城際列車氣動性能分析與評估

李文化,尚克明,楊明智

(1.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 交通運輸工程學院，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)

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城際列車氣動性能分析與評估

李文化1,尚克明1,楊明智2,3

(1.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 交通運輸工程學院，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)

城際列車的運行速度一般處于100～200km/h之間，對于這類列車氣動性能的研究基本處于空白狀態，而隨著城際列車的不斷開通，其安全問題日益加深，因此有必要對城際列車進行氣動性能分析。采用數值模擬計算的方法，對溫州S1線列車的氣動性能進行研究。主要分析列車明線運行時阻力和噪聲、列車過隧道車體表面壓力變化和車廂內部壓力變化幾個方面。通過對結果的分析對比，得出其變化規律：隨著速度的增大，阻力增大，車體表面壓力增大，車內壓力增大，噪聲增大；列車過隧道時，40m2圓形隧道要比33m2方形隧道氣動性能好；對于單車過隧道，動態密封指數要大于10s；列車以160km/h速度運行時，線邊25m遠、沿列車軸線方向的最大噪聲級約80dB，在環境噪聲允許范圍內。

數值模擬；城際列車；氣動性能

隨著我國高速列車的蓬勃發展，高速列車的研制日益加快，列車的運行速度不斷攀上高峰。國內外很多研究人員針對高速列車的氣動性能進行了研究。梁習鋒等[1-8]研究了明線運行時高速列車的氣動性能；SUZUKI等[9-11]研究了高速列車過隧道時的氣動性能；劉加利等[12-18]研究了高速列車的氣動噪聲特性[15-20]。然而，對于中速度級列車氣動性能的研究明顯不足。城際列車的運行速度一般處于100～200km/h之間，對于城際列車的研究基本處于空白狀態，而隨著城市間城際列車的不斷開通，城際列車的安全運行問題越來越受重視。因此應工程實際的要求，需要評估城際列車的整體性能，其中列車氣動性能是評價列車整體性能的主要參數。

對列車氣動性能的研究方法主要有實車試驗、列車動模型試驗和數值模擬計算三大類。本文采用數值模擬計算的方法，對溫州S1線列車的氣動性能進行了研究和評估。計算分析了列車空氣阻力、車體表面壓力、車內壓力和噪聲四個主要參數。通過對以120，140和160km/h3種不同速度運行的列車數值模擬分析，得出了列車氣動性能變化規律，分析了溫州S1線城際列車行的氣動特性。

1　基本理論

1.1湍流模型

與列車相關的流動現象絕大多數是湍流流動。因此，我們在討論列車周圍空氣流場流動的數值模擬時，自然也離不開如何模擬湍流現象的問題[19-20]。

湍流的數值模擬方法主要有直接數值模擬湍流(DirectNumericalSimulationTurbulence-DNST)、大渦模擬(LargeEddySimulation-LES)和湍流模型(包括渦粘性模型、雷諾應力模型(ReynoldsStressModel)。

目前，國際上所作的直接模擬僅限于較低的雷諾數和有簡單外形的問題，而復雜的列車周圍空氣流場流動數值模擬還不適應；大渦模擬雖然已經開始應用于列車的湍流和氣動噪聲的計算，但由于其要求網格尺度非常小、網格規模非常大，對計算機的速度和內存仍然有較高的要求，還不能完全滿足工程設計和應用的需要；雷諾應力模型和渦黏性模型中的k-ε兩方程模型，特別是k-ε兩方程模型，在列車周圍空氣流場流動的湍流數值模擬中應用最為廣泛。本文湍流的模擬采用k-ε湍流模型。

(1)

式中：ui為渦黏性系數；k為湍流動能；ε湍流耗散率；Cu為湍流常數，一般情況下取Cu=0.09。

1.2氣動聲學方程

Lighthill根據N-S方程和連續性方程推導了經典的氣動聲學傳播方程：

(2)

式中：Tij為Lighthill張量；eij為黏性應力張量；δij為單位張量；ρ′為流體密度的擾動量；ρ′為流場中壓力的脈動量；c為聲速。

2　氣動阻力數值模擬及結果分析

2.1幾何模型

計算模型為溫州S1線列車，為4車連掛，及頭車+兩節中間車+尾車，中間以風擋連接，見圖1。列車模型比較復雜，包括轉向架、風擋、車鉤、防撞裝置、車下設備等復雜結構。

圖1　計算區域Fig.1 Calculation zone

氣動阻力計算來流區域長度取100m,尾流區域長度取200m,左右寬為60m，高60m,計算區域見圖2(a)。

列車過隧道時，流場計算由于列車與隧道之間存在相對運動，為此，計算區域采用分區對接網格技術。為真實模擬列車通過隧道全過程，選擇列車頭部距隧道口50m作為初始運動點，尾流區域長度取200m,左右寬為60m，高60m,計算區域見圖2(b)。隧道長度由列車最不利隧道長度計算公式確定，隧道長度見表1。根據實際情況要求，計算時采用兩種不同隧道截面，一種是33m2方形隧道，一種是40m2圓形隧道，隧道截面形狀見圖3。

單位：m(a)阻力計算區域；(b)過隧道計算區域圖2　計算區域尺寸圖Fig.2 Calculation zone size

速度/(km·h-1)120140160隧道長度/m274320441588

(a)40 m2圓形隧道；(b)33 m2方形隧道圖3　隧道截面形狀Fig.3 Tunnel cross section shape

2.2邊界條件

列車明線運行時，在入口ABFE給定第一類邊界條件：入口來流取理論上無窮遠處的均勻來流，速度為列車運行速度，方向與列車運行方向相反；在出口DCGH給定第二類邊界條件：壓力固定為參考壓力，靜壓為零。外邊界AEHD、EFGH、BFGC按光滑壁面處理，給定對稱面；列車表面為無滑移的壁面邊界條件；地面ABCD按光滑壁面處理，為消除地面效應，給出的是滑移邊界條件，大小和方向與入口來流一致[5-6]。

列車過隧道時，對于列車表面，給定運動邊界條件，即X方向速度分量等于給定的列車運行速度V，Y、Z向速度分量等于0；流域底面和隧道壁面給定無滑移邊界條件；流域兩側面、頂面給定對稱面條件；出口給定壓力出口邊界條件，相對壓強為0；進口給定壓力進口邊界條件，相對壓強為0。

2.3計算網格

模型的復雜性給網格劃分帶來了極大的挑戰。網格劃分時，在列車頭部以及周圍流動量變化都較大的位置均采用了較細的網格，在列車轉向架位置和受電弓位置也采用了比較細的網格，以免因為網格過大原因模糊掉了復雜位置幾何結構。為了捕捉列車頭部來流和尾部尾流流場特性，還在來流區和尾流區進行了加密。圖4為計算網格。

列車明線運行時，采用OpenFoam軟件對模型進行離散，物面為四邊形網格，空間為六面體網格。考慮邊界層的影響，對車體附近區域進行了局部網格加密，空間體網格約3 000萬。第一層網格的厚度為0.001 25m。圖4(a)為列車頭部網格示意圖。

列車過隧道時，隧道和地面用六面體結構化網格離散；列車由于其外形為三維自由曲面，用四面體非結構化網格離散。空間體網格約為1 000萬，最小網格尺寸為0.007m。圖4(b)為列車過隧道網格示意圖。

2.4計算結果分析

2.4.1氣動阻力數值模擬計算結果分析

利用商用流體軟件Fluent，對溫州S1線列車進行了數值模擬計算。通過計算數值求解不可壓縮連續性方程、動量方程及湍流模型方程得到不同速度列車氣動阻力特性。表2為氣動阻力系數計算結果，圖5為列車壓力分布云圖，圖6為列車阻力分布圖，圖8為列車整車氣動阻力隨速度變化曲線。

(a)列車頭部車體表面網格示意圖(b)列車過隧道表面網格示意圖圖4　計算網格Fig.4 Calculation grid

圖5　列車壓力分布云圖Fig.5 Train pressure distribution diagram

從圖5中可以看出，列車的頭車鼻錐端為駐點所在位置，此處流速為零，正壓壓力最大，經過該點后，氣流速度逐漸加快，壓力下降。其沿縱剖面的流動情況，到達頭部與車頂過渡處負壓降至最大值，而尾車開始時為較小的負壓，氣流到達尾部與車頂過渡處負壓降至最大值，這均是由于過渡弧面變化很大，空氣繞流速度加快，從而使這一區域的壓力急劇降低所致，至車體頂面壓力又再次回升成為平穩的較小的負壓。

表2不同速度列車氣動阻力系數

Table2Aerodynamicdragcoefficientofdifferentspeedtrain

速度/(km·h-1)120140160頭車0.27690.27290.2737中間車10.14320.14280.1425中間車20.14110.14130.1415尾車0.35110.34650.3428總阻力0.91230.90350.9005

圖6　列車氣動阻力分布圖Fig.6 Aerodynamic drag distribution of train

圖7　列車整車氣動阻力隨速度變化曲線Fig.7 Curve of aerodynamic drag along with the speed

從上述圖表中可以看出，不同車速各節車氣動阻力系數基本相同；不同車速列車的氣動阻力變化規律一致，即尾車阻力最大，約占總阻力的30%，兩節中間車阻力相近最小，約占總阻力的15.5%，頭車阻力小于尾車大于中間車，約占總阻力的39%；所有車速的阻力均為正值；列車氣動阻力與車速的關系近似成平方，符合規律。

以120km/h速度為例進一步分析。120km/h速度的列車頭車和尾車阻力比重最大的部位在流線型車頭位置，各占總阻力的60.8%和73.4%，這主要是因為溫州S1線列車為鈍頭車，使的列車阻力過大。而頂部空調位置加大了迎風面積，亦使阻力變大。為了減小列車阻力，需要對列車外形進行優化，使其頭部流線位置變長，減小空調迎風面積，提高列車氣動性能。

2.4.2列車過隧道數值模擬計算結果分析

由于隧道壁面的限制，列車通過隧道的過程必須考慮空氣的壓縮性，同時，列車通過隧道的過程，壓力和速度等流場參數均隨時間在變化，因此，需要求解可壓縮和非定常的連續性方程、動量方程及湍流模型方程，以得到列車通過隧道的氣動特性。

由于列車運行速度的增大，隧道通過性能隨之降低，列車通過單線隧道時，車體表面壓力幅值隨著速度的增大而增大；列車前部車鉤中心位置壓力最大，壓力變化幅值也最大，具體數值見表3。圖8為列車以120km/h速度運行時，該位置壓力變化曲線。因為隧道橫截面不同，圓形隧道的阻塞比要比方形隧道的小，所以列車通過圓形隧道時的氣動性能比通過方形隧道時好。

表3　列車壓力最大值及幅值/Pa

(b)40m2圓形隧道

圖8　列車最大壓力變化曲線Fig.8 Maximum pressure curves of the train

2.4.3列車過隧道車內壓力計算結果分析

列車在隧道內運行時,車外的壓力變化會引起車廂內壓力的變化,從而會帶來乘客舒適性問題。

一般而言，我們通過數值計算可以得到車體壁面上任意一點的壓力變化，然后根據車體表面壓力變化求出車廂內部的壓力變化，車外的壓力向車廂內部傳播主要取決于車體的剛度和車輛的氣密性。列車的剛度比較大，可以忽略其影響。因此，本文主要考慮車輛的氣密性的影響。

假定車內部壓力變化率與內外壓差成正比：

(3)

式中：pi為車內部壓力；pε為外部壓力；τ為密封指數。由氣密性試驗測量得到：

(4)

根據以上公式，由前文計算所得到的列車車體表面的壓力變化，計算得到車廂內部的壓力變化，進而可以得到車廂內部的壓力變化率。

表4為列車以120，140和160km/h的速度在隧道內單車運行時，車廂內部的壓力3s變化率，其中密封指數為τ=3，5和10s。

表4列車車廂內部壓力變化率/(Pa/3s)

Table4Internalpressurechangerateofthetrain

速度/(km·h-1)120140160τ=0s方形隧道153921312816圓形隧道110615162004τ=3s方形隧道107114461825圓形隧道85511861556τ=5s方形隧道79610611328圓形隧道6428681105τ=10s方形隧道475628788圓形隧道387515653

計算結果表明，車廂內部壓力變化最大來自頭車，當動態密封指數超過10s時，司機室內部的壓力變化率已經小于800/3Pa/s。因此，對于單車過隧道，動態密封指數大于10s即可。因為隧道橫截面不同，圓形隧道的阻塞比要比方形隧道的小，列車在過圓形隧道時要比過方形隧道乘客感覺更加舒適。

3　噪聲水平分析研究

噪聲會對人體的不良影響和危害，鐵路噪聲對沿線居民的影響最大。歐盟和日本等均出臺了高速列車噪聲聲壓級限制標準，隨著高速列車運行速度的提升，該噪聲標準的規定也越來越低[13]。因此有必要對列車的噪聲水平進行分析研究。本文結合大渦模擬與FW-H聲學模型分析了溫州S1線列車遠場氣動噪聲的分布規律，對關鍵位置的噪聲進行了評估。

遠場噪聲測點在距軌道中心線25m和距軌面高度3.5m處，沿列車縱向平行等間距選取，在升弓和降弓位置也選取了兩個測點,測點編號從車頭前20mZ1開始依次到車尾后20mZ17。圖9和圖10分別給出了沿列車軸線方向聲壓級分布和最大值點聲壓頻譜分布。

圖9　沿列車軸線方向聲壓級分布Fig.9 Sound pressure distribution in the axial direction of train

圖10　最大值點聲壓頻譜分布Fig.10 Sound pressure spectral distribution of the Maximum point

從圖中可以看出，溫州S1線列車以160km/h速度運行時，所有測點遠場聲壓級幅值分布比較均勻，集中分布在76-81dB之間，整體水平較低，噪聲水平最高位置處于升弓處。

4　結論

1)隨著速度的增大，列車的氣動阻力增大，車體表面壓力增大，車內壓力增大，噪聲增大。

2)列車過隧道時，40m2圓形隧道要比33m2方形隧道氣動性能好；動態密封指數要大于10s。

3)列車以160km/h速度運行時，線邊25m遠、沿列車軸線方向的最大噪聲級約80dB，在環境噪聲允許范圍內。

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Analysis and evaluation on characteristics of aerodynamics of intercity trains

LIWenhua1,SHANGKeming1,YANGMingzhi2,3

(1. CSR Qingdao Sifang Co. Ltd. , Qingdao 266111, China;2.SchoolofTransportationEngineering,CentralSouthUniversity,Changsha410075,China;3.KeyLaboratoryofTrafficSafetyonTrackofMinistryofEducation,Changsha410075,China)

Thespeedofintercitytrainislimitedbetween100km/hand200km/h,buttherearefewaerodynamicstudiesforthisvelocitymagnitude.Withtheoperationoftheintercitytrain,thesafetyproblemisbecomingmoreandmoreimportant.So,itisnecessarytostudythisproblem.ThepaperstudiestheaerodynamiccharacteristicsofWenzhouS1-linetrainbynumericalsimulationmethod.Itmainlyanalyzedthedragandnoisewhenthetrainrunsinopenair.Thesurfacepressureandinsidepressurewhenthetraintravelsthroughthetunnelwerealsoinvestigated.Throughtheanalysisandcomparison,theregulationwasgiven:thedrag,surfacepressure,insidepressureandnoisewerelargerwiththeincreaseoftrainspeed;Theaerodynamicperformanceof40m2-circulartunnelisbetterthan33m2-squaretunnel；Thedynamicsealingindexshouldbegreaterthan10s;Trainsrunat160km/hspeed,lineedge25maway,alongtheaxialdirectionofthetrainthemaximumnoiselevelofabout80dB,thenoiseintheenvironmentwithintheallowablerange.

numericalsimulationmethod;intercitytrain;aerodynamiccharacteristics

2015-12-15

國家自然科學基金資助項目(11372360)

楊明智(1972-),男，湖南望城人，副教授，博士，從事列車空氣動力學研究；E-mail:yqyymz@126.com

U270

A

1672-7029(2016)07-1407-07