高速列車外風(fēng)擋安裝間距對(duì)風(fēng)擋氣動(dòng)特性的影響

唐明贊，熊小慧，鐘睦，王哲

?

高速列車外風(fēng)擋安裝間距對(duì)風(fēng)擋氣動(dòng)特性的影響

唐明贊1, 2, 3，熊小慧1, 2, 3，鐘睦1, 2, 3，王哲1, 2, 3

(1. 中南大學(xué) 軌道交通安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙 410075； 2. 中南大學(xué) 軌道交通安全關(guān)鍵技術(shù)國(guó)際合作聯(lián)合實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙 410075； 3. 中南大學(xué) 軌道交通列車安全保障技術(shù)國(guó)家地方聯(lián)合工程研究中心，湖南 長(zhǎng)沙 410075)

為探明空氣動(dòng)力作用下，高速列車外風(fēng)擋與車體外表面安裝間距對(duì)風(fēng)擋氣動(dòng)特性的影響規(guī)律，采用三維、定常、不可壓縮雷諾時(shí)均R-S方程和RNG-雙方程湍流模型數(shù)值算法，對(duì)0，10，20和30 mm不同安裝間距的三車編組半包式外風(fēng)擋高速動(dòng)車組進(jìn)行數(shù)值模擬，列車明線運(yùn)行速度等級(jí)為350 km/h。研究結(jié)果表明：安裝間距對(duì)于風(fēng)擋受側(cè)向力影響較大，尤其是橡膠弧頂與來(lái)流相對(duì)的外風(fēng)擋所受側(cè)向力與安裝間距成二次函數(shù)關(guān)系，安裝間距30 mm的外風(fēng)擋受側(cè)向力最大為785 N；安裝間距對(duì)外風(fēng)擋所受阻力、升力的影響較小，橡膠弧頂相對(duì)的兩塊外風(fēng)擋阻力方向相反，外風(fēng)擋氣動(dòng)升力均為負(fù)升力且最大為62 N；安裝間距導(dǎo)致外風(fēng)擋表面壓力分布呈現(xiàn)規(guī)律性變化，將外風(fēng)擋表面氣動(dòng)壓力映射到有限元計(jì)算模型上，分析不同安裝間距下氣動(dòng)載荷作用對(duì)外風(fēng)擋結(jié)構(gòu)變形與應(yīng)力的影響。本文研究結(jié)果可對(duì)外風(fēng)擋結(jié)構(gòu)強(qiáng)度與優(yōu)化設(shè)計(jì)，以及安裝位置精度要求提供指導(dǎo)。

高速列車；橡膠風(fēng)擋；安裝間距；氣動(dòng)特性；數(shù)值模擬

橡膠外風(fēng)擋結(jié)構(gòu)被廣泛應(yīng)用于高速列車兩車端部連接處，用于減小列車氣動(dòng)阻力，降低氣動(dòng)噪聲[1?3]。在多年的應(yīng)用過(guò)程中，一些橡膠外風(fēng)擋結(jié)構(gòu)安全問(wèn)題逐漸顯現(xiàn)出來(lái)，如橡膠外風(fēng)擋結(jié)構(gòu)變形、列車高速運(yùn)行時(shí)風(fēng)擋劇烈振動(dòng)、安裝底部出現(xiàn)裂紋或破壞等現(xiàn)象[4]。列車高速運(yùn)行引起的氣動(dòng)效應(yīng)及外風(fēng)擋承受的氣動(dòng)載荷是引起橡膠外風(fēng)擋異?，F(xiàn)象的主要外界原因[5?8]。而目前我國(guó)針對(duì)風(fēng)擋受氣動(dòng)載荷方面的研究缺乏，專家學(xué)者大都圍繞著橡膠外風(fēng)擋結(jié)構(gòu)對(duì)列車氣動(dòng)減阻降噪等方面開(kāi)展研究。梁習(xí)鋒等[9]采用數(shù)值模擬方法研究小風(fēng)擋、大風(fēng)擋和全封閉風(fēng)擋3種不同結(jié)構(gòu)形式風(fēng)擋對(duì)列車所受空氣阻力的影響。楊加壽等[10]研究不同速度等級(jí)下7種風(fēng)擋形式對(duì)于車廂和車廂連接處氣動(dòng)性能的影響。黃志祥等[11]采用風(fēng)洞試驗(yàn)的方法，分別研究高速列車試驗(yàn)?zāi)Ｐ?~6車編組狀態(tài)下的各節(jié)車箱氣動(dòng)阻力的分布規(guī)律，以及2種不同結(jié)構(gòu)外形風(fēng)擋對(duì)3車編組列車模型各節(jié)車廂氣動(dòng)阻力的影響。牛紀(jì)強(qiáng)等[12]采用數(shù)值計(jì)算的方法研究列車風(fēng)擋在不同橫風(fēng)側(cè)向角的條件下，不同結(jié)構(gòu)風(fēng)擋對(duì)于列車表面壓力系數(shù)與風(fēng)擋處壓力系數(shù)的影響。張業(yè)等[13]采用1:8的列車縮比模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，研究全封閉原始外風(fēng)擋、縮比后風(fēng)擋間縫隙分別為5，7，9 mm的平整外風(fēng)擋、半包外風(fēng)擋以及5 mm縫隙前移27 mm的6種外風(fēng)擋形式對(duì)列車各車廂氣動(dòng)性能的影響。劉宏友等[14]建立列車動(dòng)力學(xué)計(jì)算模型，對(duì)風(fēng)擋連接裝置對(duì)于列車動(dòng)力學(xué)性能的影響展開(kāi)了研究。為研究氣動(dòng)效應(yīng)引起橡膠外風(fēng)擋結(jié)構(gòu)安全問(wèn)題的相關(guān)因素，需要考慮列車運(yùn)行速度、特殊運(yùn)行工況、外風(fēng)擋結(jié)構(gòu)形式及外風(fēng)擋安裝位置等因素對(duì)于風(fēng)擋氣動(dòng)載荷的影響?，F(xiàn)運(yùn)營(yíng)的CRH2和CRH3等一系列高速動(dòng)車組采用半包式橡膠外風(fēng)擋結(jié)構(gòu)，并且外風(fēng)擋與車體外表面存在一定的安裝間距，即外風(fēng)擋與車體表面存在一個(gè)小臺(tái)階，如圖1所示。為探明高速列車外風(fēng)擋與車體外表面的安裝間距對(duì)于風(fēng)擋氣動(dòng)特性的影響規(guī)律。本文采用數(shù)值模擬的方法，實(shí)車測(cè)試驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算結(jié)果，研究外風(fēng)擋安裝間距分別為0，10，20和30 mm4種工況下列車外風(fēng)擋處的氣動(dòng)特性，對(duì)比分析不同安裝間距下外風(fēng)擋所受氣動(dòng)力、風(fēng)擋處壓力分布以及風(fēng)擋結(jié)構(gòu)變形的區(qū)別。研究結(jié)果對(duì)橡膠外風(fēng)擋進(jìn)行結(jié)構(gòu)強(qiáng)度與優(yōu)化設(shè)計(jì)，以及安裝位置精度要求提供參考依據(jù)。

圖1 高速列車半包外風(fēng)擋及安裝間距示意

1 CFD數(shù)值計(jì)算模型及方法

1.1 計(jì)算模型

本文主要分析高速列車外風(fēng)擋受力，列車中部截面不變，縮短的模型不改變列車流場(chǎng)結(jié)構(gòu)的基本特征[15]，因此計(jì)算模型采用3車編組某流線型高速列車。外風(fēng)擋為半包結(jié)構(gòu)，按照實(shí)際建模。受電弓、車窗、車門、轉(zhuǎn)向架等對(duì)于計(jì)算結(jié)果影響較小的部分進(jìn)行簡(jiǎn)化處理。

高速列車3車編組的外形參數(shù)分別為：車高為4.05 m，寬度為3.38 m，頭車與尾車幾何外形完全相同且長(zhǎng)為27.2 m，中間車長(zhǎng)為24.5 m，2車體連接之間寬度為0.65 m，橡膠外風(fēng)擋之間間隙為0.002 m，頭車、尾車流線型部分長(zhǎng)度12 m，數(shù)值計(jì)算整車模型如圖2所示。

圖2 列車模型

風(fēng)擋模型根據(jù)不同安裝間距分為4種模型，分別為外風(fēng)擋表面與車體表面平齊，即安裝間距為0 mm，外風(fēng)擋表面與車體表面存在10，20和30 mm不同安裝間距外風(fēng)擋結(jié)構(gòu)，半包外風(fēng)擋模型及安裝間距示意如圖3所示。

單位：mm

1.2 模型離散化

對(duì)于4種計(jì)算工況模型采用相同的方法進(jìn)行離散化，列車模型計(jì)算網(wǎng)格及網(wǎng)格剖面如圖4所示。對(duì)車體、轉(zhuǎn)向架、風(fēng)擋等區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密，保證計(jì)算的精確度。車體表面和地面都設(shè)置附面層，列車壁面附面層設(shè)置6層，附面層厚度5 mm，增長(zhǎng)因子為1.3，近壁面網(wǎng)格厚度為0.39 mm。采用近壁面函數(shù)法計(jì)算得第1層網(wǎng)格質(zhì)心到壁面的無(wú)量綱距離+為86，滿足30＜+＜150的計(jì)算要求[12]。

(a) 列車模型及部件；(b) 水平剖面；(c) 縱剖面

1.3 計(jì)算區(qū)域及邊界條件

為避免邊界條件對(duì)所關(guān)心區(qū)域流場(chǎng)結(jié)構(gòu)的影響，并保證區(qū)域內(nèi)流場(chǎng)的充分發(fā)展，計(jì)算流域的長(zhǎng)、寬、高分別設(shè)定為300，120和60 m。列車初始位置頭車鼻尖點(diǎn)距入口邊界50 m，尾流區(qū)長(zhǎng)為170 m。計(jì)算區(qū)域及邊界條件設(shè)置如圖5所示。

單位：m

高速列車明線運(yùn)行時(shí)，計(jì)算區(qū)域采用相對(duì)風(fēng)速法給定邊界條件來(lái)模擬列車與氣流之間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)。即列車運(yùn)行前方邊界給定與車速方向相反的風(fēng)速，計(jì)算中給定列車前方速度入口邊界的均勻來(lái)流速度為350 km/h。為了模擬列車與地面之間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)，地面給定滑移壁面邊界條件，速度大小與方向與前方速度入口邊界一致。

1.4 計(jì)算方法

本文研究的高速列車速度等級(jí)為350 km/h，其馬赫數(shù)小于0.3，氣流幾乎不可壓縮。大氣壓強(qiáng)為101 325 Pa，定義空氣流體密度恒定為1.225 kg/m3，空氣動(dòng)力黏度1.789 4×10?5Pa?s。采用車高4.05 m作為特征長(zhǎng)度，列車周圍流場(chǎng)雷諾數(shù)大于5× 105，即列車周圍流場(chǎng)處于湍流狀態(tài)?？紤]到車體周圍流場(chǎng)的湍流漩渦，采用RANS方法，湍流模型選擇-模型。擴(kuò)散項(xiàng)使用二階中心差分格式，對(duì)流項(xiàng)選擇二階迎風(fēng)格式進(jìn)行離散，使用SIMPLE算法耦合壓力?速度場(chǎng)，用迭代法修正壓力。

2 CFD數(shù)值模擬方法驗(yàn)證

為驗(yàn)證本研究所采用數(shù)值算法的正確性，保證計(jì)算結(jié)果的可靠性，采用實(shí)車試驗(yàn)方法對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。

在京滬線上進(jìn)行高速動(dòng)車組外風(fēng)擋壓力測(cè)試實(shí)車試驗(yàn)，試驗(yàn)高速列車為8車編組，試驗(yàn)速度等級(jí)350 km/h。8車編組的動(dòng)車組中間共有7組風(fēng)擋結(jié)構(gòu)，將頭車編號(hào)1，依次為每節(jié)車廂編號(hào)，尾車編號(hào)為8，定義第1組風(fēng)擋為1 & 2風(fēng)擋，以此類推定義每組風(fēng)擋，試驗(yàn)車外風(fēng)擋壓力測(cè)點(diǎn)位置如圖6所示，傳感器布置及采集系統(tǒng)如圖7所示。壓力測(cè)試用 KULITE動(dòng)態(tài)壓力傳感器，量程0~10 kPa，精度0.1%FS，采樣時(shí)長(zhǎng)10 min，頻率500 Hz，使用IMC數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采集與處理數(shù)據(jù)。

圖6 試驗(yàn)列車編組及測(cè)點(diǎn)位置

圖7 風(fēng)擋處壓力測(cè)點(diǎn)、KULITE傳感器及IMC采集系統(tǒng)

計(jì)算模型頭車與中間車之間風(fēng)擋定義為1 & 2風(fēng)擋，中間車與尾車之間風(fēng)擋定義為2 & 3風(fēng)擋。實(shí)車試驗(yàn)時(shí)，當(dāng)1車為頭車時(shí)，1 & 2風(fēng)擋在前；當(dāng)8車為頭車時(shí)，7 & 8風(fēng)擋在前。實(shí)車試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果如表1所示。

表1 實(shí)車測(cè)試結(jié)果與計(jì)算結(jié)果對(duì)比

數(shù)值仿真計(jì)算結(jié)果與實(shí)車測(cè)試結(jié)果相對(duì)偏差絕對(duì)值均小于10%，滿足工程應(yīng)用要求。

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 氣動(dòng)載荷計(jì)算結(jié)果分析

3節(jié)編組高速列車包括2組外風(fēng)擋，每組外風(fēng)擋由4塊橡膠組成。由于4塊橡膠獨(dú)立安裝，列車兩側(cè)流域?qū)ΨQ分布，兩側(cè)風(fēng)擋受力規(guī)律相同，因此可取一側(cè)風(fēng)擋進(jìn)行受力分析，從安裝于頭車端部位置的外風(fēng)擋至尾車端部風(fēng)擋依次編號(hào)為fd1，fd2，fd3和fd4，外風(fēng)擋編號(hào)及列車坐標(biāo)位置如圖8所示。

高速列車以350 km/h的速度明線運(yùn)行時(shí)，列車外風(fēng)擋在不同安裝間距下的氣動(dòng)力計(jì)算結(jié)果列于表2，主要包括阻力(F)，側(cè)向力(F)和升力(F)。圖9為橡膠弧頂正對(duì)來(lái)流方向的外風(fēng)擋fd2和fd4所受側(cè)向力與安裝間距之間關(guān)系的擬合曲線。

圖8 外風(fēng)擋編號(hào)

表2 不同安裝間距外風(fēng)擋氣動(dòng)力

圖9 fd2與fd4所受側(cè)向力與安裝間距擬合曲線

表2結(jié)果表明，3車編組高速列車明線運(yùn)行時(shí)，外風(fēng)擋與車體外表面安裝間距對(duì)于外風(fēng)擋側(cè)向力有顯著的影響。并且同一安裝間距條件下，2車端部連接處不同位置外風(fēng)擋所受氣動(dòng)力不同。

側(cè)向力方面，外風(fēng)擋與車體外表面從無(wú)安裝間距(0 mm)依次增加至10，20和30 mm的安裝間距，fd2和fd4受側(cè)向力大小與安裝間距成二次函數(shù)關(guān)系，擬合曲線如圖9所示。fd2和fd4所受側(cè)向力的變化規(guī)律與fd1和fd3的不一致，這與高速列車外風(fēng)擋特殊的結(jié)構(gòu)形態(tài)有關(guān)，因?yàn)楦咚倭熊囃怙L(fēng)擋是由2塊橡膠結(jié)構(gòu)對(duì)立安裝組成的，2塊橡膠的圓弧頂部必然相對(duì)，當(dāng)列車頭車在前運(yùn)行時(shí)，fd1與fd3的外側(cè)橡膠圓弧屬于背風(fēng)側(cè)，fd2與fd4的外側(cè)橡膠圓弧屬于迎風(fēng)側(cè)，因此fd2與fd4受到的側(cè)向力相對(duì)于fd1與fd3較大，并且不同安裝間距下外側(cè)橡膠圓弧為迎風(fēng)側(cè)的外風(fēng)擋受側(cè)向力的規(guī)律一致。隨著安裝間距的增加，fd2和fd4受側(cè)向力依次增大，且fd2受側(cè)向力最大。安裝間距為10 mm時(shí)，fd1和fd3受到的側(cè)向力大于其他3種安裝間距風(fēng)擋，分別為0 mm安裝間距的1.7和2倍。不同位置外風(fēng)擋受側(cè)向力的方向一致，均由車體外側(cè)指向內(nèi)風(fēng)擋，且各安裝間距下fd2和fd4所受側(cè)向力均大于fd1和fd3。

阻力方面，同一安裝臺(tái)階下不同位置外風(fēng)擋所受阻力的大小與方向均有區(qū)別，fd1和fd3的阻力方向與列車運(yùn)行方向一致，而fd2和fd4受力方向與之相反，且fd1和fd3所受阻力數(shù)值上大于fd2和fd4，頭車端部處的fd1受阻力最大。安裝間距從0 mm增大到30 mm，對(duì)于風(fēng)擋所受阻力影響較小，安裝間距為10，20和30 mm時(shí)風(fēng)擋所受阻力大于0 mm安裝間距的外風(fēng)擋。

升力方面，外風(fēng)擋整體受升力較小，且各風(fēng)擋受到的升力均為負(fù)升力。fd2和fd4所受升力數(shù)值上大于fd1和fd3，安裝間距對(duì)于風(fēng)擋受升力的影響 較小。

3.2 外風(fēng)擋表面壓力分析

通過(guò)分析不同安裝間距對(duì)于外風(fēng)擋受氣動(dòng)力的影響，可以看出頭車與中間車之間的風(fēng)擋受力較大，尤其是fd2所受側(cè)向力遠(yuǎn)遠(yuǎn)高出其他位置風(fēng)擋。由此選取頭車與中間車之間風(fēng)擋，進(jìn)一步分析安裝間距對(duì)于風(fēng)擋處表面壓力的影響。

圖10為水平剖面與豎直剖面位置示意圖，-剖面為風(fēng)擋中間位置水平剖面，-剖面為fd2位置處豎直剖面。頭車與中間車之間位置處風(fēng)擋，不同安裝間距風(fēng)擋-剖面的壓力云圖如11所示，不同安裝間距風(fēng)擋-剖面壓力云圖如12所示。

圖10 風(fēng)擋處水平剖面與豎直剖面示意圖

(a) 0 mm安裝間距；(b) 10 mm安裝間距；(c) 20 mm安裝間距；(d) 30 mm安裝間距

由圖11所示，安裝間距為0 mm時(shí)，頭車與中間車之間外風(fēng)擋位置處，在兩塊橡膠風(fēng)擋對(duì)接部位出現(xiàn)明顯的正壓區(qū)，外風(fēng)擋外側(cè)表面出現(xiàn)2個(gè)對(duì)稱的負(fù)壓區(qū)。隨著風(fēng)擋安裝間距依次增大，正壓區(qū)向后尾車方向移動(dòng)，并且正壓區(qū)面積逐漸擴(kuò)大，靠中間車端部風(fēng)擋外表面負(fù)壓區(qū)向后移動(dòng)至車體表面處。fd2受到的側(cè)向氣動(dòng)力大于fd1，并且fd2外表面存在較大的正壓區(qū)，所以fd2受到的側(cè)向力方向由外指向內(nèi)風(fēng)擋。

通過(guò)比較以上不同安裝間距風(fēng)擋的-剖面壓力云圖可以得出，當(dāng)安裝間距為0 mm時(shí)，風(fēng)擋外表面為負(fù)壓，隨著安裝間距的增加，風(fēng)擋外側(cè)表面壓力由負(fù)壓轉(zhuǎn)變?yōu)檎龎?。?nèi)風(fēng)擋上部及上部?jī)蓚?cè)有條狀負(fù)壓區(qū)，且安裝間距為10 mm和20 mm時(shí)，條狀區(qū)負(fù)壓數(shù)值上大于30 mm安裝間距和0 mm安裝間距。安裝間距為10，20和30 mm時(shí)，風(fēng)擋下部區(qū)域負(fù)壓數(shù)值上較0 mm安裝間距大。

為了研究風(fēng)擋外表面壓力分布情況，取fd1和fd2不同高度截面的外表面輪廓線上壓力進(jìn)行比較。3個(gè)不同高度截面與外輪廓線位置如圖13所示，截面2為車體外輪廓最寬處，風(fēng)擋截面外輪廓線起點(diǎn)均為風(fēng)擋外側(cè)根部，輪廓線終點(diǎn)為風(fēng)擋內(nèi)側(cè)根部。fd1和fd2截面處外輪廓線壓力如14所示。

(a) 0 mm安裝間距；(b) 10 mm安裝間距；(a) 20 mm安裝間距；(b) 30 mm安裝間距

圖13 不同安裝間距風(fēng)擋外表面壓力分布

fd1不同高度截面外輪廓線上壓力如圖14(a)，14(c)和14(e)所示，由圖可知，不同安裝間距對(duì)于fd1外側(cè)表面壓力分布影響較小，壓力變化規(guī)律相近，而橡膠外風(fēng)擋弧頂處壓力峰值受不同安裝間距影響變化較大。fd1風(fēng)擋外側(cè)表面靠近車體表面處均為負(fù)壓，沿外輪廓線移至橡膠圓弧過(guò)渡處壓力逐漸增大轉(zhuǎn)變?yōu)檎龎?，兩橡膠之間間隙小，因此橡膠圓弧頂部呈較大負(fù)壓，而風(fēng)擋內(nèi)側(cè)壓力較小。fd2不同高度截面外輪廓線上壓力如圖14(b)，14(d)和14(f)所示，不同安裝間距對(duì)于fd2外表面壓力分布影響較大。0 mm安裝間距條件下，風(fēng)擋外側(cè)靠近車體表面處壓力為負(fù)值，而10，20和30 mm安裝間距時(shí)風(fēng)擋外側(cè)靠近車體表面處壓力為正值，且隨著安裝間距的增大，壓力幅值也隨之增加。外風(fēng)擋弧面過(guò)渡處壓力均為正壓，弧頂處為負(fù)壓，風(fēng)擋內(nèi)側(cè)壓力較小且安裝間距對(duì)其無(wú)顯著影響。

(a) fd1截面1外輪廓線壓力；(b) fd2截面1外輪廓線壓力；(c) fd1截面2外輪廓線壓力； (d) fd2截面2外輪廓線壓力；(e) fd1截面3外輪廓線壓力；(f) fd2截面3外輪廓線壓力

3.3 氣動(dòng)載荷作用下外風(fēng)擋變形與應(yīng)力分析

為分析不同安裝間距下氣動(dòng)載荷對(duì)外風(fēng)擋變形與應(yīng)力的影響，對(duì)氣動(dòng)載荷作用較大的外風(fēng)擋fd1和fd2進(jìn)行有限元分析。將CFD求解得到的外風(fēng)擋表面壓力通過(guò)插值的方法映射到有限元模型中。橡膠材料的彈性模量取6 MPa，泊松比取0.499 5。

不同安裝間距下外風(fēng)擋的變形與應(yīng)力結(jié)果如表3所示。

表3 不同安裝間距下外風(fēng)擋的變形與應(yīng)力結(jié)果

(a) 變形；(b) 應(yīng)力

30 mm安裝間距下外風(fēng)擋的變形與應(yīng)力云圖如圖15所示。

計(jì)算結(jié)果表明，高速列車橡膠外風(fēng)擋在氣動(dòng)載荷的作用下會(huì)產(chǎn)生較小變形，外風(fēng)擋安裝間距不同，導(dǎo)致風(fēng)擋受到氣動(dòng)載荷差異，而橡膠外風(fēng)擋在不同的氣動(dòng)載荷作用下變形與應(yīng)力也隨之變化。外風(fēng)擋安裝間距分別為0，10，20和30 mm時(shí)，最大變形量依次為7.4，9.2，10.6和11.6 mm，由此可見(jiàn)，隨著安裝間距的增加，外風(fēng)擋受力變形量越大，并且變形量最大部位主要在橡膠外風(fēng)擋弧頂位置。外風(fēng)擋最大位移量與安裝間距線性關(guān)系如圖16 所示。

圖16 外風(fēng)擋最大位移量與安裝間距擬合曲線

橡膠外風(fēng)擋所受應(yīng)力也隨著安裝間距的增加而增大，且外風(fēng)擋應(yīng)力集中部位主要是在安裝角上，整體上看，正對(duì)來(lái)流的fd2靠近頂部的圓弧位置處應(yīng)力相對(duì)其他位置較大些。

4 結(jié)論

1) 不同位置外風(fēng)擋受側(cè)向力的方向一致，均由車體外側(cè)指向內(nèi)風(fēng)擋，且fd2和fd4所受側(cè)向力大于fd1和fd3。

2) 安裝間距對(duì)外風(fēng)擋側(cè)向力有顯著影響，隨著安裝間距的增加，fd2和fd4受側(cè)向力增大，并與安裝間距成二次函數(shù)關(guān)系。安裝間距對(duì)外風(fēng)擋所受的阻力、升力影響較小，橡膠弧頂相對(duì)的2塊外風(fēng)擋受阻力方向相反，外風(fēng)擋升力均為負(fù)升力。

3) 安裝間距為0 mm時(shí)，頭車與中間車之間外風(fēng)擋位置處，在2塊橡膠風(fēng)擋對(duì)接部位出現(xiàn)明顯的正壓區(qū)，外風(fēng)擋外側(cè)表面出現(xiàn)2個(gè)對(duì)稱的負(fù)壓區(qū)。隨著風(fēng)擋安裝間距依次增大，正壓區(qū)向后方向移動(dòng)，并且正壓區(qū)面積逐漸擴(kuò)大，靠中間車端部風(fēng)擋外表面負(fù)壓區(qū)向后移動(dòng)至車體表面處。當(dāng)安裝間距為0 mm時(shí)，風(fēng)擋外表面為負(fù)壓，隨著安裝間距的增加，風(fēng)擋外側(cè)表面壓力由負(fù)壓轉(zhuǎn)變?yōu)檎龎骸?nèi)風(fēng)擋上部及上部?jī)蓚?cè)有條狀負(fù)壓區(qū)，且安裝間距為10 mm和20 mm時(shí)，條狀區(qū)負(fù)壓數(shù)值上大于30 mm安裝間距和0 mm安裝間距。安裝間距為10，20和30 mm時(shí)，風(fēng)擋下部區(qū)域負(fù)壓數(shù)值上較0 mm安裝間距大。

4) 高速列車橡膠外風(fēng)擋在氣動(dòng)載荷的作用下會(huì)產(chǎn)生較小變形，安裝間距增加，變形量變大，且變形量最大部位在橡膠外風(fēng)擋弧頂位置。橡膠外風(fēng)擋所受應(yīng)力也隨著安裝間距的增加而增大，且外風(fēng)擋應(yīng)力集中部位主要是在安裝角上。整體上看，正對(duì)來(lái)流的fd2靠近頂部的圓弧位置處變形與應(yīng)力相對(duì)其他位置較大些。

5) 從本文研究結(jié)果可以看出，安裝間距對(duì)于橡膠外風(fēng)擋受力存在一定的影響。研究結(jié)果為橡膠風(fēng)擋生產(chǎn)工藝的改進(jìn)及安裝工藝的選擇提供參考。

[1] 陳南翼, 張健. 高速列車空氣阻力試驗(yàn)研究[J]. 鐵道學(xué)報(bào), 1998, 20(5): 40?46. CHEN Nanyi, ZHANG Jian. Experimental investigation on aerodynamic drag of high speed train[J] Journal of the China Railway Society, 1998, 20(5): 40?46.

[2] Mizushima F, Takakura H, Kurita T. Experimental investigation of aerodynamic noise generated by a train-car gap[J]. Journal of Fluid Science & Technology, 2007, 2(2): 464?479.

[3] Yamazaki N, Takashi T. Wind tunnel tests on reduction of aeroacoustic noise from car gaps and bogie sections[J]. QR of RTRI, 2007, 48(4): 229?235.

[4] 劉珍. 高速列車風(fēng)擋氣動(dòng)特性及氣動(dòng)疲勞強(qiáng)度研究[D].長(zhǎng)沙: 中南大學(xué), 2012. LIU Zhen. Research on windshield aerodynamic characteristics and pneumatic fatigue strength of high speed train[D]. Changsha: Central South University, 2012.

[5] Schetz J A. Aerodynamics of high-speed trains[J]. Annual Review of Fluid Mechanis, 2001, 33: 371?414.

[6] Chris Baker. The flow around high speed trains[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 2010, 9(8): 277?298.

[7] 田紅旗. 中國(guó)列車空氣動(dòng)力學(xué)研究進(jìn)展[J]. 交通運(yùn)輸工程學(xué)報(bào), 2006, 6(1): 1?9. TIAN Hongqi. Study evolvement of train aerodynamic in China[J]. Journal of Traffic and Transportation Engineering, 2006, 6(1): 1?9.

[8] 宋燁, 鄔平波, 賈璐. 高速列車車體氣動(dòng)載荷疲勞強(qiáng)度分析[J]. 機(jī)械強(qiáng)度, 2015, 37(3): 533?538. SONG Ye, WU Pingbo, JIA Lu. Analysis of aerodynamic load on fatigue strength of the high-speed train car body[J]. Journal of Mechanical Strength, 2015, 37(3): 533?538.

[9] 梁習(xí)鋒, 舒信偉. 列車風(fēng)擋對(duì)空氣阻力影響的數(shù)值模擬研究[J]. 鐵道學(xué)報(bào), 2003, 25(1): 34?37. LIANG Xifeng, SHU Xinwei. Numerical simulation research on train aerodynamic drag affected by the train windshield[J]. Journal of the China Railway Society, 2003, 25(1): 34?37.

[10] 楊加壽, 蔣崇文, 高振勛, 等. 車廂間風(fēng)擋形式對(duì)高速列車氣動(dòng)性能的影響[J]. 鐵道學(xué)報(bào), 2012, 34(11): 29?35. YANG Jiashou, JIANG Chongwen, GAO Zhenxun, et al. Influence of inter-car wind-shield schemes on aerodynamic performance of high-speed trains[J]. Journal of the China Railway Society, 2012,34(11): 29?35.

[11] 黃志祥, 陳立, 蔣科林. 高速列車模型編組長(zhǎng)度和風(fēng)擋結(jié)構(gòu)對(duì)氣動(dòng)阻力的影響[J]. 實(shí)驗(yàn)流體力學(xué), 2012, 26(5): 36?41. HUANG Zhixiang, CHEN Li, JIANG Keli. Influence of length of train formation and vestibule diaphragm structure on aerodynamic drag of high speed train mode [J]. Journal of Experiments in Fluid Mechanics, 2012, 26(5): 36?41.

[12] 牛紀(jì)強(qiáng), 梁習(xí)鋒, 熊小慧, 等. 車輛外風(fēng)擋結(jié)構(gòu)對(duì)高速列車橫風(fēng)氣動(dòng)性能影響[J]. 山東大學(xué)學(xué)報(bào)(工學(xué)版), 2016, 46(2): 108?115. NIU Jiqiang, LIANG Xifeng, XIONG Xiaohui, et al. Effect of outside vehicle windshield on aerodynamic performance of high-speed train under crosswind[J]. Journal of Shandong University (Engineering Science), 2016, 46(2): 108?115.

[13] 張業(yè), 孫振旭, 郭迪龍, 等. 風(fēng)擋縫寬對(duì)高速列車氣動(dòng)性能的影響[J]. 鐵道學(xué)報(bào), 2017, 39(3): 19?24 . ZHANG Ye, SUN Zhenxu, GUO Dilong, et al. Effect of windshield slot width on aerodynamics of high-speed trains[J]. Journal of the China Railway Society, 2017, 39(3): 19?24.

[14] 劉宏友, 魏曉東, 曾京, 等. 風(fēng)擋連接裝置對(duì)列車動(dòng)力學(xué)性能的影響[J]. 交通運(yùn)輸工程學(xué)報(bào), 2003, 3(2): 22?26. LIU Hongyou, WEI Xiaodong, ZENG Jing, et al. Effect of vestibule diaphragm device on train dynamic performance[J]. Journal of Traffic and Transportation Engineering, 2003, 3(2): 22?26.

[15] 丁暢, 鐘睦, 楊明智, 等. 車體測(cè)滾對(duì)列車氣動(dòng)性能和運(yùn)行穩(wěn)定性的影響[J]. 鐵道科學(xué)與工程學(xué)報(bào), 2018, 15(2): 1?8. DING Chang, ZHONG Mu, YANG Mingzhi, et al. Effect of train body roll on aerodynamic performance and moving stability of high-speed train[J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2018, 15(2): 1?8.

Influence of installation spacing of external vestibule diaphragm of high-speed train on aerodynamic characteristics of the vestibule diaphragm

TANG Mingzan1, 2, 3, XIONG Xiaohui1, 2, 3, ZHONG Mu1, 2, 3, WANG Zhe1, 2, 3

(1. Key Laboratory of Traffic Safety on Track (Central South University), Ministry of Education, Changsha 410075, China; 2. Joint International Research Laboratory of Key Technology for Rail Traffic Safety, Changsha 410075, China; 3. National & Local Joint Engineering Research Center of Safety Technology for Rail Vehicle, Changsha 410075, China)

To verify the influence of the aerodynamic force on the aerodynamic characteristics of the vestibule diaphragm, the three-dimensional, steady-state, incompressible Reynolds time-averaged RS equation and RNG-two-equation turbulence model numerical algorithm were used to simulate the aerodynamic characteristics of the vestibule diaphragm. The numerical simulation of the three-car marshalling half-covering type external vestibule diaphragm high-speed EMUs with different installation spacings of 0, 10, 20 and 30 mm was carried out, and the speed of the train running in the open air was 350 km/h. The results show that the installation spacing has a great influence on the lateral force of the vestibule diaphragm, especially the lateral force for external vestibule diaphragm of which the rubber arc top relative to the incoming wind flow, is quadratic dependent on the installation spacing, The maximal lateral force is 785 N with a spacing of 30 mm; the installation spacing has a little influence on the drag and lift force of the external vestibule diaphragm; the drag of the two external vestibule diaphragm which is symmetric about the rubber arc top is in the opposite direction, and the external aerodynamic lifting force is negative and the maximum is 62 N; The installation spacing causes a regular change in the pressure distribution on the outer vestibule diaphragm surface. The surface pneumatic pressure of the vestibule diaphragm is mapped to the finite element calculation model. The effect of aerodynamic loads on the deformation and stress of the vestibule diaphragm structure under different installation spacings is analyzed. The results of this study can provide guidance on the strength and optimal design of the external vestibule diaphragm structure, as well as the accuracy requirements of the installation position.

high-speed train; rubber vestibule diaphragm; installation spacing; aerodynamic performance; numerical simulation

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2019.04.003

U270.6

A

1672 ? 7029(2019)04 ? 0850 ? 10

2018?06?01

國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃資助項(xiàng)目(2016YFB1200506-03)；中南大學(xué)研究生科研創(chuàng)新基金資助項(xiàng)目(2018zzts508)

熊小慧(1978?)，男，湖北天門人，副教授，博士，從事列車空氣動(dòng)力學(xué)研究；E?mail：xhxiong@csu.edu.cn

(編輯 陽(yáng)麗霞)