頭部主型線變化對列車隧道交會氣動性能的影響

周細賽，劉堂紅，陳爭衛，陳曉棟，謝臺中，李文輝

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頭部主型線變化對列車隧道交會氣動性能的影響

周細賽，劉堂紅，陳爭衛，陳曉棟，謝臺中，李文輝

(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)

基于三維、可壓縮、非定常N?S方程和雙方程湍流模型，對不同主型線頭部列車隧道交會氣動效應進行數值模擬，得到列車在隧道內交會時的側向力、總阻力以及隧道壁面壓力變化。研究結果表明：隧道壁面和列車表面壓力測點數值計算結果與動模型實驗、實車試驗結果較吻合，相對誤差均在5%以下；單拱型列車隧道交會氣動性能略優于雙拱型；縱剖面型線對列車隧道交會氣動力影響較大，縱剖面型線從下凹變化到上凸，頭車、中間車和尾車側向力幅值系數分別增加11.2%，14.0%和23.7%，最大總阻力系數增加7.2%；水平剖面型線從最寬外形變化到最窄外形，頭車、中間車和尾車側向力幅值系數分別增加3.4%，2.4%和4.6%，最大總阻力系數減小4.0%；改變頭部主型線對隧道壁面壓力變化影響較小，最大相對誤差為1.7%。

頭部外形；高速列車；主型線；隧道；交會；氣動性能

高速列車是鐵路技術發展的主要方向，列車的高速化不僅給人們出行帶來極大方便，而且產生巨大的經濟效益。但隨著列車運行速度的不斷提高，列車空氣動力學問題諸如空氣阻力、列車交會壓力波、隧道氣動效應等問題日益突出，這些問題嚴重影響了列車提速、列車運行的安全性以及乘客的舒適性[1?4]。列車空氣動力性能是高速列車外形設計和鐵路行車安全評估的重要內容之一[5?7]。大量實驗表明，列車空氣動力特性受列車頭部外形的影響較大，為了改善列車綜合氣動性能，提高鐵路運輸效率，國內外對氣動頭型進行了大量研究。田紅旗等[8]采用數值計算、動模型試驗、風洞試驗、實車試驗和理論分析等方法，研究了列車流線型頭部長度、寬度、高度及耦合外形對列車交會壓力波、空氣阻力和升力的影響。周丹等[9]設計了3種磁浮列車流線型頭部外形，并通過氣動性能的綜合比較分析得到了最佳氣動外形方案。CHOI等[10]采用數值計算方法研究了不同頭部形狀對隧道內運行的列車氣動阻力的影響。YAO等[11?12]采用數值計算結合不同優化算法對高速列車明線運行時氣動頭型進行了優化設計。KU等[13?14]以減小隧道微氣壓波為目標，通過數值仿真和優化算法對高速列車頭部形狀進行了優化。以上研究得到了不同頭部形狀對列車明線運行氣動性能、明線交會氣動性能和單車過隧道氣動性能的影響規律，但對于不同頭部外形列車隧道交會引發的空氣動力效應問題研究較少。基于此，本文作者通過改變列車氣動頭型主型線，主要包括控制列車頭部外形的縱剖面型線、水平剖面型線和前窗部位過渡曲線，采用數值模擬方法對列車隧道交會氣動性能進行研究，得到不同主型線變化對列車側向力、阻力及隧道壁面瞬變壓力的影響規律，以期為高速列車選型與優化提供參考依據。

1 列車頭部外形設計方案

以原型車為基礎，分別改變頭部前窗部位過渡曲線、縱剖面型線和水平剖面型線，得到不同頭部形狀列車，進而展開頭部主型線變化對列車隧道交會氣動性能的影響研究。原型車流線型頭部長度為9 m，頭型為單拱，在此基礎上，通過改變前窗部位過渡曲線得到雙拱頭型列車，如圖1(a)所示；縱剖面型線往上凸和往下凹分別變化2種外形如圖1(b)所示；水平剖面型線往外鼓和往內收分別變化2種外形，如圖1(c)所示。不同縱剖面型線對應的編號為Z?2，Z?1，Z+1和Z+2，分別表示在原型車Z0的基礎上縱剖面型線經過不同變化得到的列車外形，編號下標中的“?”表示縱剖面型線往下凹，“+”表示縱剖面型線往上凸，“1”和“2”表示下凹或上凸的程度，數字越大表示下凹或上凸的程度越大。不同水平剖面型線對應的列車外形分別為Y?2，Y?1，Y+1和Y+2，其數值和符號的含義與縱剖面型線的含義相同。

為了使縱剖面型線和水平剖面型線能用定量化參數分析，分別采用縱剖面投影面積和水平剖面投影面積表示。縱剖面投影面積越大，表示縱剖面型線越凸；水平剖面投影面積越大，表示水平剖面型線越往外鼓。其投影面積如表1所示。

2 數值模擬

2.1 計算模型及計算方法

基于三維、非定常、可壓縮、黏性流場對每一種頭型列車在隧道內等速交會進行流場數值分析。采用工程上應用廣泛的?湍流模型，時間步長為6 ms，流場控制方程及湍流模型見文獻[15]。為了更真實地模擬列車過隧道產生的瞬態壓力變化，采用八車編組的方式，即頭車、6節中間車和尾車，全長為201.3 m，橫截面積為11.23 m2，模型省略了把手、受電弓等裝置但保留了轉向架和風擋。由于列車模型較復雜，采用適應性較強的非結構化網格進行離散，原型車車頭物面網格如圖2所示。列車于隧道內交會的計算區域如圖3所示，其中從左側進入隧道的標記為“列車A”，右側進入隧道的標記為“列車Ｂ”。為真實模擬列車通過隧道全過程，選擇列車頭部距隧道口50 m作為初始點。采用滑移網格技術模擬列車的相對運動，列車速度為250 km/h。地面、車體表面和隧道壁面給定無滑移壁面邊界條件，外部流域給定遠場邊界條件。

隧道模型為雙線隧道，長1 000 m，橫截面積為80 m2，線間距為4.4 m。為了對隧道內瞬變壓力進行分析，在隧道壁面上布置9個測點。具體布點方式如圖4所示。

圖2 原型車頭部物面網格

數據單位：m。

2.2 量綱一系數

為了便于分析，在進行公式擬合、規律分析時，采用量綱一系數對比不同外形列車隧道交會時的氣動力和壓力。氣動力和壓力系數表達式如下。

側向力系數S為

阻力系數D為

壓力系數P為

數據單位：m。

圖4 隧道壁面測點布置

Fig. 4 Points arrangement on tunnel wall

3 模型驗證

為了驗證本文數值計算方法的精確性，進行了經典的Maeda圓錐形頭部列車通過隧道的動模型實 驗[16]。列車車長為0.947 m，車身為圓柱形，直徑為0.058 8 m；車頭為圓錐形，車頭長度為0.147 m。隧道模型采用的是圓管，長度為3 m，直徑為0.172 m，因此，阻塞比為0.116。開始計算前，列車距離隧道入口0.6 m，列車速度為232 km/h。壓力監控點布置在距離隧道入口1 m的壁面上。圖5所示為壓力監控點的壓力變化曲線。從圖5可以看出：壓力數值計算結果與實驗結果基本吻合，最大相對誤差不超過5%。

2014?11，中南大學在蘭新線“百里風區”進行大風環境下CRH2動車組空氣動力學現場綜合試驗。本文模擬計算了沿線路方向環境風速為8.2 m/s，列車以試驗速度180 km/h進入十三間房1號隧道時的車體表面瞬變壓力變化。將頭車車身中部測點壓力的數值計算結果與試驗結果進行對比，如表2所示。圖6所示為對應測點壓力變化曲線比較結果。

從圖6可以看出：采用這2種方法得到的瞬變壓力曲線變化規律基本一致，壓力幅值偏差為2.0%；當＞18 s時，壓力數值計算結果與實車試驗結果差異較大，其原因主要是實車試驗時車速在隧道內發生了 變化。

圖5 壁面測點壓力變化曲線

表2 壓力數值計算與實車試驗結果

1—數值計算；2—新疆試驗。

4 結果和討論

4.1 流線型長度9 m原型車氣動性能

圖7所示為隧道壁面5號測點(隧道中點)的壓力變化曲線，其中，NN表示列車A車頭與列車B車頭交會時刻，NT表示列車A車頭與列車B車尾交會時刻，TT表示列車A車尾與列車B車尾交會時刻。從圖7可以看出壓力從0 kPa上升到最大值3.492 kPa(點)的過程可以分為3個階段：段，壓力急劇上升，是因為受到列車流線型頭部進入隧道引起的壓縮波的影響；段，壓力上升變緩，是空氣的黏性效應作用在車體表面所致；段，當2列車相互駛向對方時，列車之間的空間減小，受列車的擠壓作用，空氣壓力進一步上升。點之后，受膨脹波影響，壓力開始下降。當=NN時，列車頭部經過測點，列車誘導滑流使該處氣流速度突然升高，導致壓力突然降低；當=NT時，列車車身經過測點，由于車身幾何結構基本不變，壓力變化基本不受影響；當=TT時，列車尾部經過測點，此時，氣流迅速填充列車后方區域，在靠近列車尾部的位置氣流流速快速下降，導致壓力顯著上升。同時，從圖7還可看出：由列車交會產生的瞬變壓力變化也呈現出明線交會的壓力變化波形，但變化幅值較小。

圖8所示為列車隧道交會時不同編組位置車輛的氣動力幅值(最大、最小值之差)計算結果。其中，車1~8表示第1節車(頭車)至第8節車(尾車)。從圖8可以看出：側向力和阻力幅值變化規律一致，均是頭車的最大，尾車的次之，中間車的最小，且中間6節車的氣動力幅值差別很小；中間車側向力幅值最大相差3.9%，阻力幅值最大相差3.2%。因此，下面統一選取第3節車作為中間車進行分析。

圖7 壁面5號測點壓力變化曲線

1—側向力；2—阻力。

圖9(a)所示為列車A頭車側向力變化曲線。從圖9(a)可以看出：列車進隧道前，側向力基本為0 kN；當頭車剛進隧道時，側向力有較小波動，之后基本維持在0.5 kN左右。這是因為列車進入雙線隧道，其左右兩側流場不完全對稱，導致列車受到“推”向隧道壁面的側向力。當=t時，列車交會開始，頭車受到頭波先正后負的沖擊，側向力從“推”向隧道壁面的17.31 kN迅速變為“吸”向列車B的?5.38 kN；當=NT時，列車A頭部與列車B尾部交會，此時，頭車受到尾波先負后正的沖擊，側向力達到負峰值?12.05 kN又迅速變為反向的5.67 kN，這種氣動載荷突變會引起列車運行過程中瞬間的“晃動”現象；當=TT時，側向力僅有很小變化，這是因為頭車距離尾車較遠，列車尾部與尾部的交會對頭車產生的影響很小。至此，列車交會過程結束，側向力又回歸0.5 kN左右，直到列車開始出隧道，此時，側向力變化較大，最大負峰值達?2.71 kN。可見，列車出隧道過程對列車側向力的影響比進隧道過程時大。圖9(b)所示為列車總阻力變化曲線，可以看出列車從明線進入隧道，總阻力變化顯著，從28.50 kN上升到最大值74.77 kN，提高了1.6倍。該變化過程可分為2個階段：第1階段，列車進入隧道時的阻塞效應導致總阻力迅速上升；第2階段，由于受到列車B初始壓縮波的影響而使總阻力持續提高至最大值。當=NN時，列車B頭部經過列車A頭部，導致列車A頭部壓力下降，列車A縱向方向壓力差減小，所以，總阻力減小；在列車頭尾交會前，總阻力較小，并且在此期間達最小值19.81 kN。當=NT時，總阻力開始增大，這是因為此時列車B頭部經過列車A尾部，導致列車A尾部壓力下降，同時列車B尾部經過列車A頭部，導致列車A頭部壓力上升，因此，列車A縱向方向壓力差增大，總阻力增大。當=TT時，列車B尾部經過列車A尾部，列車A尾部壓力上升，列車縱向方向壓力差減小，導致總阻力下降。

(a) 頭車側向力；(b) 列車總阻力

4.2 前窗部位過渡曲線變化對氣動性能影響規律

為了直觀地分析列車氣動力隨前窗部位過渡曲線變化規律，將不同前窗部位過渡曲線列車車體側向力和阻力幅值系數用柱狀圖表示，如圖10所示。從圖10可以看出：單拱型列車頭車、中間車和尾車氣動力幅值系數均要比雙拱型的小，其中側向力幅值系數尾車差別最大，相對誤差為3.1%；而阻力幅值系數頭車差別最大，相對誤差為1.1%。

圖11所示為不同前窗部位過渡曲線列車車頭流線及壓力云圖。從圖11可見：單拱型與雙拱型車頭鼻尖部位壓力分布基本一致，而單拱型車頭前窗部位過渡曲線斜率變化比雙拱型要緩慢、均勻、流暢，雙拱型前窗部位(圖中a區域)氣流流動受阻，容易使氣流產生分離，形成較大的正壓區，因此，單拱型列車氣動性能略優于雙拱型的氣動性能。

(a) 側向力幅值系數；(b) 阻力幅值系數

(a) 單拱；(b) 雙拱

表3所示為不同前窗部位過渡曲線列車在隧道內交會時隧道壁面測點的壓力幅值系數。從表3可以看出：單拱型壓力幅值系數比雙拱型的小，并且越接近隧道口，壓力差別越大。其中8號測點壓力差別最大，相對誤差為0.59%。由此可見，單拱型列車引起的隧道氣動效應要優于雙拱型，但差別不明顯。

4.3 縱剖面型線變化對氣動性能影響規律

圖12所示為列車氣動力系數與頭部縱剖面型線投影面積的關系。從圖12(a)可以看出：車體側向力幅值系數隨縱剖面型線投影面積增加而呈對數增大；隨著縱剖面型線投影面積從下凹的22.760 m2慢慢變化到上凸的26.505 m2，側向力幅值系數慢慢增大，其中頭車側向力幅值系數由0.864增大到0.960，增幅為11.2%；中間車側向力幅值系數由0.492增大到0.561，增幅為14.0%；尾車側向力幅值系數由0.667增大到0.825，增幅為23.7%。這是因為縱剖面型線從下凹的Z-2慢慢變化到上凸的Z+2，從鼻尖部位到車身的過渡曲線斜率變化越大，氣流流動因受阻更易產生分離，影響了列車氣動性能。由此可見：縱剖面型線對車體側向力影響較大，對尾車影響最大，對中間車次之，對頭車最小。圖12(b)所示為列車A最大總阻力系數與縱剖面型線投影面積的對數擬合曲線。從圖12(b)可以看出：隨著縱剖面型線從下凹形狀慢慢變化到上凸形狀，最大總阻力系數從1.682增大到1.803，增幅為7.2%；當縱剖面型線投影面積從22.760 m2變化到25.340 m2時，最大總阻力系數增幅僅為3.4%，而從25.340 m2變化到26.505 m2，增幅為3.8%，說明當縱剖面型線投影面積達到較大值時，其對列車總阻力的影響更顯著。

表3 不同前窗部位過渡曲線列車隧道交會時隧道壁面壓力幅值系數

為了分析縱剖面型線對列車交會隧道壁面壓力變化的影響，將不同縱剖面型線列車交會時隧道壁面測點壓力幅值系數進行比較，如圖13所示。從圖13(a)可以看出：除了隧道中部測點的壓力幅值系數差別較大外，其余測點的壓力幅值系數基本重合，差別很小。這主要是因為列車在隧道內交會，其隧道壁面壓力幅值主要取決于列車的速度、阻塞比，由于列車速度相同，阻塞比也相同。雖然列車頭部外形不同，但都采用流線型外形，并且列車的速度和阻塞比的影響遠大于頭部外形的影響，因此，隧道壁面壓力分布基本相同；隧道中部測點壓力幅值系數變化差異稍大，主要是因為不同外形列車在該位置交會引起壓力變化有所差異。將5號測點壓力幅值通過對數函數擬合，所得結果如圖13(b)所示。從圖13(b)可以看出：隨著縱剖面型線投影面積從下凹的22.760 m2慢慢變化到上凸的26.505 m2，5號測點壓力幅值系數從1.980變化到2.013，增幅為1.7%。可見，縱剖面型線對隧道壁面測點壓力的影響很小。

(a) 側向力幅值系數；(b) 最大總阻力系數

(a) 不同測點壓力幅值系數；(b) 5號測點壓力幅值系數

4.4 水平剖面型線變化對氣動性能影響規律

列車氣動力系數與頭部水平剖面型線投影面積的關系如圖14所示。從圖14可以看出：車體側向力幅值系數隨水平剖面型線投影面積增加而呈對數減小。這是因為水平剖面型線越往外鼓，頭形中部越平坦，而水平剖面型線內收的頭形呈現出明顯的梭形形狀，將使氣流遇到列車頭部后主要朝車頭兩側流動，且頭型中部流線彎曲程度越大，壓力變化越大，故交會時引起的側向力變化也越大。水平剖面型線從最寬的Y+2外形慢慢變化到最窄的Y-2外形，頭車側向力幅值系數由0.877增大到0.907，增幅為3.4%；中間車側向力幅值系數由0.505增大到0.517，增幅為2.4%；尾車側向力幅值系數由0.670增大到0.701，增幅為4.6%。可見車體側向力隨水平剖面型線變化較大，尾車變化最大，頭車變化次之，中間車變化最小。圖14(b)所示為列車A最大總阻力系數與水平剖面型線投影面積的關系曲線。從圖14(b)可以看出：與側向力系數變化規律不同，最大總阻力系數隨水平剖面型線投影面積增大而呈對數增大；隨著水平剖面型線投影面積從外鼓的27.184 m2慢慢變化到內收的23.258 m2，最大總阻力系數從1.757變化到1.688，減幅為4.0%。這是因為列車運行時，頭形越往外鼓，氣流流動越不順暢，并且容易產生分離，導致頭部壓力增大，列車總阻力提高。

(a) 側向力幅值系數；(b) 最大總阻力系數

不同水平剖面型線列車交會時隧道壁面測點壓力幅值系數比較結果如圖15所示。從圖15(a)可看出：除了隧道中部5號測點的壓力幅值系數有所差別外，其余測點的壓力幅值系數基本重合，差別很小。將隧道中部5號測點壓力幅值系數通過對數函數擬合，所得結果如圖15(b)所示。從圖15(b)可以看出：隨著水平剖面型線投影面積從內收的23.258 m2慢慢變化到外鼓的27.184 m2，5號測點壓力幅值系數從1.981變化到2.001，增幅為1.0%。可見，水平剖面型線對隧道壁面測點壓力的影響很小。

(a) 不同測點壓力幅值系數；(b) 5號測點壓力幅值系數

5 結論

1) 對動模型試驗和實車試驗工況下的壓力測點結果進行數值仿真，計算結果與試驗結果最大相對誤差在5%以內，說明此次采用的數值模擬計算方法是可行的。

2) 單拱型列車氣動力系數比雙拱形的略小，兩者側向力幅值系數最大相對誤差為3.1%，阻力幅值系數最大相對誤差為1.1%；隧道壁面壓力基本相等，最大相對誤差為0.59%。

3) 列車氣動力系數隨縱剖面型線投影面積增加而呈對數增大；縱剖面型線對車體側向力幅值影響較大，對車輛影響程度由大至小依此為為尾車、中間車和頭車；當縱剖面型線投影面積達到較大值時，其對列車總阻力的影響更顯著；縱剖面型線對隧道壁面測點壓力的影響較小，最大相對誤差為1.7%。

4) 車體側向力幅值系數隨水平剖面型線投影面積增大而呈對數減小，而最大總阻力系數隨水平剖面型線投影面積增大而呈對數增大，因此，進行氣動頭部外形設計時，需要綜合考慮各種因素；隨著水平剖面型線從內收慢慢變化到外鼓，隧道壁面壓力幅值系數最大相對誤差為1.0%。

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(編輯 陳燦華)

Influence of head outlines on aerodynamic effect of two trains intersecting in tunnel

ZHOU Xisai, LIU Tanghong, CHEN Zhengwei, CHEN Xiaodong, XIE Taizhong, LI Wenhui

(Key Laboratory of Traffic Safety on Track of Ministry of Education, School of Traffic & Transportation Engineering, Central South University, Changsha 410075, China)

Numerical simulation method based on the three-dimensional, compressible, unsteady N?S equations anddouble-equation turbulence model was used to study the influence of head outlines on aerodynamic effect of two trains intersecting in a tunnel, and the changes of the side force, resistance force and pressure on tunnel wall were obtained. The results show that the pressure values obtained by the present numerical method are in good agreement with those of the model-scaled test and full-scale experiment, and their relative error is both less than 5%. The aerodynamic effect caused by the single-arched train is slightly better than that of the double-arched train. The outline of head longitudinal section has a large impact on the aerodynamic forces induced by two trains passing by each other in a tunnel. When it changes from concave to convex, the side force amplitude coefficients of head car, the middle car and tail car are increased by 11.2%, 14.0% and 23.7%, respectively, and the maximum total resistance force coefficient is increased by 7.2%. When the outline of head horizontal section changes from the wide shape to the narrow shape, the side force amplitude coefficients of head car, the middle car and tail car are increased by 3.4%, 2.4% and 4.6%, respectively, but the maximum total resistance force coefficient is reduced by 4.0%. The change of head outlines has little effect on the tunnel wall pressure variations, and the maximum difference is 1.7%.

head shape; high-speed train; outlines of head; tunnel; intersection; aerodynamic performance

10.11817/j.issn.1672?7207.2018.02.031

U270.2

A

1672?7207(2018)02?0493?09

2017?02?10；

2017?04?12

國家自然科學基金資助項目(51575538，U1134203)；中南大學教師研究基金資助項目(2013JSJJ014)(Projects(51575538, U1134203) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(2013JSJJ014) supported by the Teachers Research Fund of Central South University)

劉堂紅，副教授，從事列車空氣動力學研究；E-mail：lthjd@163.com