风向角对高速列车驶过路堑挡风墙过渡段时气动性能的影响

Influence of Wind Angle on Aerodynamic Performance of High-Speed Train Passing through the Transition Section of Cutting-Windbreak Wall

摘要

为揭示侧风环境下高速列车通过路堑挡风墙过渡段复杂地形时气动载荷分布特征及变化规律，首先基于大涡模拟及重叠网格技术，建立列车-路堑-挡风墙-风耦合气动模型，并验证计算方法的准确性，进而系统研究0°，30°，60°，90°这4种风向角下高速列车驶过路堑挡风墙过渡段的气动性能；在此基础上，分别从时域和频域角度分析4种不同风向角下头车气动力和力矩系数非定常特征以及气动参数频谱特性，并进一步结合不同风向角流场特征分析最不利工况，阐明60°风向角下气动载荷波动最为剧烈的流场机理。结果表明：0°风向角下侧向力系数受路堑挡风墙过渡段影响较小，90°风向角下侧向力系数仅在列车经过过渡段期间将产生较大波动，30°和60°风向角下列车侧向力系数大幅波动出现在列车经过过渡段之前；60°风向角下头车气动性能参数峰峰值及平均值远高于其他风向角；0°风向角下头车所受非定常气动性能参数的峰值频率出现在0~3 Hz内，30°风向角下振幅峰值有所增加，60°风向角下非定常气动性能参数的主要峰值频率主要出现在0~5 Hz内，90°风向角下的振幅峰值逐渐减小，远低于60°风向角；60°风向角下流场变化最为剧烈，且过渡段前缘速度突变、压力不均和涡结构演化更为明显，是导致头车气动载荷波动较大的主要原因。研究结果为增强高速列车在大风环境中的运行安全提供一定的数据参考。

Abstract

To reveal the distribution characteristics and variation laws of aerodynamic loads on high-speed trains (HSTs) when passing through complex terrain such as cutting-windbreak transition sections under crosswind conditions, this study establishes a coupled aerodynamic model of train-cutting-windbreak-wind based on Large Eddy Simulation (LES) and overset grid technology, and the accuracy of the numerical method is validated. Subsequently, the aerodynamic performance of a high-speed train passing through the cutting-windbreak transition section is systematically investigated under four wind angles of 0°, 30°, 60°, and 90°. On this basis, the unsteady characteristics of aerodynamic force and moment coefficients and the spectral characteristics of aerodynamic parameters of the head car under different wind angles are analyzed in both time and frequency domains. Furthermore, combined with the flow field characteristics at various wind angles, the most hazardous wind angle is identified, and the flow field mechanism responsible for the most severe aerodynamic load fluctuations at a wind angle of 60° is elucidated. The results indicate that: under a 0° wind angle, the side force coefficient is less affected by the cutting-windbreak transition section; under a 90° wind angle, significant fluctuations in the side force coefficient will only occur when the train passes through the transition section; while under 30° and 60° wind angles, substantial fluctuations in the train's side force coefficient appear before the train enters the transition section. The peak-to-peak values and average values of the aerodynamic performance parameters of the head car at a 60° wind angle are much higher than those at other wind angles. For the unsteady aerodynamic performance parameters of the head car, the peak frequencies fall within the range of 0 - 3 Hz at 0° wind angle; the amplitude peaks increase slightly at 30° wind angle; the main peak frequencies of the unsteady aerodynamic performance parameters are concentrated in the range of 0 - 5 Hz at 60° wind angle; and the amplitude peaks gradually decrease at 90° wind angle, which are significantly lower than those at 60° wind angle. Further flow-field analysis indicates that, the flow field variation is most severe at a wind angle of 60°, and the velocity variation, pressure non-uniformity, and vortex-structure evolution near the leading edge of the transition section are more pronounced at this angle, which is the main reason for the larger aerodynamic load fluctuations on the head car. The research results of this paper provide certain data references for enhancing the operational safety of HSTs in strong wind environments.

Graphical abstract

关键词

高速列车 / 空气动力学 / 风向角 / 路堑挡风墙过渡段 / 大涡模拟

Key words

High-speed train / Aerodynamics / Wind angle / Transition section of cutting-windbreak wall / Large Eddy Simulation (LES)

随着我国高速铁路不断向西部多山地区延伸，高速列车常需运行于高山峡谷、大风戈壁等地形复杂多变的区域以及大风环境区域，此类情况会显著影响列车的气动特性、运行安全性与稳定性^［1］。现有研究表明^［2-5］：在强侧风下车辆的空气动力学性能会受到较大的影响，在列车运行速度较高时，即使速度较小的侧风也有可能会对车体产生巨大的侧向力，导致列车的倾覆风险显著增加，进而造成严重的行车事故。此外，不同地形条件之间形成的铁路沿线过渡区，也会引起风场突变，进一步影响行车安全。兰新铁路是我国一条重要的东西向铁路干线，因侧风而导致的列车运行安全事故时有发生，侧风条件下高速列车的运行安全性一直是近年来的研究热点^［6］。

近年来不乏针对高速铁路路堑地形的研究。Liu等^［7］以路堑为研究对象，分析路堑边坡坡度等对列车气动力的影响，指出当坡度在-0.67~0.67变化时，侧向力、升力和倾覆力矩的最大增加量分别为147%，44.3%和107%，且列车在下行线运行时路堑背风面地貌变化对气动性能的影响大于上行线。Zhao等^［8］重点探讨了路堑深度对列车气动载荷变化和气动性能恶化的影响，结果表明当路堑深度为6 m时，头车所受的气动冲击能量最高，头车气动载荷的突变幅值与风速近似满足线性正相关关系。罗辑等^［9］研究了列车在风速25 m · s^-1的侧风作用下以300 km · h^-1的速度进出路堑的空气动力学特性，指出头车的气动指标变化最为明显，因而头车的安全性是最差的。王娇等^［10］研究了不同风场环境下路堑深度对列车气动性能的影响，发现深路堑相较于浅路堑升力峰值减小51%，横向力减小52%，侧滚力矩减小97%，摇头力矩减小92%。

高速列车经过不同地形过渡段时，流场剧变造成车体晃动，会发生“晃车”现象。Zhang等^［11］、张景钰等^［12］研究分析了路堑-隧道过渡段及路堤-路堑过渡段不同位置处的列车气动力，结果表明路堑-隧道过渡段对气流的最大影响高度超过320 mm，路堤-路堑过渡段影响范围在轨道上方250 mm以内。潘新先^［13］以实车试验和实地风场测量为主要研究手段，就“晃车”这一现象开展研究，得出“晃车”现象主要出现在动车组通过不同防风结构过渡段位置或地形地貌突变地段时、晃车造成的车体振动主要表现为0.6 Hz的低频侧滚等结论。Liu等^［14］分析了列车经过路堤路堑挡风墙直角过渡段时的气动特性，表明当列车在侧风条件下通过过渡区域时，压力系数、侧向力系数和偏航力矩系数会明显且突然增大，头车、中间车和尾车的侧向力系数峰峰值分别为0.68，0.48和0.49。许建林等^［15］数值计算了挡风墙距线路中心线4种距离（l=6，8，10，11 m）下的列车气动性能，指出l=10 m时气动力和力矩系数最小，降幅最大，对头车、中间车、尾车的侧向力系数降幅影响分别可达23%，76%，48%。张广丰等^［16］针对路堤路堑过渡段出现的晃车现象提出了防风措施，指出路基防风工程的薄弱环节主要存在于路堤路堑挡风墙过渡段等区域，其中挡风墙过渡段处的风速变化率最大。刘磊等^［17］建立兰新铁路第二双线大风区路堑地段与高挡风墙计算模型，结果表明挡风墙有效遮蔽了环境风，路堑挡风墙防风效果明显，路堑挡风墙后环境风速残余系数为0.25~0.50。李鲲^［18］对兰新高铁路堤到路堑防风工程过渡段的气动特性进行研究，指出列车通过不同防风工程过渡段时，头车、中车、尾车侧向力与倾覆力矩增幅明显，遮蔽区内流场结构及风速、风向的变化导致列车气动性能发生较大变化。Chen等^［19］研究了从平地到路堑的直角风障过渡对列车气动力响应的影响，并提出了一种斜向结构过渡减缓措施，结果表明相较于未设置减缓措施，侧向力系数、升力系数和倾覆力矩系数的峰峰值分别减小47%，40%和52%。

综上所述，现有研究多围绕路堑地形、防风结构及不同地形过渡段下高速列车气动性能展开研究，多集中于路堑深度、路堑边坡、路堤路堑过渡、路堑隧道过渡以及挡风墙布置参数等方面；针对路堑挡风墙过渡段内不同风向角作用下高速列车非定常气动响应及流场变化规律的研究较少。

本文针对路堑挡风墙过渡区域开展研究，基于通用流体分析软件STAR-CCM+，采用大涡模拟（LES）数值计算方法和重叠网格技术，研究在4种（0°，30°，60°，90°）不同风向角下高速列车驶过路堑挡风墙过渡段时气动性能变化，总结列车周围流场及各项气动性能参数变化规律，以期为增强高速列车在大风环境中的运行安全提供参考。

1 数值计算方法及验证

模拟研究0°，30°，60°，90°这4种不同风向角侧风下高速列车通过路堑挡风墙过渡段时的气动性能及周围的流场特征，侧风风速为30 m · s^-1，高速列车速度为200 km · h^-1。由于列车在通过路堑挡风墙过渡段时的流场结构复杂，列车运行与突变风相互作用使得流场速度急剧增加，考虑空气的可压缩性，因此采用三维、非定常、可压缩湍流流动模型进行求解。

采用通用流体分析软件STAR-CCM+进行数值模拟，计算时首先采用基于SST k-\omega模型的雷诺平均纳维-斯托克斯方程（Reynolds-Averaged Navier-Stokes Equations，RANS）方法进行定常求解，得到的结果作为非定常流场的初始条件，然后再使用LES方法中的局部涡性黏度的壁面自适应模型进行非定常求解。LES非定常计算中对流项与扩散项采用有界中心差分格式离散，压力-速度耦合采用SIMPLE算法，时间离散精度为二阶。为了满足非定常计算的稳定性，严格控制库朗数（CFL）≤1，根据网格尺寸，非定常计算的时间步长取2.5×10^-4 s，计算时间设置为1 s。

在STAR-CCM+软件中常常采用重叠网格技术处理不同物体之间的相对运动问题^［15］。重叠网格技术允许多个网格（或网格块）在彼此之间有重叠的部分，这些网格可以相对独立地移动和旋转，从而增强模拟的灵活性和精度^［20］。

1.1　几何模型

采用比例为1∶10的3节车编组某型高速列车模型，忽略转向架、受电弓等区域，保留列车的整体外形轮廓，取轨面以上车高H（0.37 m）为特征尺度，高速列车模型及车速与风速关系示意图如图1所示。图中：v_T为车速；v_W为风速；\beta为风向角；列车沿x轴正向从半路堑区域向全路堑区域行驶。

对前述实际路堑过渡段地形进行简化，具体尺寸如图2所示。该段地形主要分为半路堑和全路堑，将2段中间长10H的凹陷处定为挡风墙过渡段。路堑挡风墙设置在迎风侧，高度为0.8H，宽度为0.16H。本次模型按照实际线路采用双线轨道，靠近挡风墙一侧轨道为一线，远离挡风墙一侧轨道为二线，由于一线离路堑底部及挡风墙更近，侧风对一线上运行车辆的影响较小，因此主要分析列车在二线运行时的情况。

1.2　计算域及边界条件

根据铁路标准规定^［21］，且考虑到流场边界对列车周围气流的影响，建立一个长324H、宽98H、高41H的计算域，计算域如图3所示。图中：面ABCD、面EFGI、面ADIE以及面BCGF均采用自由流；面ABFE为滑移壁面，地面、列车、路堑及挡风墙均采用无滑移壁面，地面保持静止。

1.3　网格划分

计算域空间采用切割体非结构化网格，列车外流场网格划分结果如图4所示。在重叠网格区中对列车周围的网格进行双层加密，加密区分别为图4（a）中的“重叠加密1”和“重叠加密2”，2个加密区在长度方向上均贯穿车体，且在列车尾部有较长加密，以更好地捕捉列车尾流。在背景网格中围绕湍流核心区进行3层加密，第1层加密区为图4（c）中的“重叠区加密”，用于满足重叠网格需求，其网格尺寸及区域大小与重叠网格相同，第2层和第3层加密分别为图4（c）中的“加密区1”和“加密区2”，其最小网格尺寸为0.04 m。图4（b）和图4（d）分别为列车及挡风墙的边界层网格，对于近壁区网格划分，为满足LES方法的计算要求，在车体壁面、地面及挡风墙壁面按照y⁺≤1生成边界层网格，车速为200 km · h^-1工况的第1层网格厚度为0.013 mm，壁面边界层总厚度为2.43 mm，网格增长率为1.2，拉伸层数为20层，网格基本满足正交分布，近壁面主要区域的流向无量纲网格尺寸为3<Δx⁺<40，展向无量纲网格尺寸为3<Δz⁺<40，近壁面附近网格Δz⁺/Δx⁺≈1，符合大涡模拟网格分辨率要求^［22］。划分后的网格总数约为4 050万个，其中背景区域网格约1 700万个，重叠区域网格约2 350万个。

1.4　气动力系数

为便于后续对比分析，根据CEN标准^［23］，采用无量纲的压力系数C_p、侧向力系数C_s、升力系数C_l及倾覆力矩系数C_mx表示高速列车的气动力及力矩，计算式分别为

C_{\mathrm{p}}=\frac{\mathrm{\Delta }p}{\mathrm{0.5}\rho v_{\mathrm{\infty }}^{\mathrm{2}}}（1）

C_{\mathrm{s}}=\frac{F_{\mathrm{S}}}{\mathrm{0.5}\rho v_{\mathrm{\infty }}^{\mathrm{2}}{S}_x}（2）

C_{\mathrm{l}}=\frac{F_{\mathrm{l}}}{\mathrm{0.5}\rho v_{\mathrm{\infty }}^{\mathrm{2}}{S}_x}（3）

C_{\mathrm{m}\mathrm{x}}=\frac{M_{\mathrm{x}}}{\mathrm{0.5}\rho v_{\mathrm{\infty }}^{\mathrm{2}}{S}_{x}H}（4）

式中：Δp为空气压力；F_S，F_l和M_x分别为侧向力、升力和倾覆力矩；ρ为空气密度，取值为1.225 kg · m^-3；v_∞为列车运行速度与侧风风速的合成速度；S_x 为参考面积，取列车x方向的正投影面积。

1.5　数值方法验证

为验证采用的LES方法的合理性，将数值模拟得到的列车表面压力和气动力分别与文献［24］和文献［25］试验数据进行对比。

本次验证的简易列车计算模型如图5所示。图中：D为车宽。模型计算域和边界条件的设置与文献［24］保持一致。为保证计算的准确性，列车近壁面区域按照y⁺≤1生成网格，棱柱层层数为17层，总厚度为0.002 m，网格总数为2 066万个。计算方法采用与本文研究相同的方法，时间步长取1.0×10^-4 s，最大求解物理时间为0.1 s，确保流场有足够的时间达到充分发展。

侧向力系数时间平均值及X/D=6.5（X为车长）处的列车表面压力系数与文献的对比结果如表1和图6所示。图中：θ为X/D=6.5截面上的不同方位。由表1可见：数值模拟侧向力系数与文献数据误差为3.2%，在可接受范围内。从图6可以看出：列车表面压力系数与风洞试验以及文献模拟结果吻合较好，表明采用的LES可行，结果可信。

2 数值计算结果分析与讨论

2.1　气动性能参数非定常特征

侧风绕流列车时，一部分气流会从车体迎风一侧越过，另一部分经车顶绕流至车体背风一侧，在气流运动的过程中受到摩擦阻力，且在车体背风侧由于气流发生流动分离形成涡旋结构而损失部分能量，进而在车体两侧形成压差，产生侧向力，侧向力与由车体顶部和底部压力分布不均所产生的气动升力相结合，共同构成导致列车倾覆的气动倾覆力矩。侧向力、升力以及倾覆力矩的大小与风向角有密切关系，本节分析不同风向角下列车气动性能参数的非定常特性，由于侧风下头车的气动性能参数变化幅度远大于中间车和尾车^［14］，因此仅针对头车性能参数进行分析。

2.1.1　时域特性

不同风向角下头车侧向力系数、升力系数和倾覆力矩系数的时程曲线如图7所示。图中：标记时刻0.61和0.72 s分别指头车到达和驶出路堑挡风墙过渡段的时间。从图7可以看出：列车在经过过渡段的过程中气动性能参数都具有显著的非定常特性。

从图7还可以得出以下结论。

（1）0°风向角下由于风速与车速方向平行，侧向力系数受路堑挡风墙过渡段影响较小；90°风向角下侧向力系数的波动相比于0°风向角要稍加明显，且由于是横风，风向与列车速度方向垂直，仅在列车经过过渡段期间会产生较大波动，进入全路堑区域时头车的侧向力系数显著降低；30°和60°风向角下列车受到的侧向力系数会产生较大波动，且大幅波动出现在列车经过过渡段之前；30°风向角时侧向力系数只有1个大幅波动，而在60°风向角下产生了3个大幅波动，其原因在于，30°风向角下过渡段附近速度梯度和低高速区交界范围相对较小，流场扰动程度较弱，而60°风向角下气流斜向越过挡风墙过渡段后，与路堑区域内气流相互作用更强，导致过渡段前后形成更明显的速度突变、剪切层和压力差，从而诱发更强的气动力波动。

（2）60°风向角下头车运行至过渡段周围的升力系数变化最大，且变化要远大于其他3个风向角下的升力系数，最有可能使列车发生倾覆或振荡；0°和90°风向角下头车的升力系数波动很小，相比于30°和60°风向角更加安全；倾覆力矩主要由侧向力所引起，两者的变化呈对称分布趋势。

（3）列车在经过过渡段前侧向力系数为负值，而倾覆力矩系数为正值，说明在此段区域内列车主要受到侧风的直接影响较大；而经过过渡段之后侧向力系数持续减小，倾覆力矩系数幅值同样减小，说明在此段区域内列车受车体背风侧的回流影响较大。

为进行定量分析，图8给出了头车经过过渡区域时气动性能参数的峰峰值及0.2~0.8 s时间段内的平均值。

从图8可以得出以下结论。

（1）对于头车气动性能参数峰峰值，60°风向角下C_s，C_l，C_mx相较于0°风向角分别增大了4.7倍、10倍、5.8倍；而相较于90°风向角，C_s，C_l，C_mx分别下降了65%，75%，72%；总体来看，4个风向角下的峰峰值存在较大差距，60°风向角下的峰峰值远高于其他风向角，0°风向角下的峰峰值较低。

（2）对于头车气动性能参数平均值，风向角为60°时，相较于0°风向角C_s增大了3.7倍，C_mx增大了4.7倍；而相较于90°风向角，C_s和C_mx的降幅分别为74%和82%；对比不同风向角下头车侧向力系数和倾覆力矩系数的平均值可以发现，30°和60°风向角下的平均值相近，0°和90°风向角下的平均值相近；列车在4个风向角下经过过渡区时，其侧向力系数平均值均为负值，表明列车全程主要受到的侧向力方向是由背风侧指向迎风侧，仅在经过某个风速变化较大的区域时，侧向力方向有所改变；对比不同风向角下头车升力系数的平均值可以发现，在0°和90°风向角下，平均值为负值，而30°和60°风向角下的平均值为正值，表明列车全程受到的升力方向以向下为主，仅在经过某个风速变化较大的区域时，升力方向有所改变，且列车在30°和60°风向角下行驶时的升力突变幅度较大，使得其总体呈现正向升力。

2.1.2　频域特性

为进一步详细分析高速列车在侧风下所受的非定常气动性能参数特性，对图7所示的气动性能参数进行快速傅里叶变换，进而转换并计算出列车在不同风向角下气动性能参数的频域特性。

不同风向角下头车气动性能参数频谱密度分布情况如图9所示。

从图9可以看出：头车所受非定常气动性能参数的频率范围主要出现在0~20 Hz内，0°风向角下的振幅峰值最小，频率范围最小，主要峰值频率出现在0~3 Hz内，说明在无侧风作用时与车体自身频率一致的范围较小，列车的侧向稳定性最好；30°风向角下，振幅峰值逐渐增大，并且较大振幅对应的频率范围增加；60°风向角下挡风墙和列车壁之间的涡旋结构强度较高且结构复杂，气动力系数的主要峰值频率范围最大，主要出现在0~5 Hz内，该范围与列车系统本身存在的某些固有振动模态频率接近，说明随着风向角的增大列车会出现共振现象，甚至有列车倾覆的可能性；90°风向角下的振幅峰值远低于60°风向角，这是由于90°风向角下挡风墙挡住了大部分的横向涡旋结构，对列车侧向激励大幅度减小，仍存在小尺度涡旋的持续扰动，频率范围大于0°风向角。

2.2　不同风向角流场特性

为进一步解释不同风向角下气动载荷波动差异，尤其是30°和60°风向角下较大气动载荷波动出现在头车到达过渡段之前的现象，选取t=0.57 s作为典型时刻，对不同风向角下过渡段前缘区域的速度场和压力场进行对比分析。该时刻头车接近过渡段前缘区域，列车周围流场开始受到侧风、路堑地形和挡风墙遮蔽作用共同影响，能够较好反映列车进入过渡段前的来流扰动特征。在相同列车位置和地形条件下，对比不同风向角下的流场分布，可以揭示风向角变化对过渡段前缘速度突变、压力分布不均和气动力提前波动的影响机制。

2.2.1　速度分布

t=0.57 s时列车在非过渡段区域时各风向角下距离轨面高0.3H水平面上的速度分布如图10所示。

从图10可以看出：当风向角为0°时，来流与列车运动方向平行，气流较为平顺地绕过路堑与挡风墙，速度分布相对均匀，路堑前方有较大的低速区，挡风墙附近速度有小幅变化，由低速变为高速；随着风向角增大至30°，气流与列车运动方向形成一定夹角，路堑前方低速区范围减小，挡风墙附近低速向高速突变更为明显，列车迎风侧局部速度梯度有所增加；当风向角增大至60°，流场紊乱程度加剧，出现大范围速度突变区域，能量耗散更为显著，且高速气流与低速区域的交界产生剧烈的速度剪切，这是因为风向成60°时，气流会越过过渡段处较低的地方，与全路堑处的气流汇合而产生较大的速度，继续以60°的方向流向列车行驶区域，且速度变化幅度较大，使过渡段处挡风墙对60°风向角气流的阻滞作用减弱，对列车的安全行驶产生一定的危害；当风向角增大至90°，即横风作用下，气流垂直于列车运动方向，与路堑、挡风墙发生强烈相互作用，流场呈现出复杂的分离与再附现象，速度分布极不均匀，呈现大面积低速区，在挡风墙背风侧形成明显的低速回流区。总体而言，风向角的不同会导致流场的复杂性、扰动程度以及速度分布的不均匀性有所不同，风向角60°时速度变化较为剧烈。

2.2.2　压力分布

t=0.57 s时列车处在非过渡段区域各风向角下距离轨面高0.3H处水平面的压力分布如图11所示。

从图11可以看出：当风向角为0°时，来流与列车运动方向平行，路堑和挡风墙前缘形成明显的高压区，列车周围压力梯度变化剧烈，头车前端处在高压范围内，气流向后发展，在头车平直段转为负压，随后中间车位置压力系数在0左右变化，尾车位置压力系数变化与头车对称；随着风向角增大至30°，气流与列车运动方向呈一定夹角，路堑及过渡段处高压区幅值显著减小且位置后移，列车周围压力幅值同样减小，迎风侧至尾流区域以负压为主，背风侧存在微小正压；当风向角达到60°，气流斜向作用于过渡段挡风墙结构，列车周围压力场紊乱程度加剧，低压区域大幅增加，高压区域被大幅挤压，路堑前端转为负压，过渡段处存在压力突变；在风向角为90°的横风作用下，气流垂直于列车运动方向，路堑、挡风墙等区域以负压为主，列车附近压力分布极不均匀，挡风墙侧出现明显低压带，头尾车鼻部仍有一定高压。结合图10可知，风向角60°流场变化最为剧烈，对列车驶过路堑挡风墙过渡段区域的气动环境挑战最大。

综上，在头车进入过渡段前的t=0.57 s，60°风向角下过渡段前缘区域流场已形成更明显的速度突变、剪切层和压力不均分布，说明该风向角下列车在接近过渡段时已受到较强的非定常流场扰动。这与2.1节中60°风向角下气动载荷峰峰值最大、且大幅波动出现在到达过渡段之前的结果相一致。因而，60°风向角可作为后续局部流场演化分析的典型不利工况。

2.3　60°风向角下流场特性

依据上述分析，60°风向角下头车侧向力系数、升力系数和倾覆力矩系数的峰峰值及平均值均高于其他风向角，气动载荷波动最为显著。且在头车到达过渡段前，60°风向角下过渡段前缘区域已经形成明显的速度突变和压力不均分布。为进一步揭示该风向角下气动载荷波动较大的流场成因，选取4个典型时刻，分别对应头车接近过渡段、到达过渡段、位于过渡段以及驶出过渡段后的流场状态，分析头车截面1和截面2周围速度、压力和涡量的非定常演化过程。截面1与截面2位置选取如图12所示，4个典型时刻下列车位置如图13所示。

2.3.1　速度分布

60°风向角下头车截面1和截面2周围速度随时间变化情况如图14所示。

从图14可以看出：0.57 s时头车鼻尖附近（截面1）和头车中部区域（截面2）的流动速度是最大的，且头车迎风侧的流速要大于背风侧，导致两侧存在速度差，高速区域与低速区域相互交错，显示出气流在该初始场景下与头车、路堑及挡风墙的复杂相互作用；0.62 s时列车到达过渡段，头车鼻尖已经通过流速较大区域，头车鼻尖附近的流速快速减小，仅在头车鼻尖顶部的流速较大，其他位置速度降至15 m · s^-1以下，而头车中部还未完全通过流速较大区域，车身周围流速仍然较大，反映出边界条件因列车靠近路堑挡风墙过渡段而产生的影响开始作用于流场；0.67 s时头车全部位于过渡段区域，60°风向角下由于气流角度和地形结构的影响，较大流速区域出现在过渡段之前，头车周围均处于低速区域，挡风墙背风侧低速区域增加；头车在0.72 s通过过渡段之后，速度分布逐渐趋于相对平稳，速度幅值减小，整体流速远小于列车在过渡段之前的流速，速度的不均匀程度有所降低，气流与头车的相互作用逐渐稳定下来。

2.3.2　压力分布

60°风向角下头车截面1和截面2周围压力随时间变化情况如图15所示。

从图15可以看出：0.57 s时头车周围流场存在较大的负压区域，仅在头车车窗顶部区域有小部分正压区域，在头车鼻尖位置迎风侧和背风侧的负压呈对称分布，但在头车中部区域可以明显看到高负压值区域主要集中在头车迎风侧以及车身顶部区域，头车两侧存在较大压差，显示气流与头车、路堑及挡风墙间强烈的压力交互；0.62 s时列车到达过渡段，低压区范围缩小且转移至路堑迎风测上部的斜面区域，头车鼻尖处的迎风侧以正压为主，背风侧以较小负压为主，头车中部两侧基本均为正压区域，在该时刻下两侧压差较小，压力分布的不均匀性有所缓解；0.67 s时头车全部位于过渡段区域，压力分布的变化进一步持续，压力系数的极值范围缩小，负压区域作用范围显著减少；头车在0.72 s通过过渡段之后，压力分布逐渐趋于相对平稳，头车鼻尖处迎风侧的负压区域相比0.67 s时有所增大，背风侧负压值较小，而头车中部区域压力幅值无明显变化，结合图14可知头车流场变化较大区域主要集中在0.57~0.62 s头车进入过渡段区间。

2.3.3　涡量分布

60°风向角下头车截面1和截面2周围涡量随时间变化情况如图16所示。

从图16可以看出：气流绕过挡风墙后在背风侧发生涡脱落，剪切层断裂，形成较小尺度的分离涡；0.57 s时在列车和挡风墙之间形成高能量大尺度涡旋结构，且头车中部（截面2）周围的涡旋能量要高于头车鼻尖附近（截面1），0.62 s时列车到达过渡段，高涡量区域向挡风墙背风侧靠近且逐渐下移；头车通过过渡段（时刻在0.67 s左右）过程中，头车周围的涡旋强度逐渐减弱，高强度涡旋结构逐渐远离车身表面，列车周围及挡风墙背风侧以低涡量为主；头车在0.72 s通过过渡段之后，涡量分布逐渐趋于相对平稳，高涡量区域的波动幅度减小。

3 结论

本文采用LES方法研究了大风区高速列车在0°，30°，60°和90°这4种不同风向角下驶过路堑挡风墙过渡段时周围流场结构及其空气动力和力矩的非定常特性，主要结论如下。

（1）简易列车模型的数值方法验证表明，本文侧向力系数与文献的相对误差为3.2%，列车表面压力分布与文献吻合较好，说明采用的LES方法计算分析侧风下高速列车气动性能问题是合理可行的。

（2）0°风向角下侧向力系数受路堑挡风墙过渡段影响较小，90°风向角下侧向力系数仅在列车经过过渡段期间会产生较大波动，30°和60°风向角下列车侧向力系数大幅波动出现在列车经过过渡段之前，30°风向角时侧向力系数出现1个大幅波动，60°风向角时出现3个大幅波动。0°和90°风向角下头车运行至过渡段周围的升力系数变化较小，60°风向角时升力系数变化较大，最有可能使列车发生倾覆或振荡。

（3）风向角从0°增大至60°时，侧向力系数C_s峰峰值、升力系数C_l峰峰值、倾覆力矩系数C_mx峰峰值分别增大了4.7倍、10倍、5.8倍，从60°至90°时，C_s峰峰值、C_l峰峰值、C_mx峰峰值的降幅分别为65%，75%，72%。风向角从0°增大至60°时，C_s平均值增大了3.7倍，C_mx平均值增大了4.7倍，而从60°至90°时，C_s平均值、C_mx平均值的降幅分别为74%，82%。总体来看，60°风向角下气动性能参数峰峰值及平均值远高于其他风向角。

（4）头车所受非定常气动性能参数的频率范围主要出现在0~20 Hz内，0°风向角下振幅峰值最小，频率范围也最小，主要峰值频率出现在0~3 Hz内；30°风向角下，振幅峰值逐渐增大，并且较大振幅对应的频率范围增加；60°风向角下气动性能参数的主要峰值频率范围最大，主要出现在0~5 Hz内；90°风向角下振幅峰值远低于60°风向角，频率范围大于0°风向角。研究结果为增强高速列车在大风环境中的运行安全提供参考。

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基金资助

甘肃省科技计划资助项目(24JRRA990)

高速磁浮运载技术全国重点实验室开放基金资助项目(SKLM-SFCF-2023-009)