时速160公里城际列车气动性能研究

马成贤，赵长龙

(1.中国国家铁路集团有限公司，北京100844；2.中车青岛四方机车车辆股份有限公司，山东 青岛266111)

在过去十年中，我国在轨道交通领域取得了突破性的进展，国内高速铁路网不断完善，城市内部和城际之间的轨道交通也在逐步发展。城际列车的普及加快了城市群落的发展和建设，显著提高了城市之间的交通容量和交通运输效率。城际列车的设计速度逐年提高，接近高速列车运行速度，达到了160 km/h，其在运行过程中同样存在着明线、交会、隧道内运行等气动性能的问题。关于高速列车的气动性能研究已然形成了一定的体系，包括高速列车的气动性能[1-3]、隧道问题[4-8]、噪声[9]及风沙雨雪[10-11]等恶劣条件下的运行问题。针对城际列车，曾广志等[12]提出了不同城际列车头部外形方案，分析了不同头部方案下列车的交会性能；李玉坤等[13]研究了强侧风条件下城际列车的瞬态气动特性；元慧等[14]通过分析比较城际列车运行速度和流线型长度，研究了城际列车经过站台的气动特性；洪琪琛等[15-16]研究车底设备对城际列车气动性能的影响，并分析了横风条件下城轨列车的运行稳定性；左雄等[17-18]通过改进车底设备、风挡和空调等部位，分析了各种措施的减阻效果；CHEN等[19]通过对明线交会列车的气动性能进行仿真，分析了列车在交会过程中的气动载荷情况；公衍军等[20]通过比较城际列车在横风环境下的气动载荷，认为横风速度对城际列车的气动载荷影响大于运行速度。由于运行速度、运行范围和历程等因素，相较于高速列车，针对城际列车运行性能和安全要求的相关研究仍然较少。因此，针对具体城际列车的气动性能问题，有必要进一步结合明线、大风和隧道等不同运行状态进行细化研究，为不断提高城际列车的运行安全、运行品质奠定基础。本文通过数值仿真分析的方法，对160 km/h城际列车在明线及隧道内的气动性能进行分析，并提出改进方案，通过分析列车所受到的气动力、车体表面压力等参数，评估原始城际列车和改进后城际列车的气动性能，得到城际列车的气动特性，为城际列车的气动特性系统研究奠定基础。

1 数值方法

1.1 几何模型

数值仿真计算采用的几何模型如图1。根据实际城际列车编组，列车主体采用1:1比例的“头车+中车1+中车2+尾车”4车编组模型。由于本文研究车顶设备及头部结构对列车气动性能的影响，在保证计算精度的前提下，尽可能地简化复杂的列车、转向架和设备等模型，仅保留表面光顺结构，从而减少一定的网格数量，减少计算资源的消耗。列车底部如转向架，被简化为构架、轮对、枕梁等基本结构，从而减少转向架位置的网格数量，每节列车配置2台转向架。由于列车的风挡结构对气动阻力也有一定程度的影响[17]，因此列车之间保留内外风挡的基本外形，删除内部褶皱等复杂结构。车顶空调等设备简化为端面垂直的梯形块，保留2种不同长度，高度和宽度保持不变。受电弓在运行过程中会升起，是列车运行过程中所受阻力的一部分，受电弓的复杂外形被删除，支座、弓等结构简化为基本的圆柱、方块等光滑表面，并根据运行方向，保证“前升后降”的设置，如图1(d)。

图1 计算模型Fig.1 Computational model

针对城际列车气动性能的研究，设计2种头型，如图2(a)。原始工况头型车窗下有一较深凹坑，此处可能在列车运行过程中受到前方来流的冲击，为了尽可能保证列车头部光滑完整，将此凹槽填补。另外，原本车顶设备的迎风端面垂直于来流，同样在运行过程中将受到严重的冲击，增加城际列车的运行阻力[21]，因此将垂直端面改为倾斜端面，如图2(c)。填补凹槽和倾斜迎风端面的车顶设备为改进工况。通过数值仿真，比较原始工况和改进工况的城际列车气动性能。

图2 模型工况Fig.2 Model cases

1.2 计算域和边界条件等参数设定

本次数值仿真研究的工况主要包括明线和隧道2类工况，其中隧道工况分为50 m2和80 m22种不同截面单线隧道，如图3，2种隧道内城际列车均为单线运行。

图3 隧道截面Fig.3 Section of the tunnel

明线工况计算域如图4(a)，计算域长宽高分别为250，100和60 m，A BCD面给定速度入口，来流速度Uref为160 km/h；EFG H为压力出口，给定压力P=0 Pa；前后2个侧面B FG C，A EH D和顶面AB F E为对称平面；底面D HG C为无滑移移动壁面，运动速度与来流速度相同。根据ZHANG等[22]的研究，忽略轮对旋转的壁面条件对车体流场分布的影响，城际列车表面均设置为无滑移固定壁面。当考虑横风工况时，B C G F为速度入口，AD‐H E为压力出口。隧道工况计算域如图4(b)，2个大计算域的长宽高分别为400，120和60 m，其两端为压力出入口，相对压强为0 Pa，底面D′H′G′C′，D″H″G″C″和隧道壁面为无滑移固定壁面，城际列车给定运动边界，给定垂直于压力出口方向的运行速度Uref=160 km/h，其他2个方向的速度为0，隧道长度根据EN 14067-5[23]最不利隧道长度公式计算，为467.5 m。为了真实模拟城际列车通过隧道的整个过程，将城际列车设置于距隧道口50 m的位置，并将该位置作为初始运动位置。

图4 计算域Fig.4 Computational domain

1.3 计算模型

采用基于Realizablek-ε的URANS方法，参照WANG等[11]进行网格离散和数值计算参数设置，该文献通过风洞试验验证了该数值仿真方法模拟列车模型的外流场和受力情况的正确性，因此本文采用该数值模拟方法进行城际列车气动计算，相关控制方程及相关参数选取详见文献[11]和文献[24]。数值计算采用STAR-CCM+中的求解模块，运用压力耦合求解器，离散格式为二阶迎风格式，时间步长设定为0.001 s，保证库朗数在99%的网格单元处均小于1，最大值不超过3。对于明线计算，首先进行2 000迭代的稳态流场计算，初始化城际列车周围的流场，保证流场的充分发展，再进行10 s的瞬态计算，每一时间步内进行15次内迭代，确保合适的收敛残差，保证计算的求解精度。

1.4 计算网格

计算网格采用六面体网格，明线计算工况中，车体附近区域进行局部加密，4车编组的网格单元规模达到了3 500万，附面层第1层网格厚度为0.001 m，车体物面网格尺度为0.05 m，如图5。由于列车与隧道之间存在相对运动，因此计算区域采用重叠网格技术，对列车、隧道、列车进出隧道空旷区域和含列车重叠网格区域，采用六面体结构化网格进行离散，为实现物体的相对运动，通过重叠网格构建2种网格之间的数据交换形式。通过重叠网格技术划分后，不需要任何网格修改，相较于传统的滑移网格模拟列车在隧道内的运动更具有灵活性。LIANG等[25]通过使用重叠网格的方法仿真列车滑动，验证了该方法的有效性。离散后，重叠区域包括4个车体，网格总数为1 500万，其余计算区域网格总数为1 700万，全体计算区域网格总数为3 200万。

图5 网格Fig.5 Grid

在进行数值仿真计算前，需要对计算网格进行尺度无关性验证，即在保证相同y+的前提下，通过划分不同规模的网格，比较城际列车的气动阻力系数。分别将列车、转向架等物面网格在其他2个方向上扩大和缩小 2倍，从而保证法相尺度不变，得到的网格规模、对应参数和头车阻力如表1。从表1可知，网格数量为1 830万时，其计算的头车阻力系数偏大，而中等数量网格(3 500万)和密集数量网格(6 945万)的头车阻力计算结果较为接近。因此，选用中等数量的计算网格既能够节省计算资源，又能保证一定的计算精度。

表1 网格无关性验证Table 1 Mesh independence verification

2 城际列车明线运行流场分析

2.1 城际列车受力情况

图6为城际列车表面压力分布云图。头车流线型鼻尖处为驻点所在位置，此处流速较低，正压力最大，经过此点后的气流速度增加，正压减小，至车顶位置变为负压。车顶设备的迎风面竖直表面均表现为较大的压力值，此处气流受到空调等设备的阻挡，速度降低，正压较大，车体所受阻力增大，对列车的气动性能十分不利。除了流线型头部鼻尖底部处大面积较高压力分布外，在原始模型中，车窗下部存在凹坑均分布有较高压力，此处气流运动受到阻滞，气流速度降低，这些部位直接受到前方气流的冲击，使得头车所受阻力增大，对列车的气动性能十分不利。而对于改进工况，车窗下部凹坑进行填补后，车顶设备迎风垂直面改为斜面后，气流流动更为顺畅，正压分布范围减小且均匀，头车所受阻力有所减轻。

图6 车体表面压力Fig.6 Body surface pressure

表2是4车编组城际列车明线运行过程中车体所受气动阻力系数。气动阻力系数按照式(1)计算得到，其中cd为空气阻力系数；Fx为气动阻力和气动升力；ρ=1.225 kg/m3为空气密度；V为城际列车运行速度(单位：m/s)；S=9.36 m2为参考面积，本文取城际列车的横截面积。

表2 城际列车明线运行气动阻力系数Table 2 Aerodynamic resistance coefficient of open line operation of intercity trains

原始工况下，头车具有较大的阻力系数，而改进的头车表现出减小的阻力系数，改进的头车形状和倾斜的车顶设备使得气流在头车位置的气流运动较为平顺，原始工况的台阶效应减弱，压差阻力减小，列车的明线无横风气动性能得到改善。

综上，适用于干线铁路的160 km/h城际列车头车气动阻力较大，主要受头型结构和车顶设备如空调罩的迎风垂直面影响较大。改进后的头车外形和空调导流斜面减轻了头车所受到的阻力，使得头车阻力降低了12.1%，整车阻力下降了8.26%。

2.2 城际列车明线横风气动性能

针对城际列车明线横风气动性能研究，分别对城际列车施加不同风向角β的来流，β从0°～30°每隔5°设置。对城轨列车施加横风，探究城际列车的横风气动性能。在横风情况下受到的阻力系数见式(1)，倾覆力矩系数mx计算式如式(2)，其中，l=4.035 m为参考长度，本文取城际列车高度。

图7为城际列车气动阻力系数和倾覆力矩系数对比柱状图。在5°，10°，15°，20°，25°和30°等不同侧偏角下，相较于原始工况，头车的阻力系数分别减少8%，20%，22%，16%，21%和42%，阻力系数随着风向角的增加而不断减小，中间车1的阻力系数随着风向角增加平均增加1.2%，中间车2和尾车的阻力系数随着风向角增加平均减少2.3%和7.3%。但是随着风向角逐渐增大，城际列车各节车倾覆力矩系数逐渐增大，倾覆的可能性逐渐增加。头车倾覆力矩系数最大，沿车身方向降低，尾车最小。改进头型相比较于原始头型，倾覆系数差别不明显。

图7 横风下城际列车气动力系数Fig.7 Aerodynamic coefficients of intercity trains under cross wind

2.3 城际列车单线隧道气动性能

图8为城际列车单线隧道工况下车体表面的压力监测点。图9和图10为城际列车通过截面为50 m2和80 m2过程中，头尾列车表面部分测点的压力变化情况。过隧道时，车身表面各测点压力变化曲线基本一致，这是因为在隧道中车身表面压力主要受隧道内压缩波和膨胀波的影响，但是改进头型的隧道表面测点的压力变化幅值小。在50 m2隧道截面工况下，原始工况的最大压力幅值为2 900 Pa，位置在鼻尖位置，改进工况的最大压力幅值为2 160 Pa，位置同样在鼻尖位置。而对于80 m2隧道截面工况，原始工况的最大压力幅值为1 149 Pa，位置在鼻尖位置，改进工况的最大压力幅值为1 076 Pa，位置同样在鼻尖位置。由于隧道的截面增加，城际列车在隧道内所受的压缩波和膨胀波的影响减小，所以城际列车表面所受压力变小。

图8 头尾车体表面压力监测点Fig.8 Head and tail body surface pressure monitoring points

图9 50 m2隧道断面头尾车车表面测点压力Fig.9 Pressure at monitoring points on train surface of 50 m2 tunnel section

图10 80 m2隧道断面头尾车表面测点压力Fig.10 Pressure at monitoring point on train surface of 80 m2 tunnel section

3 结论

1)适用于干线铁路的160 km/h城际列车，其头车气动阻力较大，主要受头型结构和车顶空调罩影响较大。改进后的头车外形和空调导流罩斜面减轻了头车所受的阻力，头车的阻力系数由原先的0.397降为0.349，减少12%。横风条件下，头车车身的阻力系数随风向角的增大而减小，中间车和尾车的车体阻力系数随着风向角增大而增大。对比原始和改进头型，改进的头车的阻力系数在各个风向角下均略小于原始车型，而中间车和尾车在不同风向角下的阻力系数差异不明显。头车倾覆力矩系数最大，沿车身方向降低，尾车最小。

2)原始工况与改进工况以相同速度通过50 m2和80 m2隧道时，车身表面同一位置处测点压力变化保持一致趋势，相较于原始工况，改进工况其表面压力最大值、最小值及峰值都有一定改善。采用较大的隧道截面面积，城际列车在隧道内所受压缩波和膨胀波的影响更小，列车在隧道内运行的车内压强更低，运行品质更高。