史永達，尚克明，李雪亮

高速動車組開閉罩縫隙對氣動性能的影響研究

史永達1，尚克明1，李雪亮2, 3

(1.中國中車集團 中車青島四方機車車輛股份有限公司，山東 青島 266111；2. 中南大學(xué) 交通運輸工程學(xué)院，湖南 長沙 410075；3. 軌道交通安全教育部重點實驗室，湖南 長沙 410075)

基于空氣動力學(xué)數(shù)值模擬方法，針對高速動車組列車前端區(qū)域及其內(nèi)部進行數(shù)值仿真，同時考慮開閉罩處的縫隙及前端內(nèi)部流場對列車氣動性能的影響。研究結(jié)果表明：列車內(nèi)部的車鉤、開閉機構(gòu)等部件表面壓力變化較小，而列車外部壓力變化較大，在排障器間隙及表面部分區(qū)域出現(xiàn)小范圍的高壓區(qū)，同時在外形曲率變化較大的區(qū)域出現(xiàn)較大渦流。在考慮開閉罩處的縫隙及其內(nèi)部流場后，列車氣動阻力系數(shù)均有所增加，其中頭車阻力系數(shù)增加6.6%，中間車及尾車受影響較小。

高速列車；開閉罩；氣動阻力；流場特性；數(shù)值模擬

高速動車組是現(xiàn)代軌道客運交通的主要形式和發(fā)展方向。動車組列車以其高速、舒適、安全、靈活、方便的優(yōu)勢，成為鐵路客運的主力軍[1]。為了降低高速動車組運行中的空氣阻力，改善動車組運行中的空氣動力學(xué)性能，高速動車組頭部一般采用流線型外形設(shè)計[2?5]。動車組列車一般是由動車和拖車組成的固定編組，各車之間由密接式車鉤緩沖器連接。列車的頭尾車前端亦設(shè)有前端自動車鉤緩沖裝置[6]。在這種設(shè)計下，動車組列車在日常的運營維護中不需解編。為了保持列車流線型的減阻特性，車鉤等傳統(tǒng)機車上外露的設(shè)備通過開閉機構(gòu)包覆置于車體內(nèi)部[7?8]。開閉裝置的主要用途是使動車組調(diào)車、聯(lián)掛作業(yè)時流線型車頭的前罩能方便地實現(xiàn)開啟、關(guān)閉，以實現(xiàn)車鉤連掛，可避免只能先卸下車頭前罩，調(diào)車作業(yè)之后再重新安裝這一既費時又費力而且易損壞車頭前罩的難題[9?10]；而在正常運行時能保持車頭前罩的關(guān)閉和自鎖，以保持良好的空氣動力學(xué)性能及外形平整美觀；除此之外，在運輸高峰期時，通過該裝置能使2列同樣的動車組前端的流線型車前罩開啟，以實現(xiàn)2列動車組的重聯(lián)運營[9?10]。動車組的前罩開閉機構(gòu)有利于兩列車進行聯(lián)掛，但在非連掛狀態(tài)時開閉罩兩側(cè)并非完全密封閉合，二者之間存在一定的縫隙。這些縫隙會導(dǎo)致前端內(nèi)部區(qū)域形成了一個非閉合的空腔結(jié)構(gòu)。列車在行駛中這個空腔中即會形成復(fù)雜的內(nèi)部流場?，F(xiàn)有的列車空氣動力學(xué)研究一般選擇將動車組的前罩開閉機構(gòu)作為一個與車頭無縫銜接的完整模型[11?14]并在此基礎(chǔ)上進行列車的空氣動力學(xué)分析和結(jié)構(gòu)優(yōu)化。這種簡化模型能夠相對準(zhǔn)確地反應(yīng)列車在行駛時的受力狀態(tài)。然而一些研究表明，列車的內(nèi)流場會對整車的氣動性能產(chǎn)生較大的影響[15?17]。本研究把列車前罩的開閉結(jié)構(gòu)作為一個單獨結(jié)構(gòu)進行建模，同時考慮開閉罩與車頭之間的縫隙以及開閉罩內(nèi)流場對列車氣動性能的影響。本研究量化了列車前端結(jié)構(gòu)的內(nèi)流暢對整車氣動力的影響。同時也為列車前端不設(shè)開閉罩的氣動分析模型提供了修正參考。

1 數(shù)學(xué)模擬

1.1 計算理論

根據(jù)高速動車組列車運動時速，選取本次計算速度V=350 km/h，計算得到馬赫數(shù)Ma=0.286，小于0.3，同時本次計算不包括會發(fā)生氣體受到強烈擠壓的工況(如動車組交會、過隧道等)，可認(rèn)為空氣密度保持不變，可按不可壓縮流動問題進行處理。因此，本次數(shù)值模擬主要是求解不可壓縮N-S方程，采用標(biāo)準(zhǔn)雙方程湍流模型，速度和壓力耦合求解采用SIMPLEC算法。

1.2 計算模型

數(shù)值計算模型采取3車編組方式，如圖1所示，包含轉(zhuǎn)向架、內(nèi)外風(fēng)擋、受電弓導(dǎo)流板等附屬結(jié)構(gòu)。由于縮減后計算模型與完整的動車組計算模型相比較，流場的基本特性幾乎沒有改變，因此對本文的計算結(jié)果不會產(chǎn)生影響。計算列車模型總長為78 m，其中頭車26.5 m，中間車25 m，尾車26.5 m。計算中忽略了軌道模型，列車模型處于懸空狀態(tài)，列車車輪最低點與地面間的距離為0.02 m。前罩開閉機構(gòu)位于頭車前端及尾車末端，開閉罩縫隙尺寸為15 mm。同時為了更好的模擬城際概念車的運行情況，如圖2所示，將開閉機構(gòu)的內(nèi)部布置同時表達出來：如車鉤、開閉機構(gòu)主體框架、懸掛支架、開閉翼等結(jié)構(gòu)。

圖1 計算列車模型

本次計算區(qū)域及坐標(biāo)定義如圖3所示。計算長度方向尺寸的選取依據(jù)是計算區(qū)域下游邊界盡可能遠離動車組，以避免出口截面受到尾流的影響，便于給定出口邊界條件；寬度需避免阻塞效應(yīng)影響。因此確定計算域總長為400 m，其中速度入口距離動車組120 m；中心線距離邊界一面為100 m，一面為200 m，總寬300 m。高度方向一般為動車組高度的10倍，再加上路堤高度以及動車組距路堤頂面高度，動車組頂部距地面高度，故計算區(qū)域高度取為100 m。列車表面定位為無滑移邊界條件；入口處定義為速度入口，給定恒定風(fēng)速97.22 m/s；對應(yīng)出口為壓力出口，靜壓為0；計算域頂部和兩側(cè)均為固定壁面。由于計算結(jié)果需要與風(fēng)洞試驗數(shù)據(jù)進行對比，驗證數(shù)值算法的有效性，因此，計算域底面采用與風(fēng)洞一致的無滑移固定壁面條件。

圖2 前端及內(nèi)部模型

單位：m

1.3 計算網(wǎng)格

采用收斂性較優(yōu)的多面體網(wǎng)格對計算域進行離散。由于動車組前罩內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜，且本次計算重點關(guān)注前罩內(nèi)部的流場以及動車組表面氣動壓力，因此對動車組前罩內(nèi)部的開閉機構(gòu)、車鉤各部件及動車組各物面曲率變化較大區(qū)域的網(wǎng)格進行了加密，以保證對壓差和摩擦阻力的模擬度，對于離動車組稍遠的區(qū)域，流場趨于平穩(wěn)，網(wǎng)格尺寸可適當(dāng)放大。如圖4所示，本工況中計算域邊緣處目標(biāo)尺寸選為4.0 m，動車組表面網(wǎng)格平均尺寸為0.2 m，最小尺寸為0.01 m。為保證計算網(wǎng)格在列車表面的y+值滿足湍流模型的要求，列車表面第一層網(wǎng)格厚度為0.002 m，沿列車表面法向的厚度增長率為1.15。開閉罩縫隙大小為0.015 m，該局部區(qū)域體網(wǎng)格尺寸為0.005 m，開閉罩內(nèi)部復(fù)雜結(jié)構(gòu)平均網(wǎng)格尺寸為0.03 m。整體計算域空間體網(wǎng)格1 000萬以上。

(a) 列車表面網(wǎng)格；(b) 前端表面網(wǎng)格；(c) 前端內(nèi)部網(wǎng)格

表 1 風(fēng)洞試驗與數(shù)值計算結(jié)果對比

表2 各車阻力系數(shù)

1.4 無量綱系數(shù)

本文中為了方便比較，對氣動阻力進行無量綱化，即氣動阻力系數(shù)C，具體表達方式如下：

式中：為來流密度，1.225 kg/m3，為列車運行速度，97.22 m/s；為參考面積，取列車斷面面積11.12 m2；F為阻力。

1.5 數(shù)值方法驗證

為驗證數(shù)值計算方法的準(zhǔn)確性，在中國空氣動力研究與發(fā)展中心進行了風(fēng)洞試驗。列車模型不考慮前端內(nèi)部流場，采用1:8 的三編組設(shè)計，試驗風(fēng)速為 60 m/s 。風(fēng)洞試驗與數(shù)值計算得到的列車阻力系數(shù)如表2所示。對比結(jié)果可見，通過數(shù)值計算所得阻力系數(shù)與風(fēng)洞試驗結(jié)果相對誤差保持在 6% 以內(nèi)，滿足工程實際的精度需求，驗證了數(shù)值計算方法的準(zhǔn)確性。

2 氣動阻力系數(shù)分析

列車運行時的表面壓力和切應(yīng)力沿列車運動反方向形成的合力,即城列車空氣壓差阻力和空氣摩擦阻力之和，稱為空氣阻力。表2為計算列車以350 km/h車速運行時，各節(jié)車及整車的阻力系數(shù)。

通過表2可以發(fā)現(xiàn)，在考慮到頭尾車前端開閉機構(gòu)內(nèi)部的流場后，各車氣動阻力系數(shù)均比不考慮時有所增大，其中氣動阻力增幅最為明顯，達到6.6%，而前罩開閉機構(gòu)內(nèi)部流場對中間車及尾車的阻力影響不大。

3 流場分析

針對計算得出的阻力增幅情況，從流場的角度來進行原因分析，分別考慮前端外部、內(nèi)部的流場情況。

3.1 前端表面壓力分布

圖5為列車前端的壓力分布云圖。從圖中可以看出，頭部駐點處壓力最大；從此處向上及向兩側(cè)，隨著氣流繞流車體，空氣流速逐漸增加，正壓逐漸減小變?yōu)樨?fù)壓。在側(cè)面由較小的正壓向負(fù)壓轉(zhuǎn)變，且在底部排障器兩側(cè)位置行成了一個小型的負(fù)壓區(qū)。而尾車方面，從尾車車身到尾車鼻尖處，壓力逐漸降低，且在開閉罩的上端形成一個負(fù)壓區(qū)。

(a) 頭車前端壓力分布；(b) 尾車前端壓力分布

圖6給出了頭罩內(nèi)部主要結(jié)構(gòu)的表面壓力情況。從圖中可以看出，車鉤及開閉機構(gòu)整體壓力分布范圍不大，大部分壓力處于4 500~4 600 Pa之間，且呈現(xiàn)出較大壓力區(qū)和較小壓力區(qū)交替分布的狀態(tài)；由于此處零部件結(jié)構(gòu)復(fù)雜，壓力分布不規(guī)律，在車鉤及開閉機構(gòu)中最大壓力出現(xiàn)在其與排障器間隙附近，約為4 680 Pa。而在底部區(qū)域，由于車鉤和開閉機構(gòu)的存在，底部內(nèi)表面的流場比較復(fù)雜，其壓力分布呈現(xiàn)局部小范圍的高正壓區(qū)狀態(tài)。

(a) 車鉤開閉機構(gòu)表面壓力分布；(b) 排障器表面壓力分布

3.2 前端內(nèi)部流場特性

選取=0處截面，截取得到前端內(nèi)部區(qū)域的流場情況，如圖7所示。當(dāng)列車穩(wěn)態(tài)運行時，列車周圍的空氣也隨之運動。在頭車前端，氣流到達開閉罩間隙部位后發(fā)生了流動分離，一部分氣流繼續(xù)沿著列車表面運行，還有一少部分氣流沿著開閉罩的間隙部位進入了車鉤、開閉機構(gòu)所在的空腔內(nèi)，形成內(nèi)部流場；同時在空腔內(nèi)部曲率變化大的地方形成了渦流?？涨粌?nèi)部的氣流有一部分通過車下排障器位置的空隙流出與車外氣流匯合沿著列車表面向后運行。在尾車鼻尖區(qū)域，氣流沿著列車表面向尾車鼻尖方向運動，當(dāng)車下氣流經(jīng)過開閉罩及排障器的間隙時，氣流分離成2部分，一部分氣流從開閉罩下部間隙和車下排障器的空隙進入開閉機構(gòu)內(nèi)部空腔，一部分繼續(xù)沿著列車表面運行；開閉機構(gòu)空腔內(nèi)的氣流一部分沿著開閉罩上端的空隙流出與車外表面的氣流匯合向前運行；在空腔內(nèi)的氣流形成了空腔內(nèi)部流場，且在曲率變化范圍大的部分形成了渦流，數(shù)量明顯大于頭車。

(a) 頭車前端內(nèi)部流線圖；(b) 尾車前端內(nèi)部流線圖

4 結(jié)論

1) 列車端部開閉罩處的縫隙及開閉罩內(nèi)部結(jié)構(gòu)使列車氣動阻力系數(shù)增大，其中頭車阻力系數(shù)增幅6.6%，而中間車和尾車受其影響不大。

2) 對于整個前端區(qū)域，除了開閉罩壓力變化范圍較大外，其他部分結(jié)構(gòu)壓力變化范圍相對較小，在100 Pa以內(nèi)，在排障器間隙及表面部分區(qū)域出現(xiàn)小范圍的高壓區(qū)。

3) 對于前罩內(nèi)部，由于開閉罩并非完全閉合且下部排障器處也存在較大間隙，導(dǎo)致有氣流的進入和流出。主要表現(xiàn)為頭車開閉罩間隙部分氣流進入，排障器間隙氣流部分流出；尾車開閉罩下端間隙和排障器間隙部分氣流進入，開閉罩上端部分氣流流出，產(chǎn)生了復(fù)雜的流場，在一些曲率變化大的部位形成漩渦。

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Study on the influence of opening/closing structure on the aerodynamic performance of high-speed train

SHI Yongda1, SHANG Keming1, LI Xueliang2, 3

(1. CRRC Qingdao Sifang Co. Ltd, Qingdao 266111, China; 2. School of Traffic &Transportation Engineering, Central South University, Changsha 410075, China; 3. Key Laboratory of Traffic Safety on Track of the Ministry of Education, Changsha 410075, China)

This study made use of finite element simulation to investigate the drag induced by car frontal structure, which is the fairing of leading car, along with the inner structure of the fairing. The gaps between the connections of the fairings were considered as the inlet for the inner flow field of the fairing mechanism. Results show that the coupler and moving mechanism inside of the fairing has little effect on the aerodynamic drag compared with the outer shell of the leading car. High pressure region and large eddy current region is observed on the cowcatcher and high curvature area respectively. When the gaps and inner flow field of the fairings are considered in finite element simulation, the overall aerodynamic drag of the leading car increases 6.6%, while the aerodynamic drag of middle cars and rear car is almost unaffected by the fairing structure.

high speed train; fairing; aerodynamic drag; flow characteristic; numerical simulation

U266.2

A

1672 ? 7029(2019)09? 2156 ? 06

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2019.09.004

2018?12?11

國家“十三五”重點研發(fā)計劃資助項目(2016YFB1200602-11，2016YFB1200602-12)

尚克明(1983?)，男，山東萊蕪人，高級工程師，從事列車空氣動力學(xué)研究；E?mail：shangkeming@cqsf.com

(編輯 蔣學(xué)東)