謝子豪，武振鋒，李健，安樂

(1.中南大學 交通運輸工程學院 軌道交通安全教育部重點實驗室，湖南 長沙，410075；2.中南大學 軌道交通安全關鍵技術國際合作聯(lián)合實驗室，湖南 長沙，410075；3.中南大學 軌道交通列車安全保障技術國家地方聯(lián)合工程研究中心，湖南 長沙，410075；4.蘭州交通大學 機電工程學院，甘肅 蘭州，730070)

影響列車氣動性能的因素主要有列車自身結構形狀、天氣環(huán)境和道路結構等[1-4]。隨著運行速度不斷提高，列車運行的平穩(wěn)性和安全性所面臨的挑戰(zhàn)也越來越嚴峻。通過數(shù)值模擬、縮比模型試驗以及實車試驗等方式探究不同形狀的列車在不同環(huán)境下運行時的氣動特性，分析和歸納各種變量對列車氣動性能的影響，這一直是列車空氣動力學領域的研究熱點[5-8]。杜健等[9]將鯊魚表皮非光滑溝槽結構運用于列車表面，仿真結果表明采用仿生結構的新型高速列車減阻率可達6%以上。NIU 等[10]將數(shù)值模擬方法和全尺寸試驗相結合，優(yōu)化了風擋的結構形式，有效提升了列車氣動性能。于夢閣等[11]將多目標遺傳算法與傳統(tǒng)計算流體力學方法相結合，依據(jù)算法不斷地修改列車參數(shù)化模型，進行自動尋優(yōu)設計，以提高列車在側風作用下的氣動性能。KU 等[12]通過優(yōu)化算法，改進了列車頭部的幾何外形，降低了列車進入隧道產(chǎn)生的微氣壓波強度。CHEN等[13]分析了車鼻長度對橫風下列車空氣動力性能的影響，發(fā)現(xiàn)鼻尖長度顯著影響頭車迎風側和尾車背風側的壓力系數(shù)。為了進一步保障大風地區(qū)的行車安全，楊偉超等[14]設計了2 種擋風墻端部的氣動緩沖結構。LI 等[15]通過增大隧道兩端截面面積和減小隧道中部截面面積的方式，緩解列車進入隧道時的氣動效應，并通過動模型試驗驗證了數(shù)值模擬計算結果的準確性。

與普通客運列車相比，高速列車雖然速度有很大提升，但是多為8 輛或16 輛固定編組，在編組方式上缺乏靈活性。為了提高運輸效率，將2列8輛編組的高速列車連掛在一起，組成16輛編組的重聯(lián)高速列車來提高運輸能力已經(jīng)成為一種常態(tài)化現(xiàn)象。雖然重聯(lián)高速列車在高速鐵路運輸系統(tǒng)中扮演越來越重要的角色，但以重聯(lián)列車為研究對象的列車空氣動力學研究未廣泛展開[16]。LI等[17]研究了重聯(lián)區(qū)域車鼻間隙對重聯(lián)列車氣動性能的影響，發(fā)現(xiàn)重聯(lián)列的阻力隨著車鼻間隙增大而增大。NIU等[18]通過數(shù)值模擬的方法，研究了重聯(lián)列車在多種環(huán)境下運行時的氣動特性。梁習鋒等[19]使用改進的延遲分離渦模擬(IDDES)方法，研究了橫風環(huán)境下轉向架和風擋的平滑程度對重聯(lián)高速列車氣動性能的影響。但兩者所使用的計算模型均為4輛編組的重聯(lián)高速列車，并未包含中間車。黃志祥等[20]通過風洞試驗發(fā)現(xiàn)，8輛編組的高速列車在數(shù)值模擬計算時可以簡化為“頭車+中間車+尾車”這種3 輛編組形式，也指出了忽略中間車的2 車編組計算模型會增大尾車氣動力偏差。GUO 等[21]研究了重聯(lián)列車在橫風環(huán)境下運行時的氣動特性，并指出重聯(lián)區(qū)域的存在會增大列車氣動阻力。李爽等[22]使用滑移網(wǎng)格方法，模擬了重聯(lián)列車進出隧道的動態(tài)過程，發(fā)現(xiàn)重聯(lián)區(qū)域進入隧道時產(chǎn)生的壓縮波和膨脹波時間間隔較短，導致膨脹效應和壓縮效應相互抵消，進而使得列車表面壓力以及隧道壁面壓力無明顯變化。上述2項研究內(nèi)容均以某一運行條件下重聯(lián)列車與非重聯(lián)列車的氣動性能差異為重點，當運行條件改變時，2種列車的氣動性能的變化有待進一步探究。

綜上所述，國內(nèi)外對于非重聯(lián)列車的氣動性能優(yōu)化的研究主要集中于優(yōu)化列車自身形狀以及擋風墻、隧道截面等外界線路條件這些方面。對于重聯(lián)列車而言，現(xiàn)階段研究內(nèi)容仍集中于對比其與非重聯(lián)列車在相同環(huán)境下運行時的氣動性能差異。列車頭型、頭車流線型長度、橫風速度、隧道長度、隧道斷面形狀等因素對重聯(lián)列車氣動性能的影響尚不明晰。為此，本文以流線型長度為切入點，選取列車在明線勻速運行這一代表性工況進行研究。

1 幾何模型

在實際運營時，重聯(lián)高速列車通常由2列8輛編組的高速列車連掛組成。為了保證計算精度并提高計算效率，列車計算模型均會有所簡化。郗艷紅[23]研究表明，當氣流流過頭車頂部一定距離后，列車壁面擾流邊界層結構和各項氣動力變化已經(jīng)趨于穩(wěn)定。因此，將8輛編組的計算模型縮短為3輛編組的計算模型，這不會改變列車流場結構的基本特征。本文將采用的列車模型簡化為6輛編組。流線型長度為12 m 的列車計算模型如圖1所示。由圖1 可知：非重聯(lián)列車由1 節(jié)頭車、1 節(jié)尾車以及4 節(jié)中間車組成；重聯(lián)列車由2 節(jié)頭車、2節(jié)尾車以及2 節(jié)中間車組成。2 種形式的列車頭車長度均為27 m，中間車長度均為25 m。重聯(lián)列車總長度為158 m，非重聯(lián)列車總長度為154 m。除了通過縮短列車長度來簡化計算模型外，本文還對所采用的計算模型表面進行了光滑處理，各節(jié)車輛之間采用全封閉式風擋平滑過度，刪除受電弓、雨刮器等車體外表面裝置。由于計算模型數(shù)量較多(共計6 組)，相同類型的計算模型除頭尾車流線長度有所不同，頭車長度、列車總長度以及其余位置的結構樣式和形狀尺寸完全一致，故圖1僅展示2列完整計算模型。

圖1 整車計算模型Fig.1 Calculation model of whole train

此外，為了方便后續(xù)表述與對比，按照列車前進方向對各節(jié)車輛進行了單獨命名。圖1中6輛編組高速列車的各節(jié)車輛分別以車1、車2、…、車6進行命名。重聯(lián)列車車體結構具有對稱性，為便于單獨分析討論，故再次對其各節(jié)車輛進行單獨命名。如圖1(a)所示，H1，M1，T1分別代表前半部分列車的頭車、中間車、尾車；H2，M2，T2則分別代表后半部分列車的頭車、中間車、尾車。圖2展示了3種不同流線型長度的頭車模型，是對計算模型的補充。

圖2 不同流線型長度的頭車模型Fig.2 Head car with different streamlined lengths

2 數(shù)值模擬

2.1 計算域、網(wǎng)格及邊界條件

在實際運行時，列車周圍的流場可以視為無限大。但數(shù)值模擬只能在有限區(qū)域內(nèi)進行求解計算。由于列車是明線勻速運行，因此，可使列車靜止，通過設定計算域入口來流速度來模擬列車的實際運行狀態(tài)。根據(jù)《鐵路應用空氣動力學第4部分：列車空氣動力學性能與數(shù)值仿真規(guī)范》的相關要求，計算域須以列車高度h(h=4.0 m)為特征尺寸。列車明線勻速運行時的計算域及邊界條件如圖3所示。由圖3 可知：計算域的高度為10h，寬度為20h，計算域的上游邊界(面ABCD)距離列車頭部鼻端為10h，計算域下游邊界(面GHEF)距離列車尾部鼻端為40h。計算區(qū)域的上游邊界(面ABCD)設為速度入口，計算域下游邊界(面GHEF)設為壓力出口，計算區(qū)域底部邊界(面BCFH)設為無滑移運動壁面，速度與列車運行速度相同方向相反。其余邊界(面ABHG、面ADEG、面DCFE)均設為對稱邊界條件。

圖3 計算域及邊界條件Fig.3 Calculation domain and boundary conditions

網(wǎng)格劃分是CFD 計算的重要前處理環(huán)節(jié)，網(wǎng)格質(zhì)量以及網(wǎng)格數(shù)量會直接影響計算結果。為了保證計算精度，同時避免過多的網(wǎng)格數(shù)量影響計算效率，在進行計算域網(wǎng)格劃分時，對車體近表面區(qū)域的網(wǎng)格進行加密處理，對遠離車體表面區(qū)域的網(wǎng)格，應適當擴大網(wǎng)格尺寸以降低網(wǎng)格數(shù)量。對于排障器、裙板以及其他車體表面曲率變化較大的區(qū)域則需要減小網(wǎng)格尺寸，確保最大程度地還原列車表面特征形狀。此外，為確保近壁面區(qū)域流動的模擬準確性，列車表面需劃分邊界層網(wǎng)格。本文在計算模型表面設置10 層邊界層網(wǎng)格，第1 層網(wǎng)格厚度為0.2 mm，增長率為1.2，車體表面y+分布在40～200 之間。列車表面網(wǎng)格以及計算域體網(wǎng)格如圖4所示。

圖4 頭車面網(wǎng)格及計算域體網(wǎng)格Fig.4 Surface mesh of head car and volume grid of calculation domain

2.2 網(wǎng)格獨立性驗證

為排除網(wǎng)格數(shù)量對計算結果準確度的影響，將流線型長度為12 m 的重聯(lián)高速列車模型作為驗證模型，劃分A、B、C共3套網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量分別為1 300萬、2 500萬和3 800萬。對比列車以300 km/h的速度勻速運行時頭車、尾車的阻力和升力，判斷網(wǎng)格數(shù)量是否滿足計算精度要求。網(wǎng)格無關性驗證計算結果見表1。由表1可知：B、C兩套網(wǎng)格的計算結果最大相對誤差僅為1.22%，繼續(xù)增加網(wǎng)格數(shù)量對計算結果影響甚微。因此，綜合考慮計算精度和計算成本，網(wǎng)格數(shù)量控制在2 500萬左右較合適。

表1 網(wǎng)格無關性驗證計算結果Table 1 Calculation results of mesh independence

2.3 數(shù)值計算方法可靠性驗證

由于列車在明線勻速運行，且最大速度不超過350 km/h，故采用三維、定常、不可壓縮N-S方程和標準k-ε兩方程湍流模型進行模擬計算。為了確保計算結果的準確性，需對計算方法進行可靠性驗證。張在中等[24]在中國空氣動力研究與發(fā)展中心的風洞第2試驗段完成了CRH2型高速列車的相關氣動參數(shù)測試。試驗模型比例為1∶8，列車模型為3輛編組形式，即頭車+中間車+尾車，車輛之間采用半封閉外風擋連接，且安裝了轉向架。本文根據(jù)文獻[24]，將計算區(qū)域的來流速度分別設為30、60和90 m/s、并按照上述方法對CRH2型高速列車進行氣動性能模擬計算。CHR2型高速列車計算模型如圖5所示。

圖5 CRH2高速列車計算模型Fig.5 Calculation model of CRH2 high-speed train

為方便將模擬數(shù)據(jù)與風洞試驗數(shù)據(jù)進行對比，將阻力系數(shù)Cd及升力系數(shù)Cl定義如下：

式中：ρ為空氣密度，取1.225 kg/m3；v為來流速度，m/s；S為與列車形狀尺寸相關的參考面積，CRH2型高速列車的迎風面積為11.2 m2，試驗模型比例為1∶8，故此處取0.175 m2；Fd為氣動阻力；Fl為升力。

通過數(shù)值模擬得到列車的氣動阻力系數(shù)，計算結果與風洞試驗結果對比情況見表2。由表2 可知：CRH2型列車計算模型頭車、尾車的阻力系數(shù)模擬值與實驗值的最大相對誤差為-5.5%。CRH2型列車計算模型的升力系數(shù)模擬值與實驗值的最大相對誤差為8.0%。計算值與實驗值存在誤差主要有2個方面原因：

表2 CRH2型列車氣動力系數(shù)實驗值與模擬值對比Table 2 Comparison of experimental results and simulation results on aerodynamic coefficients of CRH2 train

1)風洞實驗采用的等比模型與模擬計算采用的數(shù)字模型無法保證完全一致；

2)在數(shù)值模擬過程中，來流為均勻風，而風洞實驗由于受洞壁、地面等因素的影響，不能完全保證均勻送風。

由以上分析可知，數(shù)值模擬計算結果與風洞實驗結果之間的誤差在合理范圍內(nèi)，即證明了本文所采用的數(shù)值模擬方法的合理性。

3 結果與分析

3.1 流線型長度對阻力的影響

在列車運行時，氣動阻力是衡量列車氣動性能的關鍵指標。在不同速度下，3種流線型長度的重聯(lián)列車與非重聯(lián)列車的總阻力如圖6所示。

圖6 不同速度下的列車氣動總阻力Fig.6 Total aerodynamic drag of train under different running speeds

由圖6 可知：無論是重聯(lián)列車還是非重聯(lián)列車，列車氣動阻力均隨著流線型長度增加而減小；在流線型長度從6 m 增加到12 m，重聯(lián)列車在250、300以及350 km/h這3種速度下，阻力降低幅度均在16%左右；在相同速度等級下，非重聯(lián)列車阻力降幅平均為12.6%。雖然重聯(lián)列車阻力降低幅度要大于非重聯(lián)列車，但是從圖6可以看出，重聯(lián)列車的總阻力要明顯大于非重聯(lián)列車的總阻力。由此可知，隨著流線型長度增加，2種列車的阻力差距逐漸減小。

為了深入分析造成2種列車阻力產(chǎn)生差異的原因，需要關注各節(jié)車輛的阻力分布情況，各車輛氣動阻力隨速度變化曲線如圖7所示。

圖7 各車輛在不同運行速度下的氣動阻力Fig.7 Aerodynamic drag of each car under different running speeds

由圖7(a)和圖7(f)可知：流線型長度對頭車和尾車的阻力有明顯影響，且重聯(lián)列車的頭車阻力、尾車阻力分別與非重聯(lián)列車頭、尾車阻力基本一致，頭車阻力和尾車阻力降低幅度分別為15%和30%。具體降低幅度見表3。

表3 頭車及尾車阻力降低幅度(流線型長度為12 m)Table 3 Drag reduction of head car and tail car(streamlined length is 12 m)

由圖7(c)和7(e)可知，不同顏色的虛線近乎完全重合，即對于非重聯(lián)列車而言，流線型長度變化時，中間車氣動阻力基本不變。而車2由于與頭車相鄰，故流線型長度變化會對其阻力產(chǎn)生一定程度的影響。由圖7(b)可知，頭車流線型長度越長，車2的阻力越大。

對于非重聯(lián)列車而言，車3、車4 均為普通車輛。而重聯(lián)列車在相同位置的車輛則是T1 和H2，分別對應前方列車的尾車以及后方列車的頭車。與非重聯(lián)列車的車3和車4之間的無縫平滑過渡不同，受列車頭部流線型形狀的影響，T1車輛和H2車輛構成的重聯(lián)區(qū)域存在V形缺口，這是導致T1、H2兩節(jié)車輛的阻力和車3、車4兩節(jié)車輛的阻力有顯著區(qū)別的主要原因。由圖7(c)可知：非重聯(lián)列車車3 的氣動阻力要明顯大于重聯(lián)列車T1 的氣動阻力；隨著流線型長度增加，重聯(lián)列車T1 車輛的阻力逐漸增大，并經(jīng)歷了由負到正的變化過程。這與通常情況下流線型長度增加、列車阻力減小的規(guī)律相反。由圖7(d)可知：在速度相同時，非重聯(lián)列車車4 的氣動阻力明顯小于重聯(lián)列車H2 車輛的阻力，且H2車輛的阻力隨著流線型長度增加而逐漸減小。

由于重聯(lián)列車具有結構對稱性，故將其分為前后2 列3 輛編組的列車，對阻力變化進行討論。不同速度下重聯(lián)列車前后兩部分的氣動阻力對比如圖8所示。

圖8 不同速度下重聯(lián)列車前后兩部分的氣動阻力Fig.8 Aerodynamic drag of head car and tail car of double unit high speed train under different running speeds

由圖8可知：隨著流線型長度增加，后方列車的阻力逐漸降低，而前方列車的阻力則無明顯變化；當流線型長度為6 m 時，前方列車的阻力最??；當流線型長度為9 m 和12 m 時，前方列車阻力差距較小。由圖7(c)可知：當流線型長度為6 m時，T1(車3)車輛的阻力為負值，故此時H1、M1、T1 這3 節(jié)車輛的阻力之和最?。浑S著流線型長度增加，T1 車輛的阻力增大，H1 車輛的阻力減小，二者相互抵消，導致前半部分列車的總阻力變化幅度較小。

不同位置處頭車和尾車的阻力系數(shù)如圖9所示(參考面積S為12.02 m2)。由圖9(a)可知：車1和車4 分別作為前后2 列列車的頭車，阻力系數(shù)均隨著流線型長度增加而逐漸降低，但車4的降低幅度更大；當流線型長度從6 m增加到12 m，車4阻力系數(shù)降低了29.2%，車1 阻力系數(shù)僅降低15.2%；當流線型長度為12 m 時，兩車阻力系數(shù)接近；當流線型長度為6 m 時，車4 的阻力系數(shù)比車1 高出16.2%。這說明隨著流線型長度增加，兩者的氣動特性逐漸趨同。

圖9 重聯(lián)列車頭車及尾車阻力系數(shù)對比Fig.9 Comparison of drag coefficients of head car and tail car of double unit high speed train

由圖9(b)可知：車3 和車6 的阻力系數(shù)無論是數(shù)值上還是變化趨勢上均無任何相似性，但隨著流線型長度增加，二者的阻力系數(shù)不斷接近。雖然流線型長度為12 m 時，二者的阻力系數(shù)仍相差46.5%，但流線型長度6 m 時，兩者阻力系數(shù)相差106.6%。可以發(fā)現(xiàn)隨著流線型長度增加，阻力系數(shù)趨同的特點在尾車上也有所體現(xiàn)。

3.2 流線型長度對升力的影響

由于列車各節(jié)車輛的氣動升力相對獨立，沒有氣動阻力那樣的求和關系，故需對各車輛氣動升力單獨討論。各車輛在不同速度時的升力變化如圖10所示。由圖10可知：流線型長度變化對頭車(車1)和尾車(車6)升力影響最直接；當運行速度為350 km/h 時，流線型長度從6 m 增加到12 m，重聯(lián)列車頭車升力降低了27.8%，尾車升力降低了43.7%；非重聯(lián)列車頭車、尾車升力的降低幅度與重聯(lián)列車基本相同。重聯(lián)列車和非重聯(lián)列車相比，升力區(qū)別主要集中于車3(T1)和車4(H2)這2 節(jié)車輛。非重聯(lián)列車車3 和車4 這2 節(jié)車輛均是形狀相同的普通中間車，因而升力基本一致。由于這2節(jié)車輛處于整列車的中間位置，故流線型長度變化對這2 節(jié)車輛升力影響甚微。T1、H2 車輛分別為重聯(lián)列車前半部分的尾車和后半部分的頭車，受重聯(lián)區(qū)域V形缺口的影響，2節(jié)車輛的升力要顯著大于非重聯(lián)列車車3和車4的升力。

圖10 各車輛在不同運行速度下的升力Fig.10 Aerodynamic lift of each car under different running speeds

單獨觀察重聯(lián)列車升力變化曲線發(fā)現(xiàn)：頭車(H1、H2)升力均為負值，尾車(T1、T2)升力均為正值，但流線型長度變化對這4節(jié)車輛的升力的作用效果并不一致。H1頭車和T2尾車位于整列車的前后兩端，其升力和變化趨勢與非重聯(lián)列車的頭車、尾車基本一致，即升力隨著流線型長度增加而逐漸降低。如圖10(c)和圖10(d)所示，T1 和H2兩節(jié)車輛的升力變化曲線迥然不同。T1 車輛作為重聯(lián)列車前半部分列車的尾部，升力為正且絕對值隨流線型長度增加而逐漸減小。H2 車輛作為后半部分列車的頭車，升力為負且絕對值隨流線型長度增加而增加。

3.3 流線型長度對表面壓力的影響

3.1節(jié)和3.2節(jié)詳細說明了流線型長度變化對列車氣動阻力和升力的影響，但仍需分析列車表面壓力分布以及流場內(nèi)壓力分布，以便解釋氣動力變化的原因。計算域縱剖面壓力分布如圖11所示。

圖11 計算域縱剖面壓力分布Fig.11 Pressure distribution on longitudinal section of domain

從圖11 可以發(fā)現(xiàn)：重聯(lián)列車縱剖面壓力分布與非重聯(lián)列車縱剖面壓力分布高度相似，僅在重聯(lián)區(qū)域有明顯差異。如圖11(a)中黑色線框圍成的區(qū)域所示，流線型長度變化會對列車鼻尖四周以及頭車司機室頂部這2處區(qū)域的壓力分布產(chǎn)生直接影響。流線型長度增加，列車鼻尖處的深紅色高壓區(qū)范圍逐漸減小，司機室頂部的深藍色低壓區(qū)范圍也逐漸減小并最終消失。圖11(a)中的藍色線框所圍區(qū)域中的高壓區(qū)范圍和低壓區(qū)范圍也隨著流線型長度增加而逐步減小。高壓區(qū)范圍減小直接使得頭車前后的壓力差減小，進而使得壓差阻力降低。因此，流線型長度通過影響列車前后兩端的壓力差來影響阻力。

圖11(a)中的紅色線框所圍的重聯(lián)區(qū)域壓力變化趨勢也與上述情況相同，但對重聯(lián)區(qū)域前后2節(jié)車輛的影響結果不同。當流線型長度為6 m時，重聯(lián)區(qū)域的高壓區(qū)范圍最大。T1 車輛前后兩端的壓力差小于0 kPa，這是T1 車輛在流線型長度為6 m時，阻力為負值的根本原因。隨著流線型長度逐漸增大，重聯(lián)區(qū)域高壓區(qū)范圍逐漸縮小。此時，對于T1 車輛而言，車輛前后兩端的壓力差逐漸增大，阻力也隨之增大。對于H2車輛而言，車輛前端的壓力減小，導致車輛兩端的壓力差減小，故阻力也隨之降低。此外，隨著流線型長度增加，重連區(qū)域V 形缺口逐漸變大，尾車與頭車之間的過渡更加平緩。車4的鼻尖壓力逐漸降低，車鼻四周壓力分布形式與車1對應位置的壓力分布形式更接近。即流線型長度越長，后方頭車的氣動特性越接近前方頭車氣動特性。

圖12所示為運行速度為300 km/h 時，不同流線型長度的重聯(lián)列車頭車及尾車的壓力云圖。由圖12(a)～(c)可知：隨著流線型長度增加，頭車H1、H2以及尾車T1車體表面高壓區(qū)范圍顯著降低；當流線型長度為6 m時，高壓區(qū)首先集中分布在頭車鼻尖和排障器前端這2處位置，其次分布在車鼻向司機室的過渡段以及司機室擋風玻璃的下端；當流線型長度為12 m時，不僅車鼻和排障器前端這2處位置的高壓區(qū)影響范圍明顯縮小，而且司機室擋風玻璃下端以及上述過渡區(qū)已無明顯高壓分布。通過圖12(b)和12(d)可以發(fā)現(xiàn)，尾車T1、T2 司機室四周的低壓區(qū)影響范圍也隨著流線型長度增加而逐漸減小，即列車流線型長度越長，表面壓力的絕對值越小。

圖12 速度為300 km/h時的頭車和尾車表面壓力分布Fig.12 Pressure distribution on surface of head car and tail car(300 km/h)

對比圖12(a)和12(c)可以發(fā)現(xiàn)：高壓區(qū)在頭車H2表面的影響范圍要明顯大于其在頭車H1表面的作用范圍。由圖12(b)和12(d)可知：T1 和T2 雖然均為尾車，但兩者車體表面的壓力分布截然不同；T1車體表面壓力要明顯高于T2車體表面壓力，這一點在流線型長度為6 m時最明顯。這一現(xiàn)象既解釋了重聯(lián)列車前半部分列車的阻力小于后半部分列車阻力的原因，即前半部分列車的壓差阻力小于后半部分列車的壓差阻力，同時再次證明了流線型長度變化會直接影響列車前后表面壓力差，進而使阻力發(fā)生變化。

當列車運行速度為300 km/h 時，列車縱剖面壓力變化曲線如圖13所示。由圖13可知，中間車車頂處的表面壓力接近于0 kPa 且基本穩(wěn)定不變，但是在頭車車頂和尾車車頂?shù)牧骶€型區(qū)段內(nèi)，車體表面壓力會產(chǎn)生較大波動。重聯(lián)列車相比于非重聯(lián)列車多了1節(jié)頭車和1節(jié)尾車，故在壓力變化曲線在重聯(lián)區(qū)段內(nèi)會多發(fā)生1 次波動。從圖13(a)可以看出，受重聯(lián)列車結構對稱性的影響，表面壓力在后半部分列車的變化形式與前半部分列車基本一致，僅在數(shù)值上存在差異。從圖13 的局部放大細節(jié)可知，流線型長度會對列車表面壓力造成2個方面影響：

圖13 列車縱剖面表面壓力變化(300 km/h)Fig.13 Variation of car body surface pressure along longitudinal symmetry line(300 km/h)

1)流線型長度越長，列車表面壓力越小。

2)流線型長度越長，列車表面壓力變化程度越平緩。

觀察圖13 可知：流線型長度對表面壓力的影響十分顯著，但影響范圍僅限于頭車和尾車的流線型區(qū)段內(nèi)。當壓力曲線每次發(fā)生突變時，波峰均對應列車的鼻尖處，波谷則對應頭車或尾車的流線型末端與平直車頂?shù)慕唤犹?。此外，由于司機室擋風玻璃為嵌入型，受連接處凹槽結構的影響，在波峰和波谷之間，壓力會發(fā)生小范圍突變。

4 結論

1)受重聯(lián)區(qū)域特殊結構的影響，在相同運行條件下重聯(lián)列車的總阻力要明顯大于非重聯(lián)列車的總阻力。但是，隨著流線型長度增加，2種列車在相同環(huán)境下運行時的氣動阻力差距逐漸減小。

2)重聯(lián)列車通常由2 列完全相同的列車組成，故前后2列列車車體表面壓力分布具有相同的規(guī)律性，但在數(shù)值上存在明顯差異。位于重聯(lián)區(qū)域車鉤后方的頭車(H2)，其車體表面壓力要大于前方頭車(H1)的表面壓力，而尾車表面壓力分布情況則與之相反。隨著流線型長度增加，后方頭車(H2)的氣動阻力系數(shù)特性逐漸向前方頭車(H1)靠攏，前方尾車(T1)的阻力系數(shù)則逐漸接近后方尾車(T2)的阻力系數(shù)。

3)從整體的角度看，增加流線型長度能夠更有效地提升重聯(lián)列車的氣動性能。從單一車輛的角度來看，重聯(lián)區(qū)域與車鉤相連的前后兩節(jié)車輛的氣動特性有顯著差別，流線型長度增加，車鉤前方相鄰車輛的阻力逐漸增大，升力逐漸降低；車鉤后方相鄰車輛的阻力逐漸降低，升力絕對值逐漸增加。