鼻尖狀態對高速列車氣動性能的影響

黃濤+李田+張繼業

摘要： 基于三維定常不可壓NS方程以及kε兩方程湍流模型，分別在無橫風和有橫風環境下，用有限體積法研究高速列車車頭鼻尖不同開閉狀態對列車明線運行時氣動性能的影響.用FLUENT分析車頭鼻尖全開、全閉和半開半閉等3種不同開閉狀態的高速列車氣動性能，發現車頭鼻尖開閉狀態對列車側向力和升力幾乎沒有影響，但對頭車的阻力影響較大，這主要是由于頭車鼻尖部分阻力變化較大引起的.在無橫風環境下，車頭鼻尖開閉狀態對頭車的氣動力矩影響不大，但對尾車的點頭力矩有一定影響.在橫風環境下，車頭鼻尖開閉狀態對列車氣動力矩影響不大.

關鍵詞： 高速列車； 開閉狀態； 橫風； 氣動性能； 有限體積法； 數值仿真

中圖分類號： U270.11；TB115.1文獻標志碼： B

高速列車貼近地面運行，其長寬比遠大于其他交通工具，當運行速度達到300 km/h以上時，其空氣阻力分布特性與汽車或飛機相比更為復雜.[14]為減少氣動阻力，高速列車頭部一般采用三維流線型外形，并將車鉤等傳統列車上一些外露的設備、裝置包裹在車體內部.為滿足調車作業、救援搶險和雙機聯掛時掛鉤、拆解的需要，必須將車頭鼻尖設計成可開啟式，以露出車鉤的鉤頭.[58]動車組頭部鼻尖的自動開閉裝置主要由開閉機構和玻璃鋼前罩構成，動作部分采用氣缸驅動，分為開閉氣缸和鎖緊氣缸.開閉氣缸完成開閉動作，鎖緊氣缸完成對機構的鎖固，以維持開閉狀態.開閉機構的主體框架用螺栓固定在底架上，在主體框架上安裝驅動機構.裝置各關節采用銷軸連接，由氣缸的伸縮動作轉變為前罩的開關動作.[9]

目前，國內外的研究成果大多針對提高傳統列車運行速度和高速列車運行過程中的空氣阻力.姚拴寶等[10]對CRH 3型列車各組成部分的氣動阻力特性進行統計和歸類，給出各部件氣動阻力對列車總氣動阻力的貢獻，并分析列車及其各主要部件的氣動阻力分布特性.龔曉波[9]采用數值計算的方法得到自動開閉裝置前罩的表面壓力分布，并對自動開閉裝置的玻璃鋼前罩和開閉機構進行結構強度分析，而未對不同開閉狀態進行氣動性能研究.

目前，列車氣動性能的研究往往將流線型部分或者頭車視為一個整體，未見有文獻研究列車鼻尖開閉機構對列車氣動性能的影響.列車鼻尖開閉機構有3種典型的開閉狀態：全閉、全開和半開半閉.一般情況下，當列車正常運行時，列車鼻尖開閉機構處于全閉形式，但當列車鼻尖開閉機構出現故障時，可能處于全開或半開半閉狀態.因此，研究不同開閉狀態的鼻尖開閉機構對高速列車氣動性能的影響十分必要.本文采用有限體積法數值模擬無橫風和有橫風2種環境下不同鼻尖開閉機構的高速列車明線氣動性能，研究全開、全閉、半開半閉3種不同鼻尖開閉狀態對高速列車氣動性能的影響.

1控制方程

當列車的運行速度為300 km/h時，馬赫數小于0.3，列車周圍流場可視為三維定常不可壓縮流場.湍流模型選用標準kε兩方程模型，其控制方程[11]為div（ρuφ）=div（Γgrad φ）+S式中：ρ為空氣密度；u為流場速度矢量；φ為流場通量；Γ為擴散系數；S為源項.

2計算模型

以某型號高速列車為研究對象，采用3車編組，即由頭車、中間車和尾車組成，其長度分別為26.2，25.0和26.2 m，忽略受電弓、轉向架和門把手等局部結構，見圖1.其中，中間車力矩矩心位于中間車車體中心處，頭車和尾車力矩矩心分別位于距離中間車力矩矩心25 m處.列車鼻尖開閉機構的3種典型的開閉狀態見圖2，其中忽略開閉機構內的連接桿等細部結構.

列車的流場計算區域見圖3.在無橫風環境下，列車正前方截面為入口邊界，設置為速度入口條件；列車正后方截面為出口邊界，設置為壓力出口條件；列車的正上方、兩側截面設置為對稱邊界條件.在橫風環境下，列車正前方截面和右側截面為入口邊界，設置為速度入口條件；列車正后方截面和左側截面為出口邊界，設置為壓力出口條件；列車的正上方設置為對稱邊界條件.列車表面設置為wall邊界；為模擬地面效應，地面邊界為無滑移邊界條件，地面與列車運動速度一致.圖 3計算區域

Fig.3Computational domain

使用ICEM對計算區域進行非結構化網格劃分，空間網格采用四面體和三棱柱單元，物面采用三角形單元.對于邊界層網格，在車體表面生成的第一層厚度為1 mm，取增長率為1.2，共生成5層邊界層網格，與文獻[12]提到的邊界層網格基本一致.為確定網格對計算結果的影響，通過改變外場和列車表面網格尺寸，建立3種不同的網格方案，得到3種不同網格方案的各車阻力值，見表1，可知，相對于方案2，方案3各車阻力的變化幅度控制在1%內，可以認為當外場最大尺寸為800 mm，列車表面網格最大尺寸為60 mm時，加密網格基本不影響計算結果.考慮到計算時間和精度等因素，網格劃分時取外場最大尺寸為800 mm，列車表面網格最大尺寸為60 mm，相應的網格總數約為1 684萬個.后續計算均采用此網格參數設置.表 1網格獨立性檢驗

Tab.1Mesh independence test網格方案網格最大尺寸/mm外場列車表面網格總數/

萬個頭車中間車尾車阻力/N相對變化/%阻力/N相對變化/%阻力/N相對變化/%方案11 000701 0264 7982 028方案2800601 6844 710-1.832 067+1.924 743-2.25方案3600502 3924 672-0.812 061-0.294 724-0.21

3計算結果

3.1無橫風環境下的計算結果

頭車各部分的受力情況見圖4.

（a）鼻尖部分（b）流線型部分（c）非流線型部分（d）頭車整體圖 4無橫風環境下頭車受力

Fig.4Forces of head car under noncrosswind environment

由圖4可知：鼻尖開閉機構的開閉狀態對列車側向力和升力幾乎沒有影響.全開狀態相對于全閉狀態而言，鼻尖部分的阻力增加1 784 N，增大37.52%，頭車阻力增加1 558 N，增大33.08%；半開半閉狀態相對于全閉狀態而言鼻尖部分的阻力增加520 N，增大10.94%，頭車阻力增加461 N，增大9.79%.可見，鼻尖開閉機構的開閉狀態對頭車的阻力影響較大，主要是由于頭車鼻尖部分阻力變化較大引起的，且頭車阻力的增加幅值和鼻尖部分阻力增加幅值相當.頭車和尾車受到的力矩見圖5.對于頭車而言，鼻尖開閉機構的開閉狀態對其側滾力矩、點頭力矩和搖頭力矩影響不大.全開狀態相對于全閉狀態而言，尾車的點頭力矩增加1 058 N·m，增大18.75%；半開半閉狀態相對于全閉狀態而言，尾車的點頭力矩增加400 N·m，增大7.09%.由此可見，鼻尖開閉機構的開閉狀態對尾車的側滾力矩和搖頭力矩影響不大，但對點頭力矩有一定影響.

（a）頭車（b）尾車圖 5無橫風環境下頭車和尾車受到的力矩

Fig.5Moments of head car and tail car under

noncrosswind environment

整車壓力云圖見圖6，開閉機構局部放大壓力云圖見圖7.開閉機構處于全閉和半開半閉狀態時，最大正壓位于頭車鼻尖處；處于全開狀態時，最大正壓位于頭車凹陷部分.3種開閉狀態的最大負壓均位于頭車排障器的底部位置.全開狀態時頭車截面流線見圖8.考慮對稱性，只取列車一側截面的流線.在凹陷部位有一個明顯的漩渦，且隨著與列車中截面y=0距離的增大，渦的中心位置逐漸向外移動，直至在開口兩端處形成2個較小的漩渦.（a）全閉（b）全開（c）半開半閉圖 6無橫風環境下整車壓力云圖，Pa

Fig.6Pressure contours of whole train under noncrosswind environment， Pa

（a）全閉（b）全開（c）半開半閉圖 7無橫風環境下開閉機構壓力云圖，Pa

Fig.7Pressure contours of opening and closing mechanism under noncrosswind environment， Pa

（a）y=0（b）y=-0.4 m（c）y=-0.8 m圖 8無橫風環境下開閉機構全開時頭車截面流線，m/s

Fig.8Sectional streamlines of head car while opening and close mechanism is fully opened under noncrosswind environment， m/s

3.2橫風環境下的計算結果

計算時橫風風速為20 m/s，頭車受到的氣動力見圖9.

（a）鼻尖部分（b）流線型部分（c）非流線型部分（d）頭車整體圖 9橫風環境下頭車受到的氣動力

Fig.9Forces of head car under crosswind environment

由圖9可知：全開狀態相對于全閉狀態而言，頭車鼻尖部分的阻力增加2 612 N，增大81.52%，頭車阻力增加2 377 N，增大258.37%；半開半閉A相對于全閉而言，鼻尖部分的阻力增加359 N，增大11.20%，頭車阻力增加371 N，增大40.33%；半開半閉B相對于全閉而言，鼻尖部分的阻力增加475 N，增大14.83%，頭車阻力增加449 N，增大48.80%；頭車流線型部分和非流線型部分受到的阻力相差不大.可見，鼻尖開閉機構的開閉狀態對頭車阻力影響最大，主要是由于頭車鼻尖部分阻力增加造成的，且頭車阻力增加幅度約為鼻尖部分阻力增加幅度的3倍.鼻尖開閉機構的開閉狀態對頭車受到的側向力和升力影響不大.整車受到的氣動力矩見圖10，可以看出，鼻尖開閉機構的開閉狀態對列車受到的側滾力矩、點頭力矩和搖頭力矩影響不大.

（a）頭車（b）中間車（c）尾車

圖 10橫風環境下整車受到的力矩

Fig.10Moments of whole train under crosswind environment

整車壓力云圖見圖11，開閉機構局部放大壓力云圖見圖12，可知：在開閉機構處于全閉和半開半閉狀態B時，最大正壓位于頭車鼻尖處；在處于全開和半開半閉狀態A時，最大正壓位于頭車凹陷部分.3種開閉狀態的最大負壓均位于頭車排障器的底部位置.開閉機構全開狀態時頭車截面流線見圖13，可知，列車迎風側截面基本無漩渦產生，在中截面y=0處產生較大的漩渦，且隨著與列車中截面y=0距離的增大，渦的中心位置逐漸向外移動，直至背風側開口端部形成2個較小的漩渦.

（a）全閉（b）全開（c）半開半閉A（d）半開半閉B圖 11橫風環境下整車壓力云圖，Pa

Fig.11Pressure contours of whole train under crosswind environment， Pa

（a）全閉（b）全開（c）半開半閉A（d）半開半閉B圖 12橫風環境下開閉機構壓力云圖，Pa

Fig.12Pressure contours of opening and closing mechanism under crosswind environment， Pa

半開半閉A和半開半閉B兩種模型的阻力和側向力差距不大.為進一步分析這種現象，以半開半閉A模型為例，將鼻尖凹陷部分命名為headm，非凹陷部分命名為headn，見圖14.半開半閉B與半開半閉A的命名方式相同.半開半閉狀態鼻尖各部分阻力所占的百分比見圖15，可知，A模型凹陷部分的阻力和B模型非凹陷部分的阻力接近，A模型非凹陷部分的阻力和B模型凹陷部分的阻力接近，故兩者阻力值相差不大.對于側向力而言，A模型鼻尖凹陷部分和非凹陷的側向力各占鼻尖部分總側向力的一半；B模型非凹陷部分的側向力幾乎和鼻尖部分的總側向力相當，故兩者總側向力相當.統計各部分的面積情況，其中headm部分的表面積為3.34 m2，headn部分的表面積為6.13 m2，頭車表面積為300.96 m2，凹陷部分的表面積占頭車表面積的百分比為1.11%.可見，鼻尖打開部分的面積與整體面積相比很小.除阻力以外，鼻尖開閉機構的開閉狀態對列車的整體氣動性能影響不大.

（a）y=0.8 m（b）y=0.4 m（c）y=0（d）y=-0.8 m（e）y=-0.4 m圖 13橫風環境下開閉機構全開時頭車全開截面流線，m/s

Fig.13Sectional streamlines of head car while opening and close mechanism is fully opened under crosswind environment， m/s

圖 14鼻尖部分的命名

Fig.14Names of front nose

（a）半開半閉A（b）半開半閉B圖 15鼻尖各部分阻力所占的百分比

Fig.15Drag percentage of front nose4結論

對不同鼻尖開閉狀態的某型號高速列車在無橫風和橫風環境下的氣動性能進行數值模擬，得到以下結論：

1）在無橫風和橫風環境下，鼻尖開閉機構的開閉狀態對列車側向力和升力影響不大，但對阻力影響較大，主要由頭車鼻尖部分阻力變化較大引起.

2）在無橫風環境下，列車頭部鼻尖部分受到的點頭力矩相差較大，但對頭車整體的點頭力矩影響不大.

3）在無橫風環境下，鼻尖開閉機構的開閉狀態對頭車和尾車的搖頭力矩和側滾力矩的影響不大，但對尾車的點頭力矩有一定影響.

4）在橫風環境下，鼻尖開閉機構的開閉狀態對列車受到的氣動力矩影響不大.參考文獻：

[1]JOSEPH A S. Aerodynamics of highspeed trains[J]. Annu Rev Fluid Mech， 2001， 33（1）： 373414.

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NIE Yonghong. Design of automatic openandclose mechanism for front cover of streamlined train head[J]. Electr Drive Locomotives， 2002（4）： 2224.[7]聶永紅， 劉國偉， 丁叁叁. 流線型列車頭部端蓋自動開閉機構選型分析[J]. 中國鐵道科學， 2003， 24（4）： 3033.

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（編輯 武曉英）

（a）y=0.8 m（b）y=0.4 m（c）y=0（d）y=-0.8 m（e）y=-0.4 m圖 13橫風環境下開閉機構全開時頭車全開截面流線，m/s

Fig.13Sectional streamlines of head car while opening and close mechanism is fully opened under crosswind environment， m/s

圖 14鼻尖部分的命名

Fig.14Names of front nose

（a）半開半閉A（b）半開半閉B圖 15鼻尖各部分阻力所占的百分比

Fig.15Drag percentage of front nose4結論

對不同鼻尖開閉狀態的某型號高速列車在無橫風和橫風環境下的氣動性能進行數值模擬，得到以下結論：

1）在無橫風和橫風環境下，鼻尖開閉機構的開閉狀態對列車側向力和升力影響不大，但對阻力影響較大，主要由頭車鼻尖部分阻力變化較大引起.

2）在無橫風環境下，列車頭部鼻尖部分受到的點頭力矩相差較大，但對頭車整體的點頭力矩影響不大.

3）在無橫風環境下，鼻尖開閉機構的開閉狀態對頭車和尾車的搖頭力矩和側滾力矩的影響不大，但對尾車的點頭力矩有一定影響.

4）在橫風環境下，鼻尖開閉機構的開閉狀態對列車受到的氣動力矩影響不大.參考文獻：

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（編輯 武曉英）

（a）y=0.8 m（b）y=0.4 m（c）y=0（d）y=-0.8 m（e）y=-0.4 m圖 13橫風環境下開閉機構全開時頭車全開截面流線，m/s

Fig.13Sectional streamlines of head car while opening and close mechanism is fully opened under crosswind environment， m/s

圖 14鼻尖部分的命名

Fig.14Names of front nose

（a）半開半閉A（b）半開半閉B圖 15鼻尖各部分阻力所占的百分比

Fig.15Drag percentage of front nose4結論

對不同鼻尖開閉狀態的某型號高速列車在無橫風和橫風環境下的氣動性能進行數值模擬，得到以下結論：

1）在無橫風和橫風環境下，鼻尖開閉機構的開閉狀態對列車側向力和升力影響不大，但對阻力影響較大，主要由頭車鼻尖部分阻力變化較大引起.

2）在無橫風環境下，列車頭部鼻尖部分受到的點頭力矩相差較大，但對頭車整體的點頭力矩影響不大.

3）在無橫風環境下，鼻尖開閉機構的開閉狀態對頭車和尾車的搖頭力矩和側滾力矩的影響不大，但對尾車的點頭力矩有一定影響.

4）在橫風環境下，鼻尖開閉機構的開閉狀態對列車受到的氣動力矩影響不大.參考文獻：

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LIU Jiali， ZhANG Jiye， ZHANG Weihua. Numerical analysis on aerodynamic noise of the highspeed train head[J]. J China Railway Soc， 2011， 33（9）： 2026.

（編輯 武曉英）