[13]的研究，车厢所受的气动荷载在极短时间内的大幅度波动将显著提高列车运行的安全风险.因此，表1给出了对应于图（e ）俯仰力矩系数图7有无风屏障条件下各节车厢气动荷载系数时程曲线对比Fig.7Comparison of time history curves of aerodynamic load coefficients of each carriage with or without wind barrier（a ）横向力系数（b ）气动升力系数（c ）倾覆力矩系数（d ）偏航力矩系数0.40.20-0.2-0.40.40.20-0.2-0.40.40.20-0.2-0.4无风屏障有风屏障无风屏障有风屏障无风屏障有风屏障123456789123456789123456789出进出进出进0.40.20-0.2-0.40.40.20-0.2-0.40.40.20-0.2-0.4无风屏障有风屏障无风屏障有风屏障无风屏障有风屏障123456789123456789123456789出进出进出进0.10-0.10.1-0.10.10-0.1无风屏障有风屏障无风屏障有风屏障无风屏障有风屏障123456789123456789123456789出进出进出进0.40.20-0.20.40.20-0.20.40.20-0.2无风屏障有风屏障无风屏障有风屏障无风屏障有风屏障123456789123456789123456789出进出进出进0.40.20-0.20.40.20-0.2无风屏障有风屏障无风屏障有风屏障无风屏障有风屏障1234567891234567891234567890.40.20-0.2出进出进出进t /st /st /st /st /st /st /st /st /st /st /st /st /st /st /s邓锷等：高速列车通过隧道-桥梁-隧道时车体的气动效应第5期977的各节车厢分别在“出”和“进”过程中的气动荷载系数最大波动幅度的对比.由图7和表1分析可知：1）在无风屏障条件下，列车各节车厢的气动荷载系数在“出”和“进”的过程中均表现出显著的“脉冲”现象（即瞬间加载和卸载，这一现象与文献[13]和[14]中所报道的类似）.说明高速列车在横风环境下运行于隧道-桥梁-隧道基础设施时，若桥上没有设置风屏障，过程“出”和“进”的运行安全风险将显著高于其他时段.2）在有风屏障条件下，列车各节车厢的气动荷载系数在“出”和“进”的过程中的波动幅度均出现显著下降.以头车为例，横向力、升力、倾覆力矩、偏航力矩和俯仰力矩系数波动幅度在“出”过程中分别下降了86%、82%、80%、59%和36%；在“进”过程中分别下降了87%、83%、83%、61%和61%.3）无论在“出”或“进”的过程中，风屏障条件下，各节车厢的横向力波动幅度下降率相对于其余4项气动荷载均是最为突出的（如，头车、中间车和尾车在“出”过程中分别高达86%、95%和87%；在“进”过程中分别高达87%、95%和89%）.中间车的气动升力系数以及3节车厢的俯仰力矩波动幅度下降率相对较小.说明运行于桥隧相连段时的列车气动横向力的变化对风屏障的影响最为敏感，而俯仰力矩的敏感性相对较弱.4）在无风屏障条件下，列车各节车厢在“进”过程的气动荷载波动幅度大于“出”过程的相应值.用比值“进/出”来量化它们之间的差异可知：头车、中间车和尾车在“进”过程的气动横向力、升力、倾覆力矩、偏航力矩和俯仰力矩的波动幅度分别是“出”过程中相应值的1.03、1.06、1.20、1.03和1.64倍，1.03、1.22、1.00、1.04和1.89倍以及1.16、1.50、1.00、1.03和1.88倍.而在有风屏障的条件下，列车各节车厢的“进/出”值基本为1.说明风屏障的存在，将明显削弱“列车各节车厢在‘进’过程的气动荷载波动幅度大于‘出’过程的相应值”这一特征.5.2由隧到桥过程的流场及压力本节将从流场角度进一步揭示列车在25m/s横风环境中由隧道1驶入桥梁过程中气动荷载突变现象以及风屏障对气动荷载突变的影响机制.图8以轨道顶面上方1.5m高度处（Y=1.5m）的水平面为例，分别给出了有无风屏障条件下列车以速度250 km/h由隧道1驶入桥梁过程中周围流场变化.图9给出了对应过程的车身表面压力系数分布.图中表1有无风屏障条件下气动荷载系数突变幅度对比Tab.1Comparison of sudden change amplitudes of aerodynamic load coefficients with or without wind barrier 气动荷载系数车厢Max（C）-Min（C）下降率/%Max（C）-Min（C）下降率/%无风障有风障无风障有风障无风障有风障C z 头0.370.05860.380.0587 1.031中0.380.02950.390.0295 1.031尾0.310.04870.360.0489 1.161C y 头0.170.03820.180.0383 1.061中0.090.04560.110.0464 1.221尾0.100.02800.150.0287 1.501C mx 头0.050.01800.060.0183 1.201中0.060.01830.060.018311尾0.050.01800.050.018011C my 头0.320.13590.330.1361 1.031中0.230.04830.240.0483 1.041尾0.300.07770.310.0777 1.031C mz 头0.110.07360.180.0761 1.641中0.090.03670.170.0476 1.89 1.33尾0.080.05380.150.0753 1.88 1.40湖南大学学报（自然科学版）2021年98（a）表示车头鼻尖抵达隧道1出口的时刻（即t=4.03s）；（b）（t=4.40s）、（c）（t=4.76s）和（d）（t=5.13s）分别表示头车、中间车和尾车完全驶出隧道1的时刻.由图8和图9分析可知：Pressure:-1000-600-2002006001000（Pa）桥梁隧道1Pressure:-1000-600-2002006001000（Pa）隧道1桥梁（风屏障）（a）t=4.03s隧道1桥梁隧道1桥梁（风屏障）（b）t=4.40s隧道1桥梁隧道1桥梁（风屏障）（c）t=4.76s隧道1桥梁隧道1桥梁（风屏障）（d）t=5.13s图8有无风屏障条件下列车由隧道1进入桥的过程中Y=1.5m水平面上流场演化Fig.8Flow field evolution on the horizontal planeY=1.5m in the process of train entering bridge fromtunnel1with or without wind barrier运行方向（151）75.50.60.40.2-0.2-0.4-0.6020406080100120140无风屏障———有风屏障迎风侧背风侧距离/m（a）t=4.03s0.60.40.2-0.2-0.4-0.6020406080100120140无风屏障———有风屏障迎风侧背风侧距离/m（b）t=4.40s0.60.40.2-0.2-0.4-0.6020406080100120140无风屏障———有风屏障迎风侧背风侧距离/m（c）t=4.76s0.60.40.2-0.2-0.4-0.6020406080100120140无风屏障———有风屏障迎风侧背风侧距离/m（d）t=5.13s图9有无风屏障条件下列车由隧道1进入桥过程的车体表面压力系数Fig.9The pressure coefficient on the train surface in the process of entering the bridge from tunnel1with or without wind barrier邓锷等：高速列车通过隧道-桥梁-隧道时车体的气动效应第5期991）无论风屏障的有无，对于隧道内部分车体，其周围流场结构和车身压力分布在不同的时刻均表现出相似的特征.即：车身两侧气流方向与列车运行方向相反，向车尾鼻尖处汇集；车身两侧压力基本对称，且均表现为负压，压力值大小也基本相等.说明桥上风屏障对隧道1内的流场和压力变化基本没有影响.2）对桥上部分车体，在无风屏障条件下，车身背风侧在横风和列车风联合作用下逐步形成纵向喇叭状涡流，涡流区对应为负压区，相应的背风侧车体表面也受到沿纵向（与运行方向相反）递增的负压（如图9（c）和（d）中85~120m区段）；对应的迎风侧平直车身表面则在横风的正面挤压作用下受沿纵向均匀分布的正压（压力系数保持在0.1左右）；车身两侧压差在车头鼻尖处最为显著（最大正压系数达0.4，最大负压系数达-0.6）.在有风屏障条件下，桥上部分车体背风侧不再出现喇叭状纵向涡流；部分流线透过两侧风屏障，在车身背风侧汇集并流向前方；除车头鼻尖前方区域的空气由于受到挤压而呈现正压之外，车身两侧在不同时刻均受基本对称的负压（如图9（b）（c）（d））.综上所述，列车由隧道1驶入桥梁过程中，当存在风屏障时，桥上部分车体周围原有的流场结构特征发生改变，两侧所受负压均匀且基本对称，从而导致各节车厢气动荷载在“出”过程中波动幅度显著减小；又因风屏障主要引起车身两侧压差的改变，因此横向力的变化对风屏障的影响最为敏感.5.3由桥到隧过程的流场及压力图10给出了有无风屏障条件下列车以速度250 km/h由桥梁驶入隧道2过程中周围流场变化.图11给出了对应过程的车身表面压力系数分布.图中（a）表示车头鼻尖抵达隧道2入口的时刻（即t=6.32s）；（b）（t=6.69s）、（c）（t=7.05s）和（d）（t=7.42s）分别表示头车、中间车和尾车完全驶入隧道2的时刻.由图10和图11分析可知：1）桥上风屏障对隧道2内车体周围的流场以及车身压力变化仍基本无影响.具体表现为：无论风屏障的有无，车头鼻尖处流场均呈现出源流特性，部分气流沿车身与隧道2之间的空隙于隧道入口处喷出，形成喷射流；隧道内车身两侧压力沿纵向分布均匀，压力值基本相等.Pressure:-1000-600-2002006001000（Pa）桥梁隧道2Pressure:-1000-600-2002006001000（Pa）桥梁（风屏障）隧道2（a）t=6.32s隧道2桥梁桥梁（风屏障）隧道2（b）t=6.69s隧道2桥梁隧道2桥梁（风屏障）（c）t=7.05s桥梁隧道2桥梁（风屏障）隧道2（d）t=7.42s图10有无风屏障条件下列车由桥进入隧道2的过程中Y=1.5m水平面上流场演化Fig.10Flow field evolution on the horizontal planeY=1.5m in the process of train entering tunnel2from bridge with or without wind barrier2）对于桥上部分车体，在无风屏障条件下，附着于车身背风侧的纵向喇叭状涡流在喷射流抑制作用下终止于隧道2入口处；尚存部分涡流的原有结构在喷射流的干扰下也发生了一定程度的改变，从而湖南大学学报（自然科学版）2021年1000.60.40.20-0.2-0.4-0.620406080100120140无风屏障———有风屏障迎风侧背风侧距离/m（a ）t =6.32s0.60.40.20-0.2-0.4-0.620406080100120140无风屏障———有风屏障迎风侧背风侧距离/m（b ）t =6.69s0.60.40.20-0.2-0.4-0.620406080100120140无风屏障———有风屏障迎风侧背风侧距离/m（c ）t =7.05s0.60.40.20-0.2-0.4-0.620406080100120140迎风侧背风侧无风屏障———有风屏障距离/m（d ）t =7.42s图11有无风屏障条件下列车由桥进入隧道2过程的车体表面压力系数Fig.11The pressure coefficient on the train surface in the process of entering the tunnel 2from bridge with or without wind barrier导致背风侧车身表面负压增大（如图11（b ）（c ）所示）；而迎风侧的喷射流由于与横风联合作用产生了竖向涡流而消散于隧道2入口处（如图10（b1）（c1）（d1）所示），故桥上迎风侧平直车身表面的正压系数仍保持在0.1左右.说明无风屏障条件下，列车各节车厢在“进”过程的气动荷载波动幅度大于“出”过程的相应值的主要原因可能是列车驶入隧道2时产生的喷射流对背风侧纵向涡流的干扰作用.3）在有风屏障条件下，横风对于风屏障内侧车身两侧的流场结构的干扰明显减弱.因此桥上部分车身两侧压力分布在不同时刻仍保持基本对称，从而导致各节车厢气动荷载在“进”过程中波动幅度显著减小.6结论1）列车在25m/s 横风环境中以车速250km/h运行于桥隧相连段时，无风屏障条件下各节车厢的气动荷载均表现出显著的“脉冲”现象；若桥上设置高3m 、透风率为30%的风屏障，相应的各项气动荷载突变幅度将减少36%~95%.2）由于风屏障主要引起车身两侧压差的改变，运行于桥隧相连段时的列车气动横向力的变化对风屏障的影响最为敏感，而气动升力和俯仰力矩的敏感性相对较弱.3）无风屏障条件下，由于列车驶入隧道时引发的喷射流对列车背风侧纵向涡流有干扰作用，各节车厢在“由桥至隧”过程的气动荷载波动幅度是“由隧至桥”过程中相应值的1.03~1.89倍；若桥上设置风屏障，两过程中气动荷载波动幅度基本相等.参考文献［1］李冬生，马志富，许占良，等.长昆线桥隧相连设计研究［J ］.铁道工程学报，2011，28（12）：69—73.LI D S ，MA Z F ，XU Z L ，et al .Design and research of bridge-tunnel joint technology on Changsha -Kunming passenger 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来源：作者： 发布时间：2015-07-27 阅读：313次
背景
高铁线路中隧道众多，隧道内空间狭小，列车隧道内的空气动力学效应不容忽视。高速列车以300km/h列车穿越隧道时产生瞬态冲击压力，其气压爆波对列车车体、隧道结构、人耳膜和周围建筑存在很大安全隐患，通过数值模拟研究隧道建筑设计（如隧道洞门等）来缓解气动效应具有重要意义。
结果
中南大学交通运输学院在天河二号系统上开展了高速列车气动数值计算，模拟了16车重联编组高速列车以300km/h车速在2公里隧道内交会等多个工况，网格数规模4000万以上。