頭部主型線變化對(duì)列車隧道交會(huì)氣動(dòng)性能的影響

周細(xì)賽，劉堂紅，陳爭(zhēng)衛(wèi)，陳曉棟，謝臺(tái)中，李文輝

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頭部主型線變化對(duì)列車隧道交會(huì)氣動(dòng)性能的影響

周細(xì)賽，劉堂紅，陳爭(zhēng)衛(wèi)，陳曉棟，謝臺(tái)中，李文輝

(中南大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院，軌道交通安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)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(duì)不同主型線頭部列車隧道交會(huì)氣動(dòng)效應(yīng)進(jìn)行數(shù)值模擬，得到列車在隧道內(nèi)交會(huì)時(shí)的側(cè)向力、總阻力以及隧道壁面壓力變化。研究結(jié)果表明：隧道壁面和列車表面壓力測(cè)點(diǎn)數(shù)值計(jì)算結(jié)果與動(dòng)模型實(shí)驗(yàn)、實(shí)車試驗(yàn)結(jié)果較吻合，相對(duì)誤差均在5%以下；單拱型列車隧道交會(huì)氣動(dòng)性能略優(yōu)于雙拱型；縱剖面型線對(duì)列車隧道交會(huì)氣動(dòng)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(cè)向力幅值系數(shù)分別增加11.2%，14.0%和23.7%，最大總阻力系數(shù)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(cè)向力幅值系數(shù)分別增加3.4%，2.4%和4.6%，最大總阻力系數(shù)減小4.0%；改變頭部主型線對(duì)隧道壁面壓力變化影響較小，最大相對(duì)誤差為1.7%。

頭部外形；高速列車；主型線；隧道；交會(huì)；氣動(dòng)性能

高速列車是鐵路技術(shù)發(fā)展的主要方向，列車的高速化不僅給人們出行帶來(lái)極大方便，而且產(chǎn)生巨大的經(jīng)濟(jì)效益。但隨著列車運(yùn)行速度的不斷提高，列車空氣動(dòng)力學(xué)問(wèn)題諸如空氣阻力、列車交會(huì)壓力波、隧道氣動(dòng)效應(yīng)等問(wèn)題日益突出，這些問(wèn)題嚴(yán)重影響了列車提速、列車運(yùn)行的安全性以及乘客的舒適性[1?4]。列車空氣動(dòng)力性能是高速列車外形設(shè)計(jì)和鐵路行車安全評(píng)估的重要內(nèi)容之一[5?7]。大量實(shí)驗(yàn)表明，列車空氣動(dòng)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(dòng)性能，提高鐵路運(yùn)輸效率，國(guó)內(nèi)外對(duì)氣動(dòng)頭型進(jìn)行了大量研究。田紅旗等[8]采用數(shù)值計(jì)算、動(dòng)模型試驗(yàn)、風(fēng)洞試驗(yàn)、實(shí)車試驗(yàn)和理論分析等方法，研究了列車流線型頭部長(zhǎng)度、寬度、高度及耦合外形對(duì)列車交會(huì)壓力波、空氣阻力和升力的影響。周丹等[9]設(shè)計(jì)了3種磁浮列車流線型頭部外形，并通過(guò)氣動(dòng)性能的綜合比較分析得到了最佳氣動(dòng)外形方案。CHOI等[10]采用數(shù)值計(jì)算方法研究了不同頭部形狀對(duì)隧道內(nèi)運(yùn)行的列車氣動(dòng)阻力的影響。YAO等[11?12]采用數(shù)值計(jì)算結(jié)合不同優(yōu)化算法對(duì)高速列車明線運(yùn)行時(shí)氣動(dòng)頭型進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)。KU等[13?14]以減小隧道微氣壓波為目標(biāo)，通過(guò)數(shù)值仿真和優(yōu)化算法對(duì)高速列車頭部形狀進(jìn)行了優(yōu)化。以上研究得到了不同頭部形狀對(duì)列車明線運(yùn)行氣動(dòng)性能、明線交會(huì)氣動(dòng)性能和單車過(guò)隧道氣動(dòng)性能的影響規(guī)律，但對(duì)于不同頭部外形列車隧道交會(huì)引發(fā)的空氣動(dòng)力效應(yīng)問(wèn)題研究較少?；诖?，本文作者通過(guò)改變列車氣動(dòng)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(guò)渡曲線，采用數(shù)值模擬方法對(duì)列車隧道交會(huì)氣動(dòng)性能進(jìn)行研究，得到不同主型線變化對(duì)列車側(cè)向力、阻力及隧道壁面瞬變壓力的影響規(guī)律，以期為高速列車選型與優(yōu)化提供參考依據(jù)。

1 列車頭部外形設(shè)計(jì)方案

以原型車為基礎(chǔ)，分別改變頭部前窗部位過(guò)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(jìn)而展開(kāi)頭部主型線變化對(duì)列車隧道交會(huì)氣動(dòng)性能的影響研究。原型車流線型頭部長(zhǎng)度為9 m，頭型為單拱，在此基礎(chǔ)上，通過(guò)改變前窗部位過(guò)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(nèi)收分別變化2種外形，如圖1(c)所示。不同縱剖面型線對(duì)應(yīng)的編號(hào)為Z?2，Z?1，Z+1和Z+2，分別表示在原型車Z0的基礎(chǔ)上縱剖面型線經(jīng)過(guò)不同變化得到的列車外形，編號(hào)下標(biāo)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(shù)字越大表示下凹或上凸的程度越大。不同水平剖面型線對(duì)應(yīng)的列車外形分別為Y?2，Y?1，Y+1和Y+2，其數(shù)值和符號(hào)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(shù)分析，分別采用縱剖面投影面積和水平剖面投影面積表示?？v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(shù)值模擬

2.1 計(jì)算模型及計(jì)算方法

基于三維、非定常、可壓縮、黏性流場(chǎng)對(duì)每一種頭型列車在隧道內(nèi)等速交會(huì)進(jìn)行流場(chǎng)數(shù)值分析。采用工程上應(yīng)用廣泛的?湍流模型，時(shí)間步長(zhǎng)為6 ms，流場(chǎng)控制方程及湍流模型見(jiàn)文獻(xiàn)[15]。為了更真實(shí)地模擬列車過(guò)隧道產(chǎn)生的瞬態(tài)壓力變化，采用八車編組的方式，即頭車、6節(jié)中間車和尾車，全長(zhǎng)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(zhuǎn)向架和風(fēng)擋。由于列車模型較復(fù)雜，采用適應(yīng)性較強(qiáng)的非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行離散，原型車車頭物面網(wǎng)格如圖2所示。列車于隧道內(nèi)交會(huì)的計(jì)算區(qū)域如圖3所示，其中從左側(cè)進(jìn)入隧道的標(biāo)記為“列車A”，右側(cè)進(jìn)入隧道的標(biāo)記為“列車Ｂ”。為真實(shí)模擬列車通過(guò)隧道全過(guò)程，選擇列車頭部距隧道口50 m作為初始點(diǎn)。采用滑移網(wǎng)格技術(shù)模擬列車的相對(duì)運(yùn)動(dòng)，列車速度為250 km/h。地面、車體表面和隧道壁面給定無(wú)滑移壁面邊界條件，外部流域給定遠(yuǎn)場(chǎng)邊界條件。

隧道模型為雙線隧道，長(zhǎng)1 000 m，橫截面積為80 m2，線間距為4.4 m。為了對(duì)隧道內(nèi)瞬變壓力進(jìn)行分析，在隧道壁面上布置9個(gè)測(cè)點(diǎn)。具體布點(diǎn)方式如圖4所示。

圖2 原型車頭部物面網(wǎng)格

數(shù)據(jù)單位：m。

2.2 量綱一系數(shù)

為了便于分析，在進(jìn)行公式擬合、規(guī)律分析時(shí)，采用量綱一系數(shù)對(duì)比不同外形列車隧道交會(huì)時(shí)的氣動(dòng)力和壓力。氣動(dòng)力和壓力系數(shù)表達(dá)式如下。

側(cè)向力系數(shù)S為

阻力系數(shù)D為

壓力系數(shù)P為

數(shù)據(jù)單位：m。

圖4 隧道壁面測(cè)點(diǎn)布置

Fig. 4 Points arrangement on tunnel wall

3 模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證本文數(shù)值計(jì)算方法的精確性，進(jìn)行了經(jīng)典的Maeda圓錐形頭部列車通過(guò)隧道的動(dòng)模型實(shí) 驗(yàn)[16]。列車車長(zhǎng)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(zhǎng)度為0.147 m。隧道模型采用的是圓管，長(zhǎng)度為3 m，直徑為0.172 m，因此，阻塞比為0.116。開(kāi)始計(jì)算前，列車距離隧道入口0.6 m，列車速度為232 km/h。壓力監(jiān)控點(diǎn)布置在距離隧道入口1 m的壁面上。圖5所示為壓力監(jiān)控點(diǎn)的壓力變化曲線。從圖5可以看出：壓力數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合，最大相對(duì)誤差不超過(guò)5%。

2014?11，中南大學(xué)在蘭新線“百里風(fēng)區(qū)”進(jìn)行大風(fēng)環(huán)境下CRH2動(dòng)車組空氣動(dòng)力學(xué)現(xiàn)場(chǎng)綜合試驗(yàn)。本文模擬計(jì)算了沿線路方向環(huán)境風(fēng)速為8.2 m/s，列車以試驗(yàn)速度180 km/h進(jìn)入十三間房1號(hào)隧道時(shí)的車體表面瞬變壓力變化。將頭車車身中部測(cè)點(diǎn)壓力的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如表2所示。圖6所示為對(duì)應(yīng)測(cè)點(diǎn)壓力變化曲線比較結(jié)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(guī)律基本一致，壓力幅值偏差為2.0%；當(dāng)＞18 s時(shí)，壓力數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)車試驗(yàn)結(jié)果差異較大，其原因主要是實(shí)車試驗(yàn)時(shí)車速在隧道內(nèi)發(fā)生了 變化。

圖5 壁面測(cè)點(diǎn)壓力變化曲線

表2 壓力數(shù)值計(jì)算與實(shí)車試驗(yàn)結(jié)果

1—數(shù)值計(jì)算；2—新疆試驗(yàn)。

4 結(jié)果和討論

4.1 流線型長(zhǎng)度9 m原型車氣動(dòng)性能

圖7所示為隧道壁面5號(hào)測(cè)點(diǎn)(隧道中點(diǎn))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(huì)時(shí)刻，NT表示列車A車頭與列車B車尾交會(huì)時(shí)刻，TT表示列車A車尾與列車B車尾交會(huì)時(shí)刻。從圖7可以看出壓力從0 kPa上升到最大值3.492 kPa(點(diǎn))的過(guò)程可以分為3個(gè)階段：段，壓力急劇上升，是因?yàn)槭艿搅熊嚵骶€型頭部進(jìn)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(yīng)作用在車體表面所致；段，當(dāng)2列車相互駛向?qū)Ψ綍r(shí)，列車之間的空間減小，受列車的擠壓作用，空氣壓力進(jìn)一步上升。點(diǎn)之后，受膨脹波影響，壓力開(kāi)始下降。當(dāng)=NN時(shí)，列車頭部經(jīng)過(guò)測(cè)點(diǎn)，列車誘導(dǎo)滑流使該處氣流速度突然升高，導(dǎo)致壓力突然降低；當(dāng)=NT時(shí)，列車車身經(jīng)過(guò)測(cè)點(diǎn)，由于車身幾何結(jié)構(gòu)基本不變，壓力變化基本不受影響；當(dāng)=TT時(shí)，列車尾部經(jīng)過(guò)測(cè)點(diǎn)，此時(shí)，氣流迅速填充列車后方區(qū)域，在靠近列車尾部的位置氣流流速快速下降，導(dǎo)致壓力顯著上升。同時(shí)，從圖7還可看出：由列車交會(huì)產(chǎn)生的瞬變壓力變化也呈現(xiàn)出明線交會(huì)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(huì)時(shí)不同編組位置車輛的氣動(dòng)力幅值(最大、最小值之差)計(jì)算結(jié)果。其中，車1~8表示第1節(jié)車(頭車)至第8節(jié)車(尾車)。從圖8可以看出：側(cè)向力和阻力幅值變化規(guī)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(jié)車的氣動(dòng)力幅值差別很小；中間車側(cè)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(tǒng)一選取第3節(jié)車作為中間車進(jìn)行分析。

圖7 壁面5號(hào)測(cè)點(diǎn)壓力變化曲線

1—側(cè)向力；2—阻力。

圖9(a)所示為列車A頭車側(cè)向力變化曲線。從圖9(a)可以看出：列車進(jìn)隧道前，側(cè)向力基本為0 kN；當(dāng)頭車剛進(jìn)隧道時(shí)，側(cè)向力有較小波動(dòng)，之后基本維持在0.5 kN左右。這是因?yàn)榱熊囘M(jìn)入雙線隧道，其左右兩側(cè)流場(chǎng)不完全對(duì)稱，導(dǎo)致列車受到“推”向隧道壁面的側(cè)向力。當(dāng)=t時(shí)，列車交會(huì)開(kāi)始，頭車受到頭波先正后負(fù)的沖擊，側(cè)向力從“推”向隧道壁面的17.31 kN迅速變?yōu)椤拔毕蛄熊嘊的?5.38 kN；當(dāng)=NT時(shí)，列車A頭部與列車B尾部交會(huì)，此時(shí)，頭車受到尾波先負(fù)后正的沖擊，側(cè)向力達(dá)到負(fù)峰值?12.05 kN又迅速變?yōu)榉聪虻?.67 kN，這種氣動(dòng)載荷突變會(huì)引起列車運(yùn)行過(guò)程中瞬間的“晃動(dòng)”現(xiàn)象；當(dāng)=TT時(shí)，側(cè)向力僅有很小變化，這是因?yàn)轭^車距離尾車較遠(yuǎn)，列車尾部與尾部的交會(huì)對(duì)頭車產(chǎn)生的影響很小。至此，列車交會(huì)過(guò)程結(jié)束，側(cè)向力又回歸0.5 kN左右，直到列車開(kāi)始出隧道，此時(shí)，側(cè)向力變化較大，最大負(fù)峰值達(dá)?2.71 kN?？梢?jiàn)，列車出隧道過(guò)程對(duì)列車側(cè)向力的影響比進(jìn)隧道過(guò)程時(shí)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(jìn)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(guò)程可分為2個(gè)階段：第1階段，列車進(jìn)入隧道時(shí)的阻塞效應(yīng)導(dǎo)致總阻力迅速上升；第2階段，由于受到列車B初始?jí)嚎s波的影響而使總阻力持續(xù)提高至最大值。當(dāng)=NN時(shí)，列車B頭部經(jīng)過(guò)列車A頭部，導(dǎo)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(huì)前，總阻力較小，并且在此期間達(dá)最小值19.81 kN。當(dāng)=NT時(shí)，總阻力開(kāi)始增大，這是因?yàn)榇藭r(shí)列車B頭部經(jīng)過(guò)列車A尾部，導(dǎo)致列車A尾部壓力下降，同時(shí)列車B尾部經(jīng)過(guò)列車A頭部，導(dǎo)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(dāng)=TT時(shí)，列車B尾部經(jīng)過(guò)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(dǎo)致總阻力下降。

(a) 頭車側(cè)向力；(b) 列車總阻力

4.2 前窗部位過(guò)渡曲線變化對(duì)氣動(dòng)性能影響規(guī)律

為了直觀地分析列車氣動(dòng)力隨前窗部位過(guò)渡曲線變化規(guī)律，將不同前窗部位過(guò)渡曲線列車車體側(cè)向力和阻力幅值系數(shù)用柱狀圖表示，如圖10所示。從圖10可以看出：?jiǎn)喂靶土熊囶^車、中間車和尾車氣動(dòng)力幅值系數(shù)均要比雙拱型的小，其中側(cè)向力幅值系數(shù)尾車差別最大，相對(duì)誤差為3.1%；而阻力幅值系數(shù)頭車差別最大，相對(duì)誤差為1.1%。

圖11所示為不同前窗部位過(guò)渡曲線列車車頭流線及壓力云圖。從圖11可見(jiàn)：?jiǎn)喂靶团c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(guò)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(qū)域)氣流流動(dòng)受阻，容易使氣流產(chǎn)生分離，形成較大的正壓區(qū)，因此，單拱型列車氣動(dòng)性能略優(yōu)于雙拱型的氣動(dòng)性能。

(a) 側(cè)向力幅值系數(shù)；(b) 阻力幅值系數(shù)

(a) 單拱；(b) 雙拱

表3所示為不同前窗部位過(guò)渡曲線列車在隧道內(nèi)交會(huì)時(shí)隧道壁面測(cè)點(diǎn)的壓力幅值系數(shù)。從表3可以看出：?jiǎn)喂靶蛪毫Ψ迪禂?shù)比雙拱型的小，并且越接近隧道口，壓力差別越大。其中8號(hào)測(cè)點(diǎn)壓力差別最大，相對(duì)誤差為0.59%。由此可見(jiàn)，單拱型列車引起的隧道氣動(dòng)效應(yīng)要優(yōu)于雙拱型，但差別不明顯。

4.3 縱剖面型線變化對(duì)氣動(dòng)性能影響規(guī)律

圖12所示為列車氣動(dòng)力系數(shù)與頭部縱剖面型線投影面積的關(guān)系。從圖12(a)可以看出：車體側(cè)向力幅值系數(shù)隨縱剖面型線投影面積增加而呈對(duì)數(shù)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(cè)向力幅值系數(shù)慢慢增大，其中頭車側(cè)向力幅值系數(shù)由0.864增大到0.960，增幅為11.2%；中間車側(cè)向力幅值系數(shù)由0.492增大到0.561，增幅為14.0%；尾車側(cè)向力幅值系數(shù)由0.667增大到0.825，增幅為23.7%。這是因?yàn)榭v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(guò)渡曲線斜率變化越大，氣流流動(dòng)因受阻更易產(chǎn)生分離，影響了列車氣動(dòng)性能。由此可見(jiàn)：縱剖面型線對(duì)車體側(cè)向力影響較大，對(duì)尾車影響最大，對(duì)中間車次之，對(duì)頭車最小。圖12(b)所示為列車A最大總阻力系數(shù)與縱剖面型線投影面積的對(duì)數(shù)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(shù)從1.682增大到1.803，增幅為7.2%；當(dāng)縱剖面型線投影面積從22.760 m2變化到25.340 m2時(shí)，最大總阻力系數(shù)增幅僅為3.4%，而從25.340 m2變化到26.505 m2，增幅為3.8%，說(shuō)明當(dāng)縱剖面型線投影面積達(dá)到較大值時(shí)，其對(duì)列車總阻力的影響更顯著。

表3 不同前窗部位過(guò)渡曲線列車隧道交會(huì)時(shí)隧道壁面壓力幅值系數(shù)

為了分析縱剖面型線對(duì)列車交會(huì)隧道壁面壓力變化的影響，將不同縱剖面型線列車交會(huì)時(shí)隧道壁面測(cè)點(diǎn)壓力幅值系數(shù)進(jìn)行比較，如圖13所示。從圖13(a)可以看出：除了隧道中部測(cè)點(diǎn)的壓力幅值系數(shù)差別較大外，其余測(cè)點(diǎn)的壓力幅值系數(shù)基本重合，差別很小。這主要是因?yàn)榱熊囋谒淼纼?nèi)交會(huì)，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(yuǎn)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(cè)點(diǎn)壓力幅值系數(shù)變化差異稍大，主要是因?yàn)椴煌庑瘟熊囋谠撐恢媒粫?huì)引起壓力變化有所差異。將5號(hào)測(cè)點(diǎn)壓力幅值通過(guò)對(duì)數(shù)函數(shù)擬合，所得結(jié)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(hào)測(cè)點(diǎn)壓力幅值系數(shù)從1.980變化到2.013，增幅為1.7%。可見(jiàn)，縱剖面型線對(duì)隧道壁面測(cè)點(diǎn)壓力的影響很小。

(a) 側(cè)向力幅值系數(shù)；(b) 最大總阻力系數(shù)

(a) 不同測(cè)點(diǎn)壓力幅值系數(shù)；(b) 5號(hào)測(cè)點(diǎn)壓力幅值系數(shù)

4.4 水平剖面型線變化對(duì)氣動(dòng)性能影響規(guī)律

列車氣動(dòng)力系數(shù)與頭部水平剖面型線投影面積的關(guān)系如圖14所示。從圖14可以看出：車體側(cè)向力幅值系數(shù)隨水平剖面型線投影面積增加而呈對(duì)數(shù)減小。這是因?yàn)樗狡拭嫘途€越往外鼓，頭形中部越平坦，而水平剖面型線內(nèi)收的頭形呈現(xiàn)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(cè)流動(dòng)，且頭型中部流線彎曲程度越大，壓力變化越大，故交會(huì)時(shí)引起的側(cè)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(cè)向力幅值系數(shù)由0.877增大到0.907，增幅為3.4%；中間車側(cè)向力幅值系數(shù)由0.505增大到0.517，增幅為2.4%；尾車側(cè)向力幅值系數(shù)由0.670增大到0.701，增幅為4.6%?？梢?jiàn)車體側(cè)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(shù)與水平剖面型線投影面積的關(guān)系曲線。從圖14(b)可以看出：與側(cè)向力系數(shù)變化規(guī)律不同，最大總阻力系數(shù)隨水平剖面型線投影面積增大而呈對(duì)數(shù)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(nèi)收的23.258 m2，最大總阻力系數(shù)從1.757變化到1.688，減幅為4.0%。這是因?yàn)榱熊囘\(yùn)行時(shí)，頭形越往外鼓，氣流流動(dòng)越不順暢，并且容易產(chǎn)生分離，導(dǎo)致頭部壓力增大，列車總阻力提高。

(a) 側(cè)向力幅值系數(shù)；(b) 最大總阻力系數(shù)

不同水平剖面型線列車交會(huì)時(shí)隧道壁面測(cè)點(diǎn)壓力幅值系數(shù)比較結(jié)果如圖15所示。從圖15(a)可看出：除了隧道中部5號(hào)測(cè)點(diǎn)的壓力幅值系數(shù)有所差別外，其余測(cè)點(diǎn)的壓力幅值系數(shù)基本重合，差別很小。將隧道中部5號(hào)測(cè)點(diǎn)壓力幅值系數(shù)通過(guò)對(duì)數(shù)函數(shù)擬合，所得結(jié)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(nèi)收的23.258 m2慢慢變化到外鼓的27.184 m2，5號(hào)測(cè)點(diǎn)壓力幅值系數(shù)從1.981變化到2.001，增幅為1.0%。可見(jiàn)，水平剖面型線對(duì)隧道壁面測(cè)點(diǎn)壓力的影響很小。

(a) 不同測(cè)點(diǎn)壓力幅值系數(shù)；(b) 5號(hào)測(cè)點(diǎn)壓力幅值系數(shù)

5 結(jié)論

1) 對(duì)動(dòng)模型試驗(yàn)和實(shí)車試驗(yàn)工況下的壓力測(cè)點(diǎn)結(jié)果進(jìn)行數(shù)值仿真，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果最大相對(duì)誤差在5%以內(nèi)，說(shuō)明此次采用的數(shù)值模擬計(jì)算方法是可行的。

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

3) 列車氣動(dòng)力系數(shù)隨縱剖面型線投影面積增加而呈對(duì)數(shù)增大；縱剖面型線對(duì)車體側(cè)向力幅值影響較大，對(duì)車輛影響程度由大至小依此為為尾車、中間車和頭車；當(dāng)縱剖面型線投影面積達(dá)到較大值時(shí)，其對(duì)列車總阻力的影響更顯著；縱剖面型線對(duì)隧道壁面測(cè)點(diǎn)壓力的影響較小，最大相對(duì)誤差為1.7%。

4) 車體側(cè)向力幅值系數(shù)隨水平剖面型線投影面積增大而呈對(duì)數(shù)減小，而最大總阻力系數(shù)隨水平剖面型線投影面積增大而呈對(duì)數(shù)增大，因此，進(jìn)行氣動(dòng)頭部外形設(shè)計(jì)時(shí)，需要綜合考慮各種因素；隨著水平剖面型線從內(nèi)收慢慢變化到外鼓，隧道壁面壓力幅值系數(shù)最大相對(duì)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(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51575538，U1134203)；中南大學(xué)教師研究基金資助項(xiàng)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(dòng)力學(xué)研究；E-mail：lthjd@163.com