曾廣志，李志偉，黃莎，嚴冠章

（五邑大學 軌道交通學院，廣東 江門 529020）

由于我國的城際鐵路多以復線的形式建成，在兩車交會時，列車交會一側(cè)表面的空氣壓力會發(fā)生劇烈變化而形成交會壓力波，并對列車車體橫向穩(wěn)定性、站立乘客的安全性與舒適性產(chǎn)生巨大影響，嚴重時更將危及行車安全.影響列車交會壓力波的因素較多，如鐵路線路的線間距、車體寬度及橫斷面?zhèn)缺谛螤睢㈩^部外形等.對于已建線路而言，設計、研究不同頭部外形對明線交會氣動性能的影響規(guī)律具有重要的應用價值[1-2].

理論分析、數(shù)值仿真和試驗研究是研究列車空氣動力學的3種主要方法，其中數(shù)值仿真方法是數(shù)值計算求解描述流場流動方程組以獲得流場有關信息的方法，具有速度快、成本低、能夠直觀地對全局和細節(jié)進行分析等特點.國內(nèi)外學者對列車的明線交會進行了大量的研究[3-8]，但其研究對象是高速列車，對于我國現(xiàn)階段大力發(fā)展的城際動車組列車頭部氣動外形的優(yōu)化設計及交會氣動性能的研究相對較少.基于此，本文設計建立了城際列車4種不同頭部外形方案，通過求解三維、粘性、不可壓的N-S方程，采用工程應用最廣泛的k-ε標準雙方程湍流模型，應用滑移網(wǎng)格技術，對4種不同頭部外形方案的城際列車兩車交會時的氣動效應進行數(shù)值仿真.

1 城際列車頭部外形的三維建模

列車流線型頭部實際的生產(chǎn)方法是先將平面曲梁焊接成網(wǎng)狀的鋁合金骨架，再將蒙皮鋼板焊接到網(wǎng)狀的橫梁結(jié)構上完成整個列車頭部的制造.這種工業(yè)上的制造方法也可以應用到列車頭部的三維曲面建模中.首先通過關鍵點建立列車頭部外形的主型線（縱向?qū)ΨQ面最大控制型線、橫向剖面最大控制型線、俯視最大控制型線、列車底部控制型線）[9]，其次通過平移三個視圖方向的基礎平面建立列車頭部外形的輔助控制型線，曲面過渡復雜的位置應該加密輔助控制型線的曲線間隔，保證過渡曲面的光順性.這些平面中所建立輔助控制型線間相交的位置都應該相互交織，最終建立出列車頭部外型的空間網(wǎng)狀線框模型.完成整個列車頭部的線框建模后，運用CATIA線框與曲面設計模塊下的填充曲面功能，對線框模型中的曲面輪廓線進行曲面填充生成空間曲面，曲面間應以相切的方式加以約束，最后完成所有曲面的接合.由于城際列車的流線型頭部是一個對稱結(jié)構，因此建立列車頭部外形縱向方向一半曲面后對其進行縱向鏡像，即可完成列車頭部外形曲面的整體建模，如圖1所示.

圖1 列車頭部外形的建立

基于上述方法，建立了4種不同的列車頭部方案.方案1為原型車，其流線型長度為5 m；方案2則將原型車的流線型長度增加至6.5 m；方案3為與原型車頭部流線型長度相同，縱向最大控制型線內(nèi)凹的車型；方案4為將方案3的流線型長度增加至6.5 m的車型.4種列車頭部的幾何外形如圖2和圖3所示.

圖2 縱向?qū)ΨQ面下4種不同列車的頭部方案

圖3 4種不同列車頭部方案的三維視圖

2 數(shù)值計算模型及其處理

基于三維、瞬態(tài)、不可壓的N-S方程和k-ε湍流模型，利用滑移網(wǎng)格技術，對4種頭部外形列車在250 km/h的明線交會氣動性能進行數(shù)值模擬.本次計算在天河二號超級計算機系統(tǒng)上完成，該系統(tǒng)提供了高性能計算的軟硬件條件，包括大型流體計算商業(yè)軟件ANSYS Fluent.

2.1 計算模型

本文主要研究不同頭部流線型外形情況下的列車明線交會氣動性能，因此對列車明線交會氣動性能影響不大的車鉤、受電弓等車輛細微結(jié)構予以忽略.列車的計算模型采用三車編組（流線型頭車、中間車和流線型尾車），其中，方案1和方案3的頭車長25.70 m，方案2和方案4的頭車長27.20 m；各方案的中間車長度均為25.00 m；方案1和方案3模型總長為76.40 m，方案2和方案4模型總長為79.40 m.

2.2 計算區(qū)域

建立計算區(qū)域時，需要考慮流場的充分發(fā)展和氣流尾流的影響.因此本次計算區(qū)域的長、寬、高分別為760 m、120 m和80 m，復線的線間距為4.4 m，兩車相距100 m，具體如圖4所示.

圖4 列車明線交會計算區(qū)域

2.3 網(wǎng)格劃分

如圖5所示，計算區(qū)域采用非結(jié)構化網(wǎng)格：列車表面為三角形面網(wǎng)格，空間為四面體網(wǎng)格，并對列車流線型頭部的網(wǎng)格進行加密處理.圖6為列車鼻端點高度處計算區(qū)域水平剖面的局部網(wǎng)格，由車體表面向外網(wǎng)格由密到疏.將關注區(qū)域加密而非關注區(qū)或流動影響小的區(qū)域采用稀疏網(wǎng)格，可以極大降低網(wǎng)格數(shù)量、提高計算效率.

圖5 列車流線型頭部曲面局部網(wǎng)格

圖6 列車明線交會計算區(qū)域水平剖面網(wǎng)格

2.4 邊界條件

為正確求解控制方程，需要給出合理的邊界條件.如圖4所示，包含車1的計算域1和包含車2的計算域2的前端面JHBD和KICE為給定壓力入口邊界條件；壓力入口的對應面IGAC和LJDF設置為壓力出口邊界條件，給定靜壓力為0；兩個計算域的兩個重合面，即IJDC，設置為數(shù)據(jù)交換面.計算區(qū)域的頂部、側(cè)面、地面和車體表面按光滑壁面處理[10].

圖7 交會壓力隨時間變化的曲線圖

3 頭部外形對明線交會氣動特性的影響

3.1 對交會瞬態(tài)壓力波的影響

圖7為通過計算得到的某測點的瞬態(tài)交會壓力波.由圖可見：1）列車頭部即將到達監(jiān)測點，壓力開始增加，之后迅速增大，當列車頭部鼻尖到達監(jiān)測點時，壓力達到最大值，即；列車頭部與車體過渡區(qū)域到達監(jiān)測點時，壓力又迅速降到最小值，即.由于列車頭部通過而在這非常短的時間內(nèi)產(chǎn)生的正負脈沖被稱為“頭波”，即Δ1P.2）當列車車尾的鼻尖點通過監(jiān)測點時，又在極短的時間內(nèi)產(chǎn)生1個被稱之為“尾波”的、由負到正的脈沖信號，即Δ2P[7].3）列車交會前后，以及列車車身交會過程中，監(jiān)測點的壓力變化較小.

不同頭部外形列車的壓力變化情況如圖8所示：1）與方案1、3相比，流線型頭部長度增加后，方案2、4車頭的曲面曲率減小，流線型曲面趨于平緩，車頭橫截面變化梯度變小，氣流流經(jīng)列車頭部后流動分離的現(xiàn)象減弱，壓力隨之降低；2）與方案1、2相比，縱向剖面的最大控制型線內(nèi)凹后，氣流流經(jīng)方案3、4的車頭表面遇到鼻端部的阻滯后向列車頭部四周分離，減小了車體側(cè)面的氣流流量和列車鼻端處的壓力，即縱向剖面最大控制型線內(nèi)凹可以一定程度上減小列車的交會壓力波.但是，縱向剖面內(nèi)凹的外形導致頂部曲線與車身間的過渡曲線的曲率半徑比縱向剖面外凸的車型更大，氣流過渡不夠緩慢流暢，因而在車頂部位產(chǎn)生的負壓較大.

圖8 不同方案列車交會過程的壓力云圖

為保證結(jié)果對比的有效性，應主要監(jiān)測靠近車體中部各測點的壓力變化.另外，通過各測點數(shù)據(jù)的對比分析，中間車交會側(cè)車體中心的測點交會壓力波幅值最大，因此本文主要對該測點的交會壓力波計算結(jié)果進行分析.圖9為4種頭型方案下的測點交會壓力波時程曲線，由圖可見：1）4種方案瞬態(tài)壓力變化的波動規(guī)律基本相同，均為頭波先正后負，尾波先負后正.這與已有文獻的研究規(guī)律一致[2].2）頭波幅值較尾波變化大.3）4種方案的壓力波時程曲線的不同，源于頭部長度和形態(tài)的不同，但這不影響對交會壓力波的進一步分析.

圖9 不同頭部外形方案列車250 km/h交會的壓力波時程曲線

對交會壓力波的頭波幅值作對比分析，4種方案的交會壓力波計算數(shù)據(jù)如表1所示.其中，Pmax為最大峰值，Pmin為最小峰值，ΔP為交會壓力波峰峰值，其值等于最大峰值Pmax與最小峰值Pmin的絕對值之和，是描述兩車交會危害的指標.

表1 不同頭部外形方案交會壓力波計算結(jié)果

從表1可以看出，頭部流線型長度增加、縱向剖面最大控制型線內(nèi)凹，可以一定程度上減小列車的交會壓力波.在本文所建立的4種頭部外形中，方案4頭部外形的交會壓力波幅值比方案1的原型車降低了11.57%，因此該方案效果最佳.

3.2 對交會瞬態(tài)氣動力的影響

列車在交會過程中，會受到側(cè)向力、升力和傾覆力矩等交會氣動力的影響.若正向升力過大，會導致列車脫軌，影響運行安全；而負向的升力作用會增大列車的垂向受力，加速列車輪對與軌面間的磨耗[11].當列車受到側(cè)向力和升力的共同作用時，就會產(chǎn)生繞運行方向的傾覆力矩.過大的傾覆力矩會造成列車運行時車身的搖晃和振動，甚至發(fā)生列車側(cè)翻等安全事故.為避免列車頭部流線型外形的不同而導致受力面積變化所產(chǎn)生的影響，選取各方案的中間車分析列車的瞬態(tài)交會氣動力.表2給出了不同頭型方案下列車的交會瞬態(tài)氣動力數(shù)據(jù)，以及相對于方案1的變化情況.

表2 不同方案下，列車250 km/h交會的氣動力

分析表2數(shù)據(jù)可得：1）方案2的側(cè)向力、升力、傾覆力矩幅值相比方案1分別減小了6.29%、4.57%、6.17%；方案4的側(cè)向力、升力、傾覆力矩幅值比方案3分別減小了5.54%、1.89%、5.31%.因此，流線型頭部長度的增加，可以有效減小列車交會時產(chǎn)生的側(cè)向力、升力和傾覆力矩.2）方案3的側(cè)向力、升力、傾覆力矩幅值相比方案1減小了1.97%、6.41%、2.37%；方案4的側(cè)向力、升力、傾覆力矩幅值相比方案2分別減小了1.18%、3.79%、1.47%.由此可知，縱向剖面的最大控制型線內(nèi)凹可以一定程度上減小傾覆力矩、升力和側(cè)向力.3）在建立的4種頭部外形方案中，方案4比方案1（即原型車）的側(cè)向力、升力和傾覆力矩分別下降了7.40%、8.19%、7.56%，其交會的氣動性能最佳.

4 結(jié)論

城際列車的頭部外形對交會時所產(chǎn)生的氣動作用有較大影響，設計合理列車頭部外形，可以有效保障列車運行的安全性和舒適性.通過對設計的4種不同頭部外形城際列車氣動性能的數(shù)值計算分析，得到結(jié)論如下：

1）增加流線型頭部長度，車頭曲面變化趨于平緩，氣流的分離現(xiàn)象減弱，這是導致列車的交會壓力波和交會氣動力均有所降低的主要原因；

2）相比縱向?qū)ΨQ面外凸的方案，縱向?qū)ΨQ面內(nèi)凹的頭部外形使氣流更容易流向車體頂部，從而減小了車體側(cè)面的氣流流量，因此其交會性能表現(xiàn)更優(yōu)；

3）基于本文設計的4種不同頭部外形方案，方案4在交會壓力波和交會氣動力方面均比原型車更好.