高速铁路因其快速、安全和舒适等优点，在世界各国得到广泛发展。随着铁路网络的不断完善，越来越多的铁路线路修建在强风区域。高速列车在横风环境下运行时，空气动力学性能显著恶化，影响其运行安全性和平稳性[1-5]。高速列车交会是一种常见的运营场景。交会过程中两车之间空气被迅速挤压，列车表面受到的气动压力剧烈波动，对乘坐舒适性和列车运行安全产生一定的影响[6-8]。研究人员对高速列车交会过程中的气动压力波进行了广泛研究。MANCINI等[9]在意大利测试了2列Etr500高速列车以不同速度在明线交会时表面的气动压力变化，结果表明气动压力随着列车速度的增加而增大。HUANG等[10]采用数值分析方法研究了2列磁悬浮列车以430 km/h交会时气动效应，结果显示交会时气动压力峰值约为单列车行驶时的2倍。在横风环境下，迎风侧列车类似挡风墙的遮风效应，使得交会过程中作用在背风侧列车的横风荷载会先瞬间减载后快速加载，叠加交会时产生的瞬态气动压力波，导致背风侧列车所受气动荷载发生突变[11]。一些学者开始关注横风环境下高速列车交会过程中背风测列车气动性能的变化规律。LI等[12]设计了一套1∶45缩尺的移动列车风洞试验系统，研究了交会过程中背风侧列车的气动荷载变化规律，该系统列车模型最大运行速度可达10 m/s。HU等[13]研究了一套具有2条移动轨道的风洞试验装置，通过1∶20缩尺风洞试验研究了侧风作用下CRH3列车在桥上交会时的气动特性。结果显示背风侧列车的空气动力学系数的突变幅度随着偏航角的减小而增大。然而，这些试验研究中列车交会速度较低，存在一定的局限性。强风区域桥上设置风屏障能有效降低列车运行区域风速，改善列车运行环境，是保障高速列车运行安全的最有效措施之一[14-18]。然而，风屏障会干扰车桥系统流场，特别是其端部附近，由于受风屏障挡风效应影响的低速气流与经其端部分离加速形成的高速气流相互作用，导致这一区域风速变化大、流场结构紊乱。当高速列车在风屏障端部附近区域交会时，背风侧列车气动性能势必会进一步恶化，影响其安全平稳运行。然而，目前针对这一问题的关注相对不足。为研究横风环境下高速列车在桥梁风屏障端部附近交会时背风侧列车气动效应，本文采用数值模拟方法探讨不同交会起始位置对背风侧列车交会面气动压力和气动荷载系数的影响规律，并分析交会过程中背风侧列车流场特性。此外，对比研究了高速列车在无风屏障桥上以及桥梁风屏障端部附近交会时背风侧列车头车行车安全指标的变化规律。
1 数值模拟方法
1.1 几何模型
桥梁两侧高速列车均为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。列车模型头车、中间车和尾车的长度分别为25.25、25.00和25.25 m，宽和高分别为3.27 m和3.89 m。风屏障采用曲线式格栅型设计，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，如图1(b)所示。桥梁模型为典型流线型扁平箱梁，长、宽、高分别为420、19.60和2.92 m，系统几何模型具体尺寸见图1(c)。为避免桥梁端部效应对高速列车初始流场产生干扰，迎风侧列车和背风侧列车起始位置布置在距桥梁端面34.5 m处，2列列车头车鼻尖之间距离为200 m，以确保高速列车在交会前的流场能够稳定。在模型中，仅考虑列车和桥梁气动外形的影响，忽略轮对、转向架、受电弓、轨道和护栏等部件的影响。
为研究横风作用下高速列车在桥梁风屏障端部附近交会时，交会起始位置对背风侧列车气动效应的影响，本文选取5种交会工况进行分析，对应的交会起始位置示意图见图2。图中，L为CRH3型高速列车编组头车长度，工况1和工况2交会起始位置位于桥梁风屏障区域以内，与风屏障端部之间的距离分别为1.0L和0.5L；工况3交会起始位置位于桥梁风屏障端部；工况4和工况5交会起始位置位于桥梁风屏障区域以外，与风屏障端部之间的距离分别为0.5L和1.0L。在各工况下，背风侧列车的运行方向均为驶入桥梁风屏障区域，迎风侧列车与背风侧列车初始位置和交会时刻保持不变，通过调整桥梁风屏障区域的长度来控制交会起始位置。为对比分析，还考虑了高速列车在无风屏障桥上的交会情形，标定为工况0。交会过程中，横风风速固定为15 m/s，高速列车均以300 km/h的速度进行等速交会。
高速列车交会时，列车表面特别是交会面的气动压力波动最为剧烈。因此，在背风侧列车交会面设置如图3所示的4个测压点，以研究横风环境下高速列车桥上不同交会情形下背风侧列车交会面气动压力的演变规律。
1.2 计算域和边界条件
高速列车交会时，相对速度达500～700 km/h，此时列车周围气流的马赫数大于0.3，需要考虑空气的压缩性。本文采用滑移网格技术模拟高速列车在桥梁风屏障端部附近交会的过程，流体计算域示意图见图4。整个计算域分为1个静止区域和2个移动区域。静止区域为半圆柱形，直径为280 m，纵向尺寸为520 m。2个移动区域为包含高速列车的细长体域，尺寸完全一致，长900 m、宽5.15 m、高5 m。桥梁距地面25 m，两端端面与静止区域两侧壁面距离均为50 m。
静止区域中圆弧面ABFCDE定义为压力远场，通过设置马赫数以及X、Y和Z方向的分量来控制来流速度和角度；两端半圆面AED和面BFC设定为压力出口。底面ABCD和桥梁表面均定义为无滑移壁面。2个移动区域的端面GHIJ面、KLMN面、OPQR面和STUV面均定义为压力出口，高速列车表面定义为无滑移壁面。除此以外，静止区域和移动区域接触面均定义为交界面，以实现不同流体域间的信息交互。
1.3 计算网格和数值方法
图5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划分为粗糙区、加密区和精加密区，其中，粗糙区和加密区在ANSYS ICEM中使用六面体结构网格进行划分。精加密区和移动区域中包含桥梁、曲线式风屏障和高速列车，具有复杂的曲面结构，在FLUENT MESHING中采用适应性更好的Poly-Hexcore体网格进行划分。高速列车表面网格尺寸范围约为20～35 mm，曲线式风屏障和桥梁表面网格最大尺寸分别为20 mm和150 mm。为更好地捕捉模型附近的流场信息变化，在曲线式风屏障、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。
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)湍流模型的改进的延迟分离涡模拟(IDDES)方法开展仿真研究，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[19]。数值仿真采用瞬态计算，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6所示为横风作用下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：
式中：
2 数值模拟验证
2.1 网格无关性验证
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7(a)所示，对应的计算域总体网格数量分别为3 240万个、4 130万个和5 300万个，相关信息见表1。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15 m/s横风作用下，高速列车以300 km/h速度在无风屏障桥上交会的过程。3种网格方案计算的背风侧列车头车侧向力系数对比情况如图7(b)所示。由图可知，采用粗糙网格与另外2种网格模型的计算结果相距较远，而采用中等网格和精细网格的计算结果接近。因此，为了兼顾计算精度和效率，本文选取中等网格模型进行后续数值计算。
网格 方案 | 总体网格数量/万 | 列车面网格尺寸/mm | 移动区域最大 网格尺寸/mm | 网格增长因子 |
|---|---|---|---|---|
| 粗糙 | 3 240 | 50～70 | 200 | 1.25 |
| 中等 | 4 130 | 20～35 | 100 | 1.10 |
| 精细 | 5 300 | 10～20 | 50 | 1.10 |
2.2 数值模型验证
熊小慧等[20]通过现场实车测试，对高速列车等速交会的气动压力波的变化情况进行了研究。为了验证本文数值仿真计算的高速列车交会时气动压力结果的准确性，建立了高速列车交会的气动模型，并模拟了无横风环境下高速列车以200 km/h的速度等速交会的过程，计算域示意图如图8(a)所示。图8(b)所示为列车头车和中间车交会面测压点示意图，其中，A列车的测点编号为2～7，B列车对应的测点编号为10～15。图8(c)所示为对向高速列车头车通过时，A列车交会面中间位置测点5的气动压力数值模拟与现场实测结果对比。分析图8(c)可知，数值计算与现场实测得到的测点5处气动压力变化规律基本一致，现场实测的气动压力波幅值为640 Pa，数值模拟结果为673 Pa，两者相差5.16%。图8(d)为B列车交会面测压点处现场实测和数值模拟的气动压力幅值结果对比，由图可知，测点12处误差达7.06%，这可能是由于测点12靠近车顶，受到了车顶处分离的气流影响。除此之外，其他测点处的结果对比误差均在5%以内，表明本文建立的高速列车交会数值模型计算得出的气动压力结果是准确的。
3 结果与讨论
3.1 交会起始位置对背风侧列车交会面气动压力的影响
图9所示为不同交会工况下背风侧列车交会面测点气动压力的变化情况。由图9可知，迎风侧列车头车鼻尖和尾车鼻尖通过背风侧列车时，各测压点处气动压力均先后出现了“正-负”脉冲压力波(头波)和“负-正”脉冲压力波(尾波)。对比不同测点处气动压力变化规律可知，测点1和测点2处气动压力波头波受交会起始位置影响最为显著，特别是测点1。相比无风屏障的桥上交会情形(工况0)，高速列车在风屏障端部交会时，不同工况下测点1处头波负波幅值均明显增大，增幅范围约为14.46%～20.85%。此外，由于横风在桥梁风屏障端部分离加速，经加速的气流与迎风侧列车耦合作用，导致交会过程中背风侧列车受到瞬态压力波大幅增强。工况3、工况4和工况5测点1处头波正波幅值显著增大，导致头波全波幅值也相应增大。工况4即交会起始位置位于桥梁风屏障外距其端部0.5L时，风屏障端部效应最为明显，测点1处头波正波和全波幅值分别增大22.75%和18.31%。相反地，工况1和工况2对应的交会起始位置位于风屏障区域内，受风屏障的抑制作用，头波正波幅值变为负，全波幅值显著降低。
当迎风侧列车头车通过测点2时，风屏障端部效应减弱，与无风屏障桥上交会相比，在桥梁风屏障端部交会的各工况头波幅值有所增加，但增幅不明显。而迎风侧列车车头通过测点3和测点4时，此时距风屏障端部较远，风屏障端部效应几乎消失，这也是测点3和测点4处气动压力几乎不受交会起始位置影响的原因。此外，由于交会过程中各测点处尾波产生时背风侧列车已处于桥梁风屏障区域内，受风屏障挡风效应的影响，不同工况下各测点尾波全波幅值均显著小于头波。
3.2 交会起始位置对背风侧列车气动荷载系数的影响
图10所示为高速列车桥上交会的2个阶段示意图。交会的第1阶段，即迎风侧列车头车鼻尖通过背风侧列车的过程，对应时间段为1.20～1.65 s；交会的第2阶段，即迎风侧列车尾车鼻尖通过背风侧列车的过程，对应时间段为1.65～2.11 s。
图11所示为风屏障端部附近不同交会工况下背风侧列车气动荷载系数的变化情况。由图11(a)可知，交会过程中背风侧列车头车气动荷载系数受交会起始位置的影响显著。与无风屏障的桥上交会情形相比，在交会的第1阶段，工况1和工况2下背风侧列车头车驶入桥梁风屏障区域后，受风屏障挡风作用的影响，侧向力和倾覆力矩系数迅速减小，随后在风屏障区域内与迎风侧列车交会时波动也相对较小；而升力系数则略微上升，随后小幅振荡，并在交会后快速下降，下降速率高于其他工况。在工况3、工况4和工况5下，背风侧列车头车在交会过程中受风屏障端部分离加速的高速气流与迎风侧列车瞬态列车风的耦合作用，气动荷载系数峰值均有所增大，且工况4增幅最为明显。
由图11(b)和图11(c)可知，交会过程中背风侧列车中间车和尾车的气动荷载系数受交会起始位置的影响较小，除中间车升力系数外，不同工况下中间车和尾车气动荷载系数变化几乎一致。在交会的第2阶段，与无风屏障桥上交会情形相比，不同交会工况的背风侧列车均处于桥梁风屏障区域内，受风屏障遮蔽效应影响，各车厢气动荷载系数波动幅度较小。交会结束后背风侧列车已完全驶入桥梁风屏障区域，各车厢气动荷载系数稳定后均明显降低。
表2列出了高速列车在无风屏障桥上和桥梁风屏障端部附近不同交会工况下背风侧列车头车气动荷载系数峰值及幅值。由表2可知，背风侧列车在桥梁风屏障端部附近与迎风侧列车交会时，交会起始位置对头车气动荷载系数峰值和幅值有显著影响。与桥上无风屏障的交会情形相比，当高速列车交会起始位置在桥梁风屏障端部及以外区域时，背风侧列车头车气动荷载系数峰值和幅值显著增大，且工况4增幅最为明显，侧向力系数、升力系数和倾覆力矩系数的峰值分别增大13.08%、11.39%和9.76%，相应的幅值则分别增大16.16%、13.31%和25.12%。这说明，横风作用下背风侧列车驶入桥梁风屏障区域，在桥梁风屏障以外的端部区域与迎风侧列车发生交会时，气动性能会显著恶化。当交会起始位置位于桥梁风屏障区域以外距其端部0.5L处，背风侧列车头车气动荷载系数峰值和幅值均大于其他工况，其头车气动性能最差，需要引起重点关注。
工 况 | 侧向力系数 | 升力系数 | 倾覆力矩系数 | |||
|---|---|---|---|---|---|---|
| 峰值 | 幅值 | 峰值 | 幅值 | 峰值 | 幅值 | |
| 0 | 0.139 9 | 0.165 8 | 0.039 5 | 0.063 1 | 0.020 5 | 0.020 7 |
| 1 | 0.114 8 | 0.150 6 | 0.036 1 | 0.063 1 | 0.018 3 | 0.022 6 |
| 2 | 0.114 7 | 0.152 1 | 0.038 0 | 0.065 2 | 0.018 4 | 0.022 7 |
| 3 | 0.145 9 | 0.173 5 | 0.041 8 | 0.069 4 | 0.020 7 | 0.024 4 |
| 4 | 0.158 2 | 0.192 6 | 0.044 0 | 0.071 5 | 0.022 5 | 0.025 9 |
| 5 | 0.151 6 | 0.185 5 | 0.040 9 | 0.068 1 | 0.021 3 | 0.024 7 |
3.3 风屏障端部附近交会时背风侧列车流场特性
为研究风屏障端部交会时背风侧列车流场特性，以工况4为例，图12所示为交会时不同时刻背风侧列车横向切面的速度流线图。图中平面1、平面2和平面3分别为背风侧列车头车、中间车和尾车中间位置的横向切面。图中流线以无量纲速度
当列车继续运行至t=1.4 s时刻，如图12(b)所示，迎风侧列车对横风遮挡效应导致背风侧列车头车车顶处风速减小。观察平面1可知，风屏障端部附近的紊乱气流叠加交会时产生的瞬态列车风使得2车头车之间形成了若干小型涡旋。此时，由于迎风侧列车车头压缩了平面2附近的气流，导致平面2中背风侧列车车顶处气流速度显著增大。当高速列车行进至t=1.8 s时刻，如图12(c)所示，此时背风侧列车头车已经完全通过了迎风侧列车驶入桥梁风屏障区域，平面1中头车车顶处风速显著降低，已小于横风风速。受迎风侧列车挡风效应的影响，中间车和尾车车顶处风速大幅下降，由超过2倍的来流速度降至与之相当。此外，背风侧列车3个横向切面气流均变得紊乱，迎风面和背风面涡旋数量和尺寸显著增大。当2列列车交会完成时，如图12(d)所示，背风侧列车3个横向切面均处于桥梁风屏障区域内，受风屏障遮风效应的影响，气流速度进一步降低。风屏障对流场的干扰导致背风侧列车两侧形成了多个较大尺寸的涡旋。平面3位于风屏障端部附近，同时还受到迎风侧列车尾流的影响，与平面1和平面2相比，涡旋尺寸更大且中心气流速度更高。高速列车在桥梁风屏障端部附近交会时，受迎风侧列车的挡风作用和风屏障端部效应的影响，使得背风侧列车周围气流速度和流场结构发生显著变化，导致车身所受气动压力剧烈波动，这也是图11中背风侧列车气动荷载系数大幅振荡的根本原因。
3.4 风屏障端部交会时背风侧列车行车安全性分析
3.4.1 多体系统动力学模型
本节将同样选取工况4的交会情形，研究风屏障端部交会对背风侧列车行车安全性的影响。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。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13所示。轨道不平顺谱采用中国高速铁路无砟轨道谱。背风侧列车各车厢所受的气动荷载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14所示为高速列车在无风屏障桥上(工况0)以及桥梁风屏障端部附近(工况4)交会时背风侧列车头车行车安全指标变化规律。由图14可知，当高速列车在无风屏障桥上交会时，背风侧列车头车的轮重减载率和脱轨系数最大值分别为0.391 7和0.354 7，而当高速列车在风屏障端部附近交会时，头车的轮重减载率和脱轨系数最大值增至0.416 5和0.369 4，增幅分别为6.33%和4.14%。表明，高速列车在桥梁风屏障端部附近交会时，会导致背风侧列车的行车安全性降低。
4 结论
1) 交会起始位置对背风侧列车交会面测点1气动压力和头车气动荷载系数影响最为显著。与无风屏障桥上交会情形相比，在工况4下，即交会起始位置位于风屏障区域以外距其端部0.5L(L为列车头车长度)处时，测点1头波正波和全波幅值分别增大22.75%和18.31%，而头车侧向力、升力和倾覆力矩系数峰值分别增加13.08%、11.39%和9.76%，相应的幅值分别增加16.16%、13.31%和25.12%。
2) 高速列车在桥梁风屏障端部附近交会时，受迎风侧列车的挡风作用和风屏障端部效应的影响，使得背风侧列车周围气流速度和流场结构发生显著变化，导致车身所受气动压力剧烈波动，从而使其气动荷载系数大幅振荡。
3) 相较于无风屏障桥上交会情形，工况4下交会过程中背风侧列车头车轮重减载率和脱轨系数最大值分别增加6.33%和4.14%，导致其行车安全性降低。
Full scale measurements on high speed train Etr 500 passing in open air and in tunnels of Italian high speed line
[M]// TRANSAERO— A European Initiative on Transient Aerodynamics for Railway System Optimisation.陶玮,娄平,孙震.风屏障端部附近交会的背风侧列车气动效应[J].铁道科学与工程学报,2025,22(03):954-966.
TAO Wei,LOU Ping,SUN Zhen.Aerodynamic effects of leeward side train meeting near end of wind barrier[J].Journal of Railway Science and Engineering,2025,22(03):954-966.