高速列车明线交会气动性能与流线型长度关系研究

本科毕业设计论文GRADUATIONDESIGNTHESIS题目高速列车明线交会气动性能与流线型长度关系研究学生姓名指导教师学院交通运输工程学院专业班级交通设备1103班本科生院制2015年6月高速列车明线交会气动性能与流线型长度关系研究摘要高速列车交会时产生的压力波及所受气动力对列车运行安全和旅客的乘坐舒适性均有重要影响。为保证交会时列车的安全稳定性，需对影响列车交会的各因素进行研究。其中，合理设置外形参数是保证列车交会安全性的关键因素之一。本文对不同流线型长度的列车明线交会时的气动性能进行分析研究，并得出两者间的关系。交会两车在外形相同、速度大小相同的情况下，流线型长度由8M增加到12M的过程中，列车气动性能参数变化如下（1）最大交会压力波幅值由1291PA减小到911PA，减小了380PA，减幅达294；（2）横向力幅值由4382KN减小到3527KN，减小855KN，减幅约195；（3）升力幅值由1359KN减小到1156KN，减小203KN，减幅约149；（4）倾覆力矩幅值由7520KNM减小到6182KNM，减小1338KNM，减幅约178。随着流线型长度的增加，高速列车交会压力波幅值呈对数减小，横向力、升力、倾覆力矩等气动力和力矩的幅值也呈对数减小。因此，增加流线型长度，有利于改善高速列车明线交会时的气动性能。关键词高速列车流线型长度交会压力波气动力THERELATIONSHIPBETWEENAERODYNAMICPERFORMANCEOFHIGHSPEEDTRAINSCROSSINGONOPENTRACKSANDSTREAMLINELENGTHABSTRACTWHENHIGHSPEEDTRAINCROSSING,THEPRESSUREWAVEGENERATEDANDAERODYNAMICFORCEHAVEANIMPORTANTEFFECTONTHESAFETYANDSTABILITYOFTRAINOPERATIONSANDTHEPASSENGERRIDECOMFORTITISNECESSARYTOCONDUCTASTUDYONTHEFACTORSWHICHHAVEANIMPACTONHIGHSPEEDTRAINSCROSSINGITISONEOFTHEKEYFACTORSOFENSURINGTHESAFETYOFTRAINCROSSINGTOSETUPREASONABLEOUTLINEPARAMETERSNOWWECONDUCTASTUDYONTHERELATIONSHIPBETWEENAERODYNAMICPERFORMANCEOFHIGHSPEEDTRAINSCROSSINGONOPENTRACKSANDSTREAMLINELENGTHTHEOUTLINEANDVELOCITYOFBOTHTRAINSISSAMEWITHEACHOTHERWHENSTREAMLINELENGTHINCREASESFROM8MTO12M,THETRAINAERODYNAMICPERFORMANCEPARAMETERSARECHANGINGASFOLLOWS1THEAMPLITUDEOFMAXIMUMCROSSINGPRESSUREPULSEDECREASESFROM1291PATO911PABYTHEDECREMENTRATIOABOUT294,380PADECREASED（2）THEAMPLITUDEOFTRANSVERSEFORCEDECREASESFROM1291PATO911PABYTHEDECREMENTRATIOABOUT294,380PADECREASED3THEAMPLITUDEOFLIFTFORCEDECREASESFROM1359KNTO1156KNBYTHEDECREMENTRATIOABOUT149,203KNDECREASED4THECAPSIZINGMOMENTAMPLITUDEDECREASESFROM7520KNMTO6182KNMBYTHEDECREMENTRATIOABOUT178,1338KNMDECREASEDASSTREAMLINELENGTHINCREASING,THEAMPLITUDEOFCROSSINGPRESSUREPULSEWILLBELOGARITHMICDECREASING,WHILETHEAERODYNAMICFORCEANDMOMENT,SUCHASTRANSVERSEFORCE,LIFTFORCEANDCAPSIZINGMOMENT,WILLBELOGARITHMICDECREASING,TOOTHEREFORE,THEINCREASINGOFSTREAMLINELENGTHCANIMPROVETHEAERODYNAMICPERFORMANCEOFHIGHSPEEDTRAINSCROSSINGONOPENTRACKSKEYWORDSHIGHSPEEDTRAINSTREAMLINELENGTHCROSSINGPRESSUREPULSEAERODYNAMICFORCE目录第1章绪论111研究背景112研究意义113国内外研究现状214研究内容及方法315本章小结3第2章理论基础及软件介绍521基本控制方程5211连续性方程5212动量守恒方程5213能量方程622湍流模型623软件简介7231GAMBIT软件介绍7232FLUENT软件介绍9233TECPLOT软件介绍1224本章小结12第3章列车明线交会模型及测点布置1331列车模型的简化1332几何模型1433计算区域1434计算网格1535边界条件1736列车测点布置及计算18361列车测点布置18362列车测点UDF程序1837本章小结19第4章列车明线交会计算结果及分析2041交会压力波20411列车表面压力分布20412流场压力变化21413计算结果分析2342气动力28421计算方法28422横向力29423升力31424倾覆力矩3443本章小节36第5章结论37结束语38参考文献39第1章绪论11研究背景从上世纪90年代至今，中国铁路经历了6次大提速，为中国近二十年来的经济社会发展提供了充足的运力保障1，促进了国民经济的快速发展，也给人们的日常出行带来了便捷。尤其是近几年来高速列车的发展，客运列车车速由100KM/H左右大幅提高到300KM/H以上。而随着列车运行时速的升高，列车运行的安全问题越来越受到人们的重视。列车高速行驶时所产生的的空气动力学问题尤为突出，例如，当列车时速达到200KM/H时，列车空气阻力约占运行总阻力的70左右，列车时速为300KM/H时,空气阻力占总阻力的85左右2。除此之外，列车时速的大幅提高，也引发了一些安全性问题。例如高速列车交会时，作用在列车上的力和力矩在瞬间发生急剧变化，如果此效应过于明显，还会影响列车的安全运行以及旅客的乘车舒适度3。对此问题，各国科研人员做了很多相关的研究，例如列车交会时产生的压力波与列车运行时速、车体宽度、列车外形等因素的关系；多种工况下，列车运行时周围流场的分析与计算。中国的高速铁路建设始于2004年中国铁路长期规划，2007年铁道部第六次大提速揭开了中国铁路新的一页。中国第一条真正意义上的高速铁路为2008年开通的京津城际高铁，运营时速为350KM/H4。中国的高速铁路发展坚持“引进来、走出去”战略，走出了一条全新的道路。通过引进消化吸收再创新的方式，逐步掌握了高速列车大部分核心技术5。南车四方股份研制的CRH380A型车为中国首列拥有完全自主知识产权的高速动车组列车6。12研究意义铁路客车由普通中低速列车向高速列车发展的过程中，高铁空气动力学问题愈发明显。当两列高速行驶的列车在明线交会时，列车周围的空气会产生强烈扰动。在交会进行的约几十毫秒的时间内，产生的气压波作用在列车表面相继出现正负压力峰值7。这种交会压力波对列车的安全运行及乘客的舒适度将会产生较大影响。过大的交会压力波会使列车车体产生变形，使门窗产生松动，甚至会出现振动加剧，破坏车身结构，还会影响车内乘客的乘坐舒适度，造成恶心、耳鸣等症状8。因此，高速列车交会产生的空气动力学问题应该得到足够重视。由于铁路占地成本及建造成本等原因，两条并行钢轨的间距不可能随意扩大，列车的近距离交会不可避免。因此，改善列车气动性能成为列车安全运行、降低交会风险的突出目标。要想保证高速列车明线交会时的舒适性、安全稳定性，必须使交会时列车气动性能符合以下要求（1）降低列车交会压力波幅值。特别要注意列车交会时压力冲击波对低速车所造成的影响。在进行列车外形设计时，应根据运行速度、线间距等环境条件，结合生产工艺，使列车交会压力波幅值降到合理的数值。（2）减小列车交会时的作用力和力矩，主要有升力、横向力和倾覆力矩等。三者的大小以及作用位置大大影响着列车的稳定运行。（3）降低列车交会时的气动噪声。气动噪声主要有两种，一种是车内噪声，另一种是车外环境噪声9。影响列车交会空气压力波的因素主要有两交会列车运行速度（包括静止交会、等速交会和不等速交会三种情况）、列车编组长度、复线间距、车体宽度、附面层厚度、列车编组方式、列车外形（包括头部形状、车体截面形状等）、强侧风、隧道、列车尾部流场等10。影响列车交会安全性的诸多因素中，外形参数设置与列车交会时的空气动力学有着较为密切的关系，并且对今后的列车设计具有重要的参考价值。本文就高速列车明线交会气动性能与流线型长度的关系进行探究。13国内外研究现状高速列车发展几十年来，国内外形成的主要列车交会研究方法如下（1）风洞试验。风洞试验作为目前主要的研究手段，可以直接测出列车各气动力数据。运用风洞模拟列车交会时，只能模拟明线交会这一种情况11。风洞试验一般利用列车缩比模型，通过大功率风机产生气流来测定列车所受各种气动力。当模拟列车交会时，通过风洞侧面风压板的移动所产生的表面压力变化来模拟列车车身表面的压力变化。这一方法作为列车气动外形设计与验证分析的主要手段之一，已得到越来越广泛的应用12。（2）水洞试验。水洞是水动力学试验的一种设备。相比于风洞试验，水洞试验可以多种工况下模拟列车交会。水洞试验的应用范围不如风洞试验广阔，但也有它独特的意义。水洞试验中移动的不是列车模型，而是可控的水流。德国在对三种头型的列车进行比较分析时就曾运用了水洞试验技术。（3）数值模拟计算。两辆列车交会时，周围形成三维湍流绕流场，采用流体力学的相关方法可以得出交会气压波的大小。除此之外，还有其他更为简单的方法，如利用STEINHEUER公式，得到列车压力波幅值13。（4）动模型试验。动模型试验能够真实模拟两交会列车之间、列车与周围地面等环境之间的相对运动，通过可控制的试验，再现实际列车在线路上运行情况，获得列车明线交会空气压力波，是目前开展列车空气动力学试验的重要装置14。（5）实车试验。实车实验利用试验列车在试验线或特定运营线路上进行。通过实车试验测得数据，将各种环境因素考虑在内，能够更好的还原列车的真实运行环境。最早进行实车试验的国家是法国，利用一动一静的两列TGV列车交会，记录整个过程中的气压波变化，测出头尾两车的压力数值15。14研究内容及方法本文主要研究高速列车明线交会气动性能与流线型长度的关系，气动性能分为交会压力波和列车所受各气动力（包括横向力、升力）以及倾覆力矩。研究在无横风条件下进行，两交会列车外形参数相同，车速均为300KM/H。通过数值计算、后处理、分析比较等步骤，最终得出列车明线交会气动性能与流线型长度的关系，并为高速列车外形设计提出合理的建议。本文主要采用数值模拟计算的方法，利用网格离散和流场计算的相关软件进行分析。利用GAMBIT软件进行数学建模及网格离散，利用FLUENT软件进行流场计算分析，利用TECPLOT软件进行后续图表的处理。具体过程如下（1）使用GAMBIT软件建立流线型长度分别为8M、9M、91M（CRH2原型车）、10M、11M、12M的模型，6种模型除流线型长度不同外，其他外形参数相同。（2）使用GAMBIT软件对各工况交会列车及计算区域进行网格离散，并使网格畸变度达到085以下，符合要求的模型导出MESH文件，以待后续计算。（3）使用FLUENT软件对MESH文件进行导入并加载UDF程序，设定好各参数后进行迭代运算。（4）运算结束后，利用TECPLOT等后处理软件对运算过程中记录的数据进行分析比较，得出列车交会气动性能与流线型长度的关系。15本章小结本章主要介绍了针对高速列车交会时气动性能的研究方法及意义、国内外研究现状以及本文中所采用的研究方法作了简要介绍。在世界高速铁路大发展的时代，中国高铁唯有坚持引进来、走出去的战略，坚持自主创新，务实发展，并密切跟踪国外先进技术，才能引领高速铁路的更好更快发展。第2章理论基础及软件介绍列车交会时空气动力学的数值模拟计算属于计算流体力学（CFD）范畴。从流体力学中我们学到，任何流体运动的规律都是以质量守恒定律、动量守恒定律和能量守恒定律为基础的，这些基本定律可由连续性方程、EULER方程、NS方程等描述16。计算流体力学主要是运用数值计算，通过计算机求解数值方程，从而得出流体运动时所具有的特性，进而研究流体流动规律17。21基本控制方程211连续性方程直角坐标系下的微分形式的连续方程为0IIUXT（21）（22）VWTYZ式中为列车周围流场速度，分别代表、三个坐标方向的速度分量；IUUV为空气密度；为坐标的三分量，分别代表、三个方向坐标18。IXXYZ212动量守恒方程对于不可压缩流动的流体，其动量守恒方程可以简化为（24）JIIIJIJIXUVPFUXT21在直角坐标系中，动量守恒方程的微分形式可表示为（25）2221ZUYXVPFUWZVYUXTX（26）222VYFVTY（27）2221ZWYXVZPFWZVYUWXTZ以上即为纳维斯托克斯方程（NS方程）。式中是作用在单位流体质点上的体积力；F为运动粘性系数。/V数值计算过程中求解不可压缩流动NS方程时，应从守恒型NS方程出发。213能量方程根据能量守恒定律，可导出能量方程（28）IIJJJTEUKUTXX式中；23JIIIJJJIUXXT为绝对温度；为总能。在常温下，内能和温度的关系式为；12IEEUVECT为定容比热；VCK为热传导系数。22湍流模型目前有关湍流的数值计算主要有以下三种方法直接数值模拟DNS方法，大涡模拟LES方法，雷诺应力平均NS方程RANS方法，分离涡模拟（DES）方法19。湍流特性较为复杂，如湍流不规则、可扩散、雷诺数值较高、耗散性、三维涡脉动、尺度不一等。湍流的压力、速度、温度等物理参数也不恒定，会随时间与空间产生不稳定的变化20。本文计算模型选用双方程模型，具体如下K2CT（29）式中为涡粘性系数；IK为湍流动能；湍流耗散率；为湍流常数，一般情况下取。C09C湍流动能K方程为JIIJIJTJKTLJIIXUXXKUXT（210）湍流耗散率方程为KCXUKCXXUXTJIIJIJJTLJII21（211）式中空气运动粘度，；/V为层流运动粘度，为湍流运动粘度；IVI为经验常数，参考最近已发表的文献，本文计算时取值如下12KC、47，9，01K，3。23软件简介231GAMBIT软件介绍该软件的主要作用是建立计算流体力学模型，并对模型进行网格划分。GAMBIT软件主要通过用户界面（GUI）来接受用户的输入，其主要功能包括以下3个方面构造几何模型、划分网格和指定边界。其中，网格划分是GAMBIT最主要的功能。进行网格划分之后可以根据需求保存为含有边界信息的网格文件以进行下一步分析。GAMBIT提供的网格单元多种多样，可以根据用户自身的要求，自动进行网格划分。GAMBIT能够生成的网格有结构网格、非结构网格以及混合网格等。除此之外，它还可以调节网格密度，对网格进行细分或粗化操作，或者生成不连续网格、可变网格和滑移网格等。网格自动生成之后，用户可在GAMBIT中定义或修改边界条件，以便后续进行CFD相关计算。处理CFD问题时，利用GAMBIT软件操作步骤如下（1）构造几何模型。GAMBIT自带建模功能，可根据需要建立相关模型。此外，GAMBIT中也可以导入其他软件建立的模型，如PRO/E、SOLIDWORKS等。图21GAMBIT操作界面（A）体离散界面（B）线离散界面图22GAMBIT设置界面（2）划分网格。网格的划分需要确定好网格参数，如网格类型、节点间距等。根据模拟列车交会的情况首先对每辆列车的计算区域与列车本身进行布尔运算，然后对网格进行线上节点划分，对车身线条和计算区域的边进行线离散，定义好底面之后，再进行整个区域的体离散。生成面网格和体网格，最后是检查网格质量。如果网格畸变度符合计算的要求，则可以进行下一步计算；如果网格的畸变度过大，则不符合要求，则需要对离散之前的网格参数重新设定，如减小节点间距，采用三角形网格进行离散等，直至畸变度符合要求。（3）指定边界类型和区域类型。在用CFD求解器进行计算时，我们需要预先设定模型边界条件，使其满足计算要求。GAMBIT中提供了多种边界条件，如速度入口，压力出口，交界面等。我们需要根据求解内容对区域不同边界进行设置，如在进行两列高速列车交会时的空气动力学性能分析时，可以分别将两列车车头正对气流方向的边界定义为速度入口，将背对气流方向的边界定义为压力出口。若所用模型包含多个区域，需要指定各个区域类型，将不同区域加以区分。在用GAMBIT软件进行建模、划分网格、设定边界条件之后，我们可以将含有边界信息的网格文件（如MSH、DBS等格式文件）输出保存，以便后续利用FLUENT软件进行流场分析计算和修改。232FLUENT软件介绍FLUENT程序主要是对流体传热及流动的相关问题的分析。本文的相关计算如列车阻力和升力的计算，压力系数和阻力系数的监测等主要在FLUENT中进行。利用FLUENT读取MESH文件，定义好交界面之后检查并光顺网格，即可进行下一步设置。本软件使用KEPSILON模型进行计算，设置模型为不稳定模型。其中计算区域速度设置在FLUENT中完成。由于此次交会列车的模拟需要对三节车厢上布置测点，测点数量为15，头车、中间车、尾车各5个。导入UDF函数并加载好。UDF程序中的定义面编号须与FLUENT软件中的定义面的编号相对应，否则程序不能正常运行。为确保结果的准确可靠，计算过程中需要监测残差和力，并且分别设置好对横向力、升力和倾覆力矩的监测。图23FLUENT计算界面（A）迭代设置界面（B）边界设置界面图24FLUENT设置界面FLUENT软件可以采用网格形状主要有三角形、四变形、四面体、六面体及其混合网格等，各种网格的基本形状如图所示三角形单元网格四边形单元网格（A）二维网格四面体网格六面体网格棱锥网格楔形体网格（B）三维网格图25FLUENT的基本控制体形状二维和三维流动问题均可以在FLUENT中进行计算。流体流动与传热的模拟计算流程如图26所示。GAMBIT设置几何形状生成2D或3D网格其它软件包，如CAD，CAE等FLUENT网格输入及调整物理模型边界条件流体物性确定计算结果后处理TGRID2D三角网格3D四面体网格2D和3D混合网格PREPDFPDF查表2D或3D网格几何形状或网格PDF程序网格边界和体网格边界网格图26基本程序结构示意图233TECPLOT软件介绍TECPLOT软件是专门用来进行数据分析和可视化处理的软件。兼容性强，对于FLUENT等软件输出的文件能够读取并绘图。作图直观清晰，能够真实反映流场变化。本次设计中运用TECPLOT对多种工况下列车交会的压力云图进行绘制，以得出列车交会气动性能与流线型长度的关系。TECPLOT可以绘制二维或者三维图形，方便从坐标系各个方向观察图形。图27TECPLOT操作界面24本章小结正确选择几何模型和计算公式、理清各程序基本构架、熟练运用和掌握建模及流体软件的使用方法是进行本次研究的基础。在进行试验之前需要对以上内容做充足的准备。第3章列车明线交会模型及测点布置本文主要针对CRH2原型车及不同流线型长度的扩展车型的气动力性能进行分析比较。在本次列车交会的研究中，数值模拟的关键技术在于建模，即如何将复杂不规则的实体列车用简洁的模型来代替，并且还需要符合计算的要求。模型的建立必须遵循如下原则保证物理结构真实存在并且此模型可以进行数学计算。为保证物理结构真实可靠，要求所选用的物理模型应能尽可能反映出真实对象的本质及其变化规律21。建模过程中可以忽略一些次要结构和细节，仅保留主体结构部分进行计算，这样既能保证计算结果的可靠，又能减小工作量和计算时间。模型能够用于数学计算是指模型需要简化到目前数学工具能解决的程度，并且在现有计算水平能达到的程度内。由于列车结构复杂，列车车体和转向架等有许多复杂的小细节，大大增加了计算的难度和时间。因此有必要对列车模型进行相应的简化，使其在满足计算要求的同时尽可能减小计算的工作量，同时为整个研究的进行节省了宝贵的时间。31列车模型的简化高速列车的特点是庞大、细长、近地运动，真实的列车外表有非常复杂多变的细节之处，尤其是流线型车头部分。明线交会时的空气动力学问题也非常复杂，现有条件下很难对列车外形的每一个细节考虑在内，需要在不影响比较的情况下对列车模型进行简化，同时也要综合考虑车体表面、空间、流动状态、边界条件等因素22。简化后的模型方便计算，也大大节省了计算的时间成本。因此，对列车模型进行简化是非常有必要的，本文的简化方法如下（1）精简列车编组。由于车辆在明线交会时主要在车头和车尾受力作用最为明显，车身相对受力较弱，故我们使用车头中间车尾车的三节编组列车作为计算对象。（2）简化车体表面。实际中的列车并不是绝对光滑的曲面，列车表面会有受电弓、车门窗等突出或者凹陷部分。本文研究的是典型高速列车交会与流线型长度的关系，可以暂时不用考虑这些因素。（3）简化列车底部。真实列车底部转向架结构复杂，细节多样，如轮对，弹簧等，模型中很难构建这些细节。本文所用模型均为无转向架模型，头车与尾车形状相同。车身底部视为光滑面，与轨面保持02M的距离来模拟列车底部流场情况。32几何模型本次试验所采用的列车交会几何模型如下图所示图31列车交会几何模型交会两列车模型精简了列车底部的转向架，模型底部为光滑平面。同一工况下两交会列车模型完全相同，不同工况下列车模型的流线型长度不同，分别为8M、9M、91M（原型车）、10M、11M、12M，六种列车的具体几何模型如图32所示。图32列车头部长度变化参数33计算区域本文所用的列车几何模型为CRH2原型车及扩展车型，定义扩展车型流线型长度分别为8M、9M、10M、11M、12M。计算区域的确定需要综合考虑车辆模型的大小和计算的条件。一方面，计算区域越大，对流场分析所获得的结果越接近真实情况，另一方面，随着计算区域的增大，网格也相应的大大增加，对于电脑配置的要求也大大提高，在现有的条件下也会延长计算时间。所以应该根据计算精度的要求，结合现有条件，合理设置计算区域的大小。本文所采用列车模型均为三车编组列车模型，每节车长约25M。列车纵向流场长度对列车气动性能影响较大，因此应该重点考虑纵向流畅的长度。综合以上因素，交会两车均采用650M60M60M的长条形风域，两区域相错240M，如下图所示。两车鼻尖位置相距50M，列车鼻尖相对与速度入口的距离为420M，相对于压力出口的距离为230M。两列车纵向中心线分别距交界面25M，另外，为了模拟轨道对车辆气动性能的影响，在设置车辆位置时将车辆抬离地面02M，使风域底面对于列车周围气流的影响接近真实地面。坐标系原点放置于两车中间位置，有利于建模和计算，保证了模拟接近真实流动情况。列车相对位置如图33所示。图33交会列车计算区域根据两列车交会的特殊场景，在本次试验中利用两个计算区域的相对运动来模拟两列车的交会情况，从而获得计算数据。其中，域与列车已经做过布尔相减运算。设置两个域（FLUID20和FLUID21）沿X轴正方向（即车1的运行方向）的速度分别为8333M/S即300KM/H）和8333M/S即300KM/H）。34计算网格本次列车交会试验采用分区滑移网格技术，以便清晰准确地反映交会情况。两车计算区域的公共滑移界面（INTERFACE）用于数据交换。计算区域采用非结构网格离散。列车交会模型的水平剖面网格设置如图34所示。图34计算网格定义列车线离散网格疏密程度（SPACING）设为015，即开始大小，计算区域的上面四条边设为4，四条垂直边设为3，为保证计算精度，底面四条边设为15。增长率（GROWTHRATE）设为102。图35流线型头部计算网格由于列车明线交会时的相对运动速度很高，而且交会过程中产生非常强的压缩波和膨胀波，密度的变化引起的流场变化已经不能忽略。此时，不可压缩方程已经不再适应，而必须求解非定常可压缩NS方程23。在方程的求解之前，需要对整个流域赋予初始值。初始值的赋予在交会模拟过程中有两种方式一是首先进行定常流场模拟，以收敛的流场作为初始值，这样两列车之间的距离无需太大；二是给均匀值，让非定常流场自然建立，但这种方法需要两车之间较大的距离和流域，同时也需要建立更多的网格，增加了计算时间。第二种方法更贴近本次试验的要求，所以本次试验采用第二种方法。初始时两车车头位置沿运动方向相距为50米。35边界条件流场的求解需要给定合理的边界条件。列车交会的模拟运算在有限区域内进行。列车明线交会试验中，利用两个区域的相对运动来模拟真实情况下列车交会，不但要定义各面的边界条件，还需要对两个计算区域加以定义。在截面ABCD和截面EFHG处，设置为压力边界条件为；区域A和区域B给定运动边界条件，X方向按列0P车运行速度分别给定，Y、Z方向速度分量为0；两交会列车车身表面和流域下底面为无滑移边界条件；两流域外侧及上底面按压力出口处理。图36流场分区示意图IJKL面为滑移面INTERFACE边界条件，该条件主要用于区域A、B的信息交换。图37中，区域A、B的边界面分别由ABC、DEF组成，两边界面在模拟计算过程中相对滑动而形成交换面；面ABC和面DEF，相互切割形成公共面ADBEC；单元4的边界信息通过面DBE,由单元1、单元2和单元3插值提供。单元1、单元2和单元3的边界信息，通过面ADBEC，由单元4、单元5及区域B的其它边界单元的信息插值提供24。图37交换面信息交换示意图36列车测点布置及计算361列车测点布置由于头部流线型部分每一个模型都在变化，头部监测点的坐标每一个模型均不完全相同，所以选取靠近车体中部的点进行比较，头车、中间车、尾车各布十字形的5个测点。列车车体表面交会压力波测点布置见图38。图38列车测点布置图362列车测点UDF程序本次计算需要导入UDF（用户定义函数，USERDEFINEDFUNCTION）程序，分别对车身15个测点处的交会压力波以及所受气动力和力矩进行监控，并输出记录文件，方便进行后处理。以流线型长度为9M列车为例，计算程序见图39所示。图39UDF程序（部分）37本章小结在研究列车明线交会气动性能与流线型长度关系时，需要建立简化的计算模型、熟练运用各种软件进行建模计算并对结果进行分析。本章内容作为整个试验进程中的重要一环，需要对计算模型类型、边界条件等作出正确合理的设置，以防出现错误，影响计算结果。第4章列车明线交会计算结果及分析高速列车交会时产生的压力波及所受气动力对列车运行安全和旅客的乘坐舒适性均有重要影响。本章依据上一章所建立的几何模型，运用流体分析软件FLUENT及后处理软件TECPLOT等，对流线型头部长度分别为8M、9M、91M（CRH2原型车）、10M、11M、12M的列车交会时所产生的压力波以及所受横向力、升力和倾覆力矩进行计算分析，以得出高速列车明线交会气动性能与流线型长度的关系。41交会压力波411列车表面压力分布交会压力波是在一列车头、尾部通过另一列车瞬间产生,分别称之为头波、尾波25。图41为两车车速均为300KM/H时的交会过程中，列车车体外表面压力变化的情况。由图中可得，不同流线型长度列车交会时，头车鼻锥端（A）为流线型表面驻点所在位置，所受压力最大。空气流经该点后，会加快流动速度，使压力下降26。其沿纵剖面的流动情况，在前窗位置（B）压力上升后再迅速下降，到达头部与车顶过渡处（C）负压降至最大值，这是因为过渡弧面曲率变化很大，空气绕流速度加快，从而导致这一区域的压力急剧降低，至车体顶面压力又再次形成为平稳的负压。沿水平剖面观察，车肩处（D）负压达到最大值，至车体侧墙再回升成平稳的负压。对于流线型长度不同的列车，A处正压范围随流线型长度增加而缩小；C、D两处负压范围随流线型长度增加而缩小，其最大值随流线型长度增加而减小27。（A）原型车（B）LENGTH8（C）LENGTH9（D）LENGTH10（E）LENGTH11（F）LENGTH12（G）图例图41不同流线型长度列车交会压力云图412流场压力变化以长度为9M的两车交会过程中，车一的头车流场随时间变化为例，对其压力云图进行切片处理，得出在此切片平面上气压随时间的变化，如图42。03S左右两车头车交会，07S左右车一的头车与车二的尾车交会。（A）02S（B）03S（C）04S（D）05S（E）06S（F）07S（G）图例图42车一头车周围流场随时间变化413计算结果分析本次列车交会压力波的监测在头车、中间车、尾车各布十字形的5个测点。计算所需15个测点编号为115。首先对流线型长度不同的六种车的交会压力进行原始数据记录并进行初步表格处理，表格中记录其头波与尾波最大峰值与最小峰值及峰峰值。最大峰值以PMAX表示，最小峰值以PMAX表示，峰峰值及最大峰值与最小峰值之差以P表示。随后对每个测点所受压力随时间变化的数据制成交会压力波曲线图，并可以将六种列车的交会压力波置于同一坐标轴以便观察其随流线型长度的变化趋势。在交会压力波连续曲线上可以得到每一列车交会压力的峰值，并可以将这些数据进一步制成柱状图或散点图，得到拟合曲线和函数式。最后进行交会压力波比较结果分析。流线型头部长度分别为8M、9M、91M（原型车）、10M、11M、12M的列车监测到的压力结果见表4146所示。表41流线型长度8M列车300KM/H交会压力波计算结果头波（PA）尾波（PA）测点编号PMAXPMINPPMAXPMINP124396012032611781152239050189136348985235695621131487532101946985931291541553109456494821131576544112066734591132580421100175173758924873678548650483113358142110029758502126065443710911065447111256084091017116504751125576392968124474328794213998201361051811285644461010147235301253630451108115168105412222547551009表42流线型长度9M列车300KM/H交会压力波计算结果头波（PA）尾波（PA）测点编号PMAXPMINPPMAXPMINP12448291073319741005235742378035840075835634901053475459934464653511815304871017559044010305304871017665438410385773319087462311773468266734866238710495853309159760409116964134598610642391103358533391811650385103557231288412409375784397331728136104451055539365904147124741186598384982152069031109263652915表43流线型长度91M列车（原型车）300KM/H交会压力波计算结果头波（PA）尾波（PA）测点编号PMAXPMINPPMAXPMINP1439610104932863996724273187454372707073608437104554138292347324791211623413103656773711048598317915668336410475923068987507256763474215689869834510435863058919819389120867131898910682354103657729387011736322105863926790612435351786396287683136354251060539332871147644691233630342972152698071076335511846表44流线型长度10M列车300KM/H交会压力波计算结果头波（PA）尾波（PA）测点编号PMAXPMINPPMAXPMINP12967151014111827941237335272836333470035604139774793898714656451111053142295655863699585183789006641319963571276850746725772746621368286473229725722688449758337109863828492510645311959584261848116503109645692548261241932074238728567513600375978518314835147113911105584325912152427811026269586859表45流线型长度11M列车300KM/H交会压力波计算结果头波（PA）尾波（PA）测点编号PMAXPMINPPMAXPMINP134260895018668687223832886713632746373552343895477325802466137310345263638895577304881501276777662226188356022778774662106764591666258626264890554213767975027110216292308591064223787957719577211645242887560202762124232726953712466171358431289649226976114704314101856527283715272666938270527797表46流线型长度12M列车300KM/H交会压力波计算结果头波（PA）尾波（PA）测点编号PMAXPMINPPMAXPMINP124062386311169080123622906523602716313478331809445306751453637591148132981055172898064972507476552253805519208727742420162544415159585442568005272097369653256909600208808105722458175202027221154325980251519871312374252626377221598135372968334872557421465529094555924079915244631875265485750观察表4146中的数据，可以发现交会压力波的头波比尾波大，头波幅值大部分介于7501250PA之间，尾波幅值大部分介于6001150PA之间。不同流线型长度列车的交会压力波幅值差异较大。在模型建立的过程中，两列车的运动方向分别为沿X轴正方向和负方向，流线型长度不同体现在X轴方向上，其YZ面上各列车规格相同。四种车型只保留流线型长度这一个变量，其余外形参数相同。图43为流线型头部长度为8M、9M、91M、10M、11M、12M的六种车型所受总阻力示意图及其变化趋势。由图可知，列车流线型头部长度为8M时，列车所受交会压力波最大，流线型头部长度为12M时，列车所受交会压力波最小。随着流线型长度的不断增大，交会压力波逐渐呈下降趋势，且峰值不断减小。由此可得，增加流线型头部长度可以降低列车交会时产生的空气压力波。通过表4146可以看出，头车靠近车体底部的4号测点交会压力波幅值最大，下面也以该点进行对比分析。各列车以速度为300KM/H交会时4号测点的交会压力变化如图43所示。由于各列车流线型头部长度的不同，导致4号测点所经过的头波与尾波的时间间隔不同，时间同步性上存在一定的时间差，但这并不影响我们观测曲线。80642040680306091215时间（S）压力（PA）LENGTH89ORI10LENGTH图43不同流线型列车300KM/H交会4号测点压力变化曲线由以上波形图可以看出，不同流线型长度交会压力波变化曲线规律基本相同，经过测点的头波变化情况为先正后负，尾波为先负后正，头尾波之间的曲线变化比较平稳，且所受压力为较小的负压。交会压力波变化幅值差异较大。由表4146可知，流线型头部长度为8M的车型头车所受压力最大，流线型头部长度为12M时，头车所受压力最小，整体呈下降趋势，所以增加流线型头部长度能减小交会压力波幅值。中间车压力变化较小，基本处于较为平稳的趋势，所以改变流线型头部长度对中车所受压力影响较小。尾车压力整体变化范围较头车小，也随流线型头部长度的增大而逐渐减小。当流线型头部长度为12M时，尾车所受压力在各列车中是最小的。因此，增加流线型头部长度能够在一定程度上能减小尾车所受压力。为了更加清晰地观测列车交会压力波随列车流线型头部长度变化的情况，我们对不同流线型头部长度列车的4号测点交会时的压力波幅值用柱状图表示。如图44（A）所示。图中横轴表示流线型长度依次为8M、9M、91M、10M、11M、12M的列车，纵轴表示交会压力波幅值。从图可以看出，随着流线型长度的增加，列车交会压力波幅值整体呈现减小的趋势，流线型长度由8M增加到12M的过程中，最大交会压力波幅值由1291PA减小到911PA，减小了380PA，减幅达294。流线型长度的增加大大减小了交会压力波幅值，流线型长度的增加在很大程度上降低了高速列车在明线交会时的风险，避免了列车所受压力波过大所产生的负面影响。为进一步分析列车交会压力波幅值与流线型头部长度的非线性关系，将不同流线型长度列车4号测点的交会压力波变化幅值与流线型头部长度的关系拟合可得Y89347LNX31517，其中Y为交会压力波峰值，即P，X为流线型长度，如图44（B）。列车交会压力波幅值随流线型头部长度增加而呈对数减小。80090010001100120013001400LENGTH8LENGTH9ORIGIN91LENGTH10LENGTH11LENGTH12流线型长度交会压力波峰值（PA）Y89347LNX315178009001000110012001300140078910111213流线型长度（M）交会压力波峰值（PA）（A）柱状图（B）散点图图44不同流线型长度列车300KM/H交会4号测点交会压力变化幅值42气动力421计算方法高速列车明线交会时所受气动力和力矩主要有横向力、升力、倾覆力矩等28。为节省计算时间，减小计算机工作量，我们需要对计算过程进行合理的优化，同时便于实时查看计算过程进行情况。本次试验应用UDF程序对三者进行监控并输入记录文件，以方便进行后续处理。监测结果中，CD曲线为列车所受横向力情况，CL曲线为列车所受升力情况，CM曲线为列车所受倾覆力矩的情况。图45为横向力监控曲线。列车交会时产生的横向力、升力和倾覆力矩等均随时间产生振荡，当被交会列车测点经过交会列车头部和尾部时以上三者的变化曲线均会产生大幅度波动。图45横向力监控曲线422横向力高速列车明线交会时，若交会速度过大，列车所受横向力与脱轨系数会在车头鼻端通过观测点的瞬间超过安全限制,影响列车的运行安全性29。合理改变车身外形，可以降低列车交会时所受的横向力。此处对流场计算所记录的数据进行分析，得出横向力与流线型长度的关系。由于交会压力波头波所产生的气动力相对较大，所以这里也选取列车横向力的头波来进行分析。不同流线型长度列车300KM/H交会时，车体横向力和倾覆力矩结果如表47所示。表47不同流线型长度列车300KM/H交会车辆横向力结果横向力（KN）速度KM/H车型正峰值负峰值峰峰值头车346721215588中间车220021824382流线型长度8M尾车216233555517头车330420115315中间车207520484123流线型长度9M尾车202532145239头车326620525298中间车207420454119流线型长度91M（原型车）尾车203032055235头车309519014996中间车198319393922流线型长度10M尾车197230134985头车288117434624中间车189218383730流线型长度11M尾车187928744753头车275116494400中间车179417333527流线型长度12M尾车171427364450由表47可得，流线型长度由8M增大到12M的过程中，头车、中间车、尾车的横向力峰峰值基本上呈逐渐减小的趋势。去除个别偏差量，正峰值和负峰值的绝对值大小也随流线型长度的增加而减小。4030201001020304000306091215时间（S）横向力（KN）TOUCHE1ZHONGCHE1WEICHE1图46流线型长度9M列车300KM/H交会横向力变化曲线图46为流线型长度为9M列车300KM/H交会时车辆的横向力变化曲线。从图中可以看到头、中、尾三车在列车交会过程中受到的横向力变化趋势。三者的变化趋势基本形同，均为开始受到头波先正后负的冲击，在经历约02S相对平缓的变化过程之后，又受到尾波先负后正的冲击，且头车所受头波正峰值大于负峰值的绝对值，所受尾波正峰值小于负峰值的绝对值，中间车头尾波正负峰值的绝对值差距不大，尾车所受头波正峰值小于负峰值的绝对值，所受尾波正峰值大于正峰值的绝对值。其中头车和尾车所受横向力明显大于中间车。在分析列车所受横向力时，我们选择对中间车进行分析，因为头、尾车受流线型头部变化的影响，车体表面的受力面积发生了变化，影响试验结果。流线型长度不同的列车300KM/H交会时，中间车横向力变化曲线如图47所示。30210102300306091215时间（S）横向力（KN）LENGTH89ORI10LENGTH2图47不同流线型长度列车300KM/H交会中间车横向力变化曲线从图47可以得出，横向力变化幅值和时间同步性上均存在一定差异，不过这并不影响曲线观测，反而将重叠的曲线略微分散开，便于观测。不同流线型长度列车的中间车横向力变化幅值变化如图48（A）所示。随着流线型长度增加，横向力慢慢减小，横向力幅值由4382KN减小到3527KN，减小855KN，减幅约195。由此可见，流线型长度的变化对交会中车辆所