高速动车组开闭罩缝隙对气动性能的影响研究

史永达，尚克明，李雪亮

高速动车组开闭罩缝隙对气动性能的影响研究

史永达1，尚克明1，李雪亮2, 3

(1.中国中车集团 中车青岛四方机车车辆股份有限公司，山东 青岛 266111；2. 中南大学 交通运输工程学院，湖南 长沙 410075；3. 轨道交通安全教育部重点实验室，湖南 长沙 410075)

基于空气动力学数值模拟方法，针对高速动车组列车前端区域及其内部进行数值仿真，同时考虑开闭罩处的缝隙及前端内部流场对列车气动性能的影响。研究结果表明：列车内部的车钩、开闭机构等部件表面压力变化较小，而列车外部压力变化较大，在排障器间隙及表面部分区域出现小范围的高压区，同时在外形曲率变化较大的区域出现较大涡流。在考虑开闭罩处的缝隙及其内部流场后，列车气动阻力系数均有所增加，其中头车阻力系数增加6.6%，中间车及尾车受影响较小。

高速列车；开闭罩；气动阻力；流场特性；数值模拟

高速动车组是现代轨道客运交通的主要形式和发展方向。动车组列车以其高速、舒适、安全、灵活、方便的优势，成为铁路客运的主力军[1]。为了降低高速动车组运行中的空气阻力，改善动车组运行中的空气动力学性能，高速动车组头部一般采用流线型外形设计[2−5]。动车组列车一般是由动车和拖车组成的固定编组，各车之间由密接式车钩缓冲器连接。列车的头尾车前端亦设有前端自动车钩缓冲装置[6]。在这种设计下，动车组列车在日常的运营维护中不需解编。为了保持列车流线型的减阻特性，车钩等传统机车上外露的设备通过开闭机构包覆置于车体内部[7−8]。开闭装置的主要用途是使动车组调车、联挂作业时流线型车头的前罩能方便地实现开启、关闭，以实现车钩连挂，可避免只能先卸下车头前罩，调车作业之后再重新安装这一既费时又费力而且易损坏车头前罩的难题[9−10]；而在正常运行时能保持车头前罩的关闭和自锁，以保持良好的空气动力学性能及外形平整美观；除此之外，在运输高峰期时，通过该装置能使2列同样的动车组前端的流线型车前罩开启，以实现2列动车组的重联运营[9−10]。动车组的前罩开闭机构有利于两列车进行联挂，但在非连挂状态时开闭罩两侧并非完全密封闭合，二者之间存在一定的缝隙。这些缝隙会导致前端内部区域形成了一个非闭合的空腔结构。列车在行驶中这个空腔中即会形成复杂的内部流场。现有的列车空气动力学研究一般选择将动车组的前罩开闭机构作为一个与车头无缝衔接的完整模型[11−14]并在此基础上进行列车的空气动力学分析和结构优化。这种简化模型能够相对准确地反应列车在行驶时的受力状态。然而一些研究表明，列车的内流场会对整车的气动性能产生较大的影响[15−17]。本研究把列车前罩的开闭结构作为一个单独结构进行建模，同时考虑开闭罩与车头之间的缝隙以及开闭罩内流场对列车气动性能的影响。本研究量化了列车前端结构的内流畅对整车气动力的影响。同时也为列车前端不设开闭罩的气动分析模型提供了修正参考。

1 数学模拟

1.1 计算理论

根据高速动车组列车运动时速，选取本次计算速度V=350 km/h，计算得到马赫数Ma=0.286，小于0.3，同时本次计算不包括会发生气体受到强烈挤压的工况(如动车组交会、过隧道等)，可认为空气密度保持不变，可按不可压缩流动问题进行处理。因此，本次数值模拟主要是求解不可压缩N-S方程，采用标准双方程湍流模型，速度和压力耦合求解采用SIMPLEC算法。

1.2 计算模型

数值计算模型采取3车编组方式，如图1所示，包含转向架、内外风挡、受电弓导流板等附属结构。由于缩减后计算模型与完整的动车组计算模型相比较，流场的基本特性几乎没有改变，因此对本文的计算结果不会产生影响。计算列车模型总长为78 m，其中头车26.5 m，中间车25 m，尾车26.5 m。计算中忽略了轨道模型，列车模型处于悬空状态，列车车轮最低点与地面间的距离为0.02 m。前罩开闭机构位于头车前端及尾车末端，开闭罩缝隙尺寸为15 mm。同时为了更好的模拟城际概念车的运行情况，如图2所示，将开闭机构的内部布置同时表达出来：如车钩、开闭机构主体框架、悬挂支架、开闭翼等结构。

图1 计算列车模型

本次计算区域及坐标定义如图3所示。计算长度方向尺寸的选取依据是计算区域下游边界尽可能远离动车组，以避免出口截面受到尾流的影响，便于给定出口边界条件；宽度需避免阻塞效应影响。因此确定计算域总长为400 m，其中速度入口距离动车组120 m；中心线距离边界一面为100 m，一面为200 m，总宽300 m。高度方向一般为动车组高度的10倍，再加上路堤高度以及动车组距路堤顶面高度，动车组顶部距地面高度，故计算区域高度取为100 m。列车表面定位为无滑移边界条件；入口处定义为速度入口，给定恒定风速97.22 m/s；对应出口为压力出口，静压为0；计算域顶部和两侧均为固定壁面。由于计算结果需要与风洞试验数据进行对比，验证数值算法的有效性，因此，计算域底面采用与风洞一致的无滑移固定壁面条件。

图2 前端及内部模型

单位：m

1.3 计算网格

采用收敛性较优的多面体网格对计算域进行离散。由于动车组前罩内部结构复杂，且本次计算重点关注前罩内部的流场以及动车组表面气动压力，因此对动车组前罩内部的开闭机构、车钩各部件及动车组各物面曲率变化较大区域的网格进行了加密，以保证对压差和摩擦阻力的模拟度，对于离动车组稍远的区域，流场趋于平稳，网格尺寸可适当放大。如图4所示，本工况中计算域边缘处目标尺寸选为4.0 m，动车组表面网格平均尺寸为0.2 m，最小尺寸为0.01 m。为保证计算网格在列车表面的y+值满足湍流模型的要求，列车表面第一层网格厚度为0.002 m，沿列车表面法向的厚度增长率为1.15。开闭罩缝隙大小为0.015 m，该局部区域体网格尺寸为0.005 m，开闭罩内部复杂结构平均网格尺寸为0.03 m。整体计算域空间体网格1 000万以上。

(a) 列车表面网格；(b) 前端表面网格；(c) 前端内部网格

表 1 风洞试验与数值计算结果对比

表2 各车阻力系数

1.4 无量纲系数

本文中为了方便比较，对气动阻力进行无量纲化，即气动阻力系数C，具体表达方式如下：

式中：为来流密度，1.225 kg/m3，为列车运行速度，97.22 m/s；为参考面积，取列车断面面积11.12 m2；F为阻力。

1.5 数值方法验证

为验证数值计算方法的准确性，在中国空气动力研究与发展中心进行了风洞试验。列车模型不考虑前端内部流场，采用1:8 的三编组设计，试验风速为 60 m/s 。风洞试验与数值计算得到的列车阻力系数如表2所示。对比结果可见，通过数值计算所得阻力系数与风洞试验结果相对误差保持在 6% 以内，满足工程实际的精度需求，验证了数值计算方法的准确性。

2 气动阻力系数分析

列车运行时的表面压力和切应力沿列车运动反方向形成的合力,即城列车空气压差阻力和空气摩擦阻力之和，称为空气阻力。表2为计算列车以350 km/h车速运行时，各节车及整车的阻力系数。

通过表2可以发现，在考虑到头尾车前端开闭机构内部的流场后，各车气动阻力系数均比不考虑时有所增大，其中气动阻力增幅最为明显，达到6.6%，而前罩开闭机构内部流场对中间车及尾车的阻力影响不大。

3 流场分析

针对计算得出的阻力增幅情况，从流场的角度来进行原因分析，分别考虑前端外部、内部的流场情况。

3.1 前端表面压力分布

图5为列车前端的压力分布云图。从图中可以看出，头部驻点处压力最大；从此处向上及向两侧，随着气流绕流车体，空气流速逐渐增加，正压逐渐减小变为负压。在侧面由较小的正压向负压转变，且在底部排障器两侧位置行成了一个小型的负压区。而尾车方面，从尾车车身到尾车鼻尖处，压力逐渐降低，且在开闭罩的上端形成一个负压区。

(a) 头车前端压力分布；(b) 尾车前端压力分布

图6给出了头罩内部主要结构的表面压力情况。从图中可以看出，车钩及开闭机构整体压力分布范围不大，大部分压力处于4 500~4 600 Pa之间，且呈现出较大压力区和较小压力区交替分布的状态；由于此处零部件结构复杂，压力分布不规律，在车钩及开闭机构中最大压力出现在其与排障器间隙附近，约为4 680 Pa。而在底部区域，由于车钩和开闭机构的存在，底部内表面的流场比较复杂，其压力分布呈现局部小范围的高正压区状态。

(a) 车钩开闭机构表面压力分布；(b) 排障器表面压力分布

3.2 前端内部流场特性

选取=0处截面，截取得到前端内部区域的流场情况，如图7所示。当列车稳态运行时，列车周围的空气也随之运动。在头车前端，气流到达开闭罩间隙部位后发生了流动分离，一部分气流继续沿着列车表面运行，还有一少部分气流沿着开闭罩的间隙部位进入了车钩、开闭机构所在的空腔内，形成内部流场；同时在空腔内部曲率变化大的地方形成了涡流。空腔内部的气流有一部分通过车下排障器位置的空隙流出与车外气流汇合沿着列车表面向后运行。在尾车鼻尖区域，气流沿着列车表面向尾车鼻尖方向运动，当车下气流经过开闭罩及排障器的间隙时，气流分离成2部分，一部分气流从开闭罩下部间隙和车下排障器的空隙进入开闭机构内部空腔，一部分继续沿着列车表面运行；开闭机构空腔内的气流一部分沿着开闭罩上端的空隙流出与车外表面的气流汇合向前运行；在空腔内的气流形成了空腔内部流场，且在曲率变化范围大的部分形成了涡流，数量明显大于头车。

(a) 头车前端内部流线图；(b) 尾车前端内部流线图

4 结论

1) 列车端部开闭罩处的缝隙及开闭罩内部结构使列车气动阻力系数增大，其中头车阻力系数增幅6.6%，而中间车和尾车受其影响不大。

2) 对于整个前端区域，除了开闭罩压力变化范围较大外，其他部分结构压力变化范围相对较小，在100 Pa以内，在排障器间隙及表面部分区域出现小范围的高压区。

3) 对于前罩内部，由于开闭罩并非完全闭合且下部排障器处也存在较大间隙，导致有气流的进入和流出。主要表现为头车开闭罩间隙部分气流进入，排障器间隙气流部分流出；尾车开闭罩下端间隙和排障器间隙部分气流进入，开闭罩上端部分气流流出，产生了复杂的流场，在一些曲率变化大的部位形成漩涡。

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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

国家“十三五”重点研发计划资助项目(2016YFB1200602-11，2016YFB1200602-12)

尚克明(1983−)，男，山东莱芜人，高级工程师，从事列车空气动力学研究；E−mail：shangkeming@cqsf.com

(编辑 蒋学东)