随着高速铁路技术的不断进步，列车运行速度越来越快，车体质量越来越轻，运行效率提升的同时也导致了列车空气动力学性能的恶化[1-3]。中国高速铁路建设多采用“以桥代路”方案，既可确保线路的平顺性，还可以节约土地资源[4]。列车在桥上运行时，受横风影响加剧，发生倾覆和脱轨等事故的概率增加，其横风稳定性已成为人们关注的焦点问题之一[5-7]。风屏障因其相对较低的建设成本和良好的防护效果，被广泛应用于铁路桥梁防风。桥上设置风屏障能降低列车运行区域风速，是确保横风环境下高速列车行车安全最有效的措施之一[8-12]。然而，出于施工复杂性和经济因素的考虑，风屏障难以实现全桥覆盖，通常只在桥梁特定区段设置。横风作用下高速列车驶入(或驶离)桥梁风屏障区域的瞬间，运行环境发生急剧变化，导致车体所受气动荷载会出现突然减载(或加载)，这种气动荷载突变效应会对列车的安全稳定运行产生不利影响。ZHANG等[13]通过推导公式计算列车通过风屏障区域时气动荷载变化规律，并建立了风-车-桥系统动力学模型，讨论风屏障引发的气动荷载突变对列车运行安全的影响。LIU等[14]指出横风作用下，高速列车通过路堑至路堤之间的挡风墙过渡区域时，压力、力和力矩系数突然增加。HAN等[15]通过风洞试验和数值模拟，研究高速列车通过风屏障断裂区域时列车的运行安全性，结果表明列车穿过风屏障受损区域时气动荷载会发生突变，导致其横向加速度和位移增大，增幅与破损区域长度有关。上述研究分析了风屏障引发的列车气动荷载突变对行车安全的影响，但针对高速列车进出桥梁风屏障区域时气动荷载突变效应的缓冲措施研究相对有限。为应对高速列车在横风环境中通过桥梁风屏障区域时空气动力学性能恶化的挑战，提出对称设置在桥梁风屏障端部的2种缓冲结构。采用数值模拟方法研究了通过设置2种缓冲结构的桥梁风屏障区域时高速列车气动荷载系数、迎风面压力分布和流场结构的变化规律。比较2种缓冲结构对桥梁风屏障引发的气动荷载突变效应的减缓效果，并从行车安全性和稳定性的角度对2种缓冲结构的有效性进行分析。
1 数值模拟方法
1.1 几何模型
高速列车模型为CRH3型列车，采用头车、中间车和尾车3节车厢编组，如图1(a)所示。列车模型的长、宽和高分别为75.5、3.27和3.89 m。头车、中间车和尾车的长度分别为25.25、25.00和25.25 m。风屏障模型为工程中应用较为广泛的曲线式格栅型风屏障，如图1(b)所示，为1/4椭圆形结构，透风率为30%，水平和垂直方向尺寸分别为0.9 m和3.0 m，长度为120 m，设置在桥梁中间位置。桥梁模型为典型流线型扁平箱梁，长、宽、高分别为600、19.60和2.92 m，系统模型具体尺寸见图1(c)。仅考虑高速列车和桥梁的气动外形，忽略列车轮对、转向架和受电弓，桥面上轨道和栏杆等细部结构的影响。
2种缓冲结构均由3段长度为30 m的渐变式风屏障组成，弯曲程度与桥梁曲线式风屏障一致。透风率渐变式缓冲结构由3段透风率分别为40%，50%和60%的曲线式风屏障组成，每段缓冲结构高度均为3 m，如图2(a)所示。高度渐变式缓冲结构由3段高度分别为2.5、2.0和1.5 m的曲线式风屏障组成，每段缓冲结构的透风率均为30%，如图2(b)所示。在桥梁风屏障两端分别对称设置透风率渐变式和高度渐变式2种缓冲结构，以对比研究它们对风屏障引发的列车气动荷载突变的减缓效果。
1.2 计算域和边界条件
采用滑移网格技术模拟高速列车通过桥梁风屏障区域的过程，整个计算域分为移动区域和静止区域。以桥梁风屏障两端设置透风率渐变式缓冲结构为例，对应的流体计算域示意图如图3所示。静止区域长740 m，宽320 m，高110 m，包含桥梁、曲线式风屏障和缓冲结构。桥梁两端与静止域前、后壁面的距离均为70 m。曲线式风屏障位于桥梁中间位置，缓冲结构对称设置在风屏障两端。移动区域为包含高速列车细长体计算域，移动区域应足够长，以确保在移动过程中，两端端面不会进入静止区域。初始位置时，高速列车头车鼻尖距缓冲结构70 m，列车尾车鼻尖距离桥梁端部30 m，以避免桥梁端部效应对列车流场产生干扰。
将静止区域面ABCD设为速度入口，面ADHE，BCGF和EFGH均设为压力出口，CGHD设为对称面，底面ABFE、桥梁、曲线式风屏障和缓冲结构均设为无滑移壁面。移动区域两端面IJKL和面MNOP为压力出口，高速列车表面为无滑移壁面。此外，静止区域和移动区域的接触面均定义为交界面，以实现2个区域之间流场信息的交互。
1.3 计算网格和数值方法
网格生成借助商业软件ANSYS ICEM和FLUENT MESHING完成。图4所示为网格模型示意图，整体网格分为静止网格和移动网格。静止区域采用混合网格策略将划分为粗糙区、加密区和精加密区。粗糙区和加密区在ICEM软件中使用六面体结构网格进行划分。精加密区域和移动区域中包含桥梁、曲线式风屏障、缓冲结构和高速列车，具有复杂的曲面和细节结构，在FLUENT MESHING软件中采用适应性更好的多面体网格进行划分。高速列车、曲线式风屏障和桥梁模型表面主要由规则的多边形网格组成，其中，高速列车表面网格尺寸范围约为20～35 mm，曲线式风屏障(含缓冲结构)和桥梁表面网格最大尺寸分别为20 mm和150 mm。为更好地获取系统模型附近的流场信息变化，在曲线式风屏障、缓冲结构、桥梁和高速列车壁面设置15层边界层网格，其中列车第1层网格高度为2 mm，曲线式风屏障和缓冲结构第1层边界层网格为3 mm，桥梁第1层边界层网格高度为6 mm，对应的壁面y+<10[16-17]。
改进的延迟分离涡模拟(Improved Delayed Detached Eddy Simulation, IDDES)方法是将雷诺平均模拟(RANS)模型用于低湍流强度区域，而在高湍流强度和准直耗散区域使用大涡模拟(LES)模型，可以更加准确地模拟湍流流动的特性，并且在计算资源方面要求更低。SST k-ω湍流模型是工程上运用最广泛的湍流模型之一，它能够准确模拟复杂的分离流动[18]。本文采用CFD商业软件ANSYS FLUENT 2020R2，使用基于剪切应力运输k-ω(SST k-ω)湍流模型的IDDES方法开展仿真研究。数值仿真过程中，先进行稳态计算直至流场稳定后，再在稳态计算基础上进行瞬态计算。瞬态计算模型的时间步长设为0.001 s，每个时间步进行30次迭代计算，所有物理量的残差设为10-5。
1.4 参数定义
图5所示为横风环境中运行的高速列车所受气动荷载的示意图。列车气动荷载包括沿坐标轴方向的3个气动力，即侧向力、升力和阻力，以及绕坐标轴的3个气动力矩，即俯仰力矩、偏航力矩和倾覆力矩。为便于对列车空气动力学性能进行分析，一般采用无量纲的气动荷载系数进行表述。本文重点关注横风作用下列车侧向力系数、升力系数和倾覆力矩系数，其表达式如下：
列车表面气动压力也进行了无量纲化处理，即：
式中：
高速列车驶入或驶出桥梁风屏障区域时，气动荷载系数会产生剧烈波动。引入气动荷载系数幅值
式中：
为研究缓冲结构对高速列车气动荷载系数的影响规律，引入评估指标
式中：s取值为1和2，分别代表桥梁风屏障端部设置了透风率渐变式缓冲结构和高度渐变式缓冲结构。
2 数值模拟验证
2.1 网格无关性
通过调整列车表面和移动区域的网格尺寸，建立了粗糙、中等和精细3种网格模型，如图6(a)所示。对应的计算域总体网格数量分别为2 670万、3 550万和4 600万。3种网格模型中，边界层数量和第1层边界层高度保持不变。分别采用3种网格模型，模拟了在15 m/s横风作用下，高速列车以300 km/h的速度通过桥梁曲线式风屏障区域的过程。3种网格方案计算的头车侧向力系数对比情况如图6(b)所示。由图可知，采用粗糙网格模拟计算时存在较大误差，而中等网格计算的结果和精细网格差距较小。因此，为同时保证计算精度和效率，选取中等网格进行后续数值计算。
2.2 数值模型验证
DORIGATTI等[21]通过研究指出，就列车气动荷载系数而言，静态模型与移动模型试验结果基本一致。SCHOBER等[22]通过静态模型风洞试验，测量不同条件下ICE3列车气动荷载系数。考虑到CRH3型高速列车与ICE3列车外形相似，通过将数值仿真结果与文献[22]的风洞试验结果进行对比，验证本文仿真计算获得的列车气动荷载系数的准确性。建立与该试验一致的1∶15缩尺比的CRH3列车-地面模型，如图7所示。数值模拟计算域尺寸为8 m×5 m×15 m，列车模型位于计算域正中心。气流速度为78 m/s，模拟计算不同风偏角β(10°、20°、30°、40°、50°和60°)的气流作用下尾车气动荷载系数。图8所示为数值模拟结果与风洞试验结果的对比，从图中可以看出，2种结果变化趋势基本一致，最大误差不超过6.5%。
DU等[23]在中南大学轨道安全重点实验室通过1∶20缩尺移动模型试验，测试了高速列车通过声屏障时瞬态压力的变化情况，试验模型如图9(a)所示。建立与文献[23]相同的缩尺气动模型，流体计算域尺寸为12 m×5 m×75 m，高速列车和声屏障模型布置在计算域中间位置。通过数值仿真得出高速列车以350 km/h的速度通过声屏障的过程中监测点气动压力的时程曲线，并与该文献中T2测点试验结果进行了对比，结果如图9(b)所示。由图可知，与移动模型试验相比，数值模拟获取的T2测点压力曲线波动较小。除此之外，二者结果基本一致，证明了本文采取的数值仿真方法获得的高速列车运行时车身压力结果的准确性。综上，通过将数值仿真得到的列车气动荷载系数和测点处气动压力变化情况与已有文献的结果进行对比，验证了本文所建立的CFD模型及采用的数值方法是准确可靠的。
3 结果与讨论
3.1 2种缓冲结构对高速列车气动力系数的影响
图10所示为风屏障端部无缓冲结构和设置2种缓冲结构后高速列车通过风屏障区域时气动荷载系数的变化情况。图中“进”表示头车鼻尖进入缓冲结构直至尾车鼻尖驶入桥梁风屏障区域，对应时间段为1.008～3.394 s；而“出”表示头车鼻尖驶出风屏障直至尾车鼻尖完全驶出缓冲结构，对应时间段为4.032～6.418 s。由图10可知，高速列车通过无缓冲结构的桥梁风屏障区域时，气动荷载系数在极短时间内发生剧烈变化，这会降低其运行安全性和平稳性。对比3节车厢的气动荷载系数可知，头车的气动荷载系数幅值始终最大，尤其是侧向力系数，其幅值约为中间车和尾车的2.6倍和3.4倍。当桥梁风屏障端部设置缓冲结构时，高速列车通过时气动荷载系数时程曲线上升和下降速率显著降低，且设置透风率渐变式缓冲结构时列车气动荷载系数时程曲线变化趋势更为平缓。
以列车“进”为例，表1进一步给出了无缓冲结构和设置2种缓冲结构时，列车“进”时各车厢气动荷载系数幅值降低率和变化速率最大值降低率。分析表1可知，桥梁风屏障端部设置透风率渐变式缓冲结构能有效降低列车气动荷载系数幅值和变化速率最大值。例如，头车、中间车和尾车侧向力系数幅值分别降低了10.78%、7.71%和21.15%。与之相比，高度渐变式缓冲结构的减缓效果有限，甚至会导致列车头车、中间车和尾车的升力系数幅值分别增大16.03%、17.54%和22.18%。这说明，桥梁风屏障端部设置高度渐变式缓冲结构可能会加剧高速列车气动荷载突变效应。
气动荷 载系数 | 车厢 | 无缓冲 | 透风率渐变式 | 高度渐变式 | ||
|---|---|---|---|---|---|---|
 |  | D1/% |  | D2/% | ||
 | 头车 | 0.094 6 | 0.084 4 | 10.78 | 0.091 3 | 3.49 |
| 中间车 | 0.036 3 | 0.033 5 | 7.71 | 0.034 7 | 4.41 | |
| 尾车 | 0.027 9 | 0.022 0 | 21.15 | 0.024 3 | 12.90 | |
 | 头车 | 0.075 5 | 0.068 9 | 8.74 | 0.087 6 | -16.03 |
| 中间车 | 0.055 3 | 0.052 5 | 5.06 | 0.065 0 | -17.54 | |
| 尾车 | 0.026 6 | 0.023 9 | 10.15 | 0.032 5 | -22.18 | |
 | 头车 | 0.013 0 | 0.011 3 | 13.08 | 0.013 4 | -3.08 |
| 中间车 | 0.003 9 | 0.003 7 | 5.13 | 0.003 8 | 2.56 | |
| 尾车 | 0.008 8 | 0.008 6 | 2.27 | 0.009 1 | -3.41 | |
3.2 2种缓冲结构对高速列车迎风面压力分布的影响
为研究列车通过2种缓冲结构驶入风屏障区域时迎风面压力的演变规律，选取如图11(a)所示的4个典型时刻，对应高速列车在桥上具体位置。时刻(1)：列车头车驶入缓冲结构I段；时刻(2)：头车驶入缓冲结构II段，中间车驶入缓冲结构I段；时刻(3)：头车、中间车和尾车分别处于缓冲结构III段、II段和I段；时刻(4)：头车由缓冲结构III段驶入风屏障区域，中间车和尾车分别处于缓冲结构III段、II段。气动压力数据在高速列车迎风面中轴线上等间距提取，风压数据提取线见图11(b)。
图12所示为高速列车通过2种缓冲结构进入桥梁风屏障区域时，不同时刻车身迎风面压力分布云图以及迎风面中轴线压力系数的对比情况。对比图12时刻(1)和时刻(2)的迎风面压力分布云图可知，高速列车通过高度渐变式缓冲结构时，迎风面压力显著下降，而通过透风率渐变式缓冲结构时，迎风面压力下降则较为平缓。由列车迎风面中轴线压力系数曲线可知，列车通过高度渐变式缓冲结构时压力系数的降幅显著大于透风率渐变式缓冲结构。具体而言，当高速列车的头车进入透风率渐变式缓冲结构I段时，头车迎风面压力系数约从0.068降至0.041，靠近车头的监测线端点处压力系数约从0.045降至0.01；而当高速列车头车进入高度渐变式缓冲结构I段时，头车车身迎风面压力系数则约从0.069降至-0.004，监测线端点处压力系数约从0.045降至-0.057。说明相较于透风率渐变式缓冲结构，列车通过高度渐变式缓冲结构I和II段会导致迎风面压力急剧下降，不利于列车安全平稳运行。当高速列车运行至时刻(3)和(4)时，由压力云图和压力系数曲线可知，通过2种缓冲结构的列车迎风面压力分布差异较小，设置透风率渐变式缓冲结构使得高速列车迎风面的压力波动更小。
3.3 2种缓冲结构对高速列车流场结构的影响
图13为高速列车通过2种缓冲结构不同时刻流场结构的变化。图中流线以无量纲速度
此外，驶入高度渐变式缓冲结构时，列车周围流场结构也发生显著变化，平面1中可以观察到头车2侧形成了多个明显涡旋，这些尺寸较大的涡旋结构会导致列车振荡和晃动，对其安全平稳运行会产生不利影响。由图13(a2～a4)以及图13(b2～b4)可知，列车通过高度渐变式缓冲结构时3节车厢横向切面中涡旋结构尺寸均显著大于透风率渐变式缓冲结构设置时，表明风屏障端部设置高度渐变式缓冲结构对列车周围流场结构产生更大的扰动，这也是图10中高速列车通过高度渐变式缓冲结构时气动荷载系数波动较为剧烈的根本原因。
3.4 缓冲结构有效性分析
3.4.1 多体系统动力学模型
基于车-轨-桥耦合动力学理论，在多体动力学软件UNIVERSAL MECHANISM(UM)中建立CRH3型高速列车3车编组动力学模型。不考虑车辆部件的变形，车体、构架、轴箱以及轮对均考虑为刚体。车体、转向架和轮对均考虑6个自由度，轴箱只考虑点头自由度，共计50个自由度。此外，以CRTSII型板式无砟轨道与扁平箱梁为研究对象，在有限元软件ABAQUS建立三维轨道-桥梁的几何模型，并进行模态分析与质量结构分析，生成UM软件可用的柔性文件。将车辆多体动力学模型、柔性轨道和桥梁模型导入UM中，建立的车-轨-桥耦合系统动力学模型如图14所示。轨道不平顺谱采用中国高速铁路无砟轨道谱。高速列车各车厢所受的气动荷载的时程变化按固定格式写成.txt文件，将文件导入UM并通过T-force力元施加在每节车厢的中心位置处。
3.4.2 行车安全性分析
图15所示为在15 m/s的横风作用下，高速列车以250 km/h的速度驶入无缓冲结构和设置2种缓冲结构的桥梁风屏障区域时头车轮重减载率和脱轨系数的变化情况。由图15可知，当列车在没有缓冲结构时驶入风屏障区域的瞬间，头车的轮重减载率和脱轨系数显著增加，最大值分别为0.448 4和0.364 3。当风屏障端部设置了高度渐变式缓冲结构时，头车的轮重减载率和脱轨系数最大值为0.428 5和0.358 5，分别降低了4.44%和1.59%，降幅有限。然而，当风屏障端部设置了透风率渐变式缓冲结构后，头车相应指标降至0.384 3和0.345 7，分别降低了14.30%和5.11%。这说明，在提升高速列车横风环境中运行安全性的方面，透风率渐变式缓冲结构效果更好。
4 结论
1) 桥梁风屏障端部设置透风率渐变式缓冲结构能有效降低列车气动荷载系数幅值，最大降幅达21.15%；相比之下，设置高度渐变式缓冲结构的降低效果有限，甚至会导致部分气动荷载系数幅值增大。
2) 设置透风率渐变式缓冲结构能使列车车身压力平缓下降，同时对列车周围流场干扰较小，有效实现了列车在桥梁风屏障内、外部区域的平稳过渡，对风屏障引发的列车气动荷载突变的减缓效果明显优于高度渐变式缓冲结构。
3) 透风率渐变式缓冲结构使高速列车进入桥梁风屏障区域时头车的轮重减载率和脱轨系数最大值分别降低14.30%和5.11%，显著提升了高速列车的运行安全性。
陶玮,娄平,孙震.风屏障端部缓冲结构对列车动力性能的影响[J].铁道科学与工程学报,2025,22(02):509-522.
TAO Wei,LOU Ping,SUN Zhen.Effects of buffer structures at ends of the wind barrier on dynamic performance of a train[J].Journal of Railway Science and Engineering,2025,22(02):509-522.