CFD在铁路机车设计中应用.doc

《CFD在铁路机车设计中应用.doc》由会员分享，可在线阅读，更多相关《CFD在铁路机车设计中应用.doc（15页珍藏版）》请在淘文阁 - 分享文档赚钱的网站上搜索。

1、CFD在铁路机车设计中应用摘 要本文主要对高速列车外流场的空气动力学特性进行研究，选择高速列车动车组CRH2为研究模型在Solidworks中建模，再将建立好的3D模型导入至Workbench平台上的ICEM进行网格划分与Fluent湍流流动计算，最后将计算结果导入至Tecplot后处理软件中进行图像处理。而本文主要对高速列车明线运行的静风状态进行研究，研究CRH2高速列车组在200350km/h运行速率区间内其空气动力学特征，包括列车外流场的速度分布、压力分布与列车表面的压力载荷分布，进而研究不同列车运行速度下的运行阻力。结果表明，随着运行速度从200km/h上升至350km/h，列车前车的

2、鼻锥、前窗以及前车顶部附近的流动速度都相应增加，但动车组前后流速差从20m/s减小至10m/s；列车前车的鼻锥附近的空气压力2000pa上升至5417pa，需要对车头鼻锥进行强度的提升，以适应正压部分的提高；动车组尾部正压区域扩大，正压值从214517pa上升至2801307pa，而在尾部分离区域的负压极值从-500pa上升至-1775pa；车前窗的压力值从600pa左右增加至2200pa左右；前后压差提高，从300pa上升至900pa。关键词：高速列车；气动性能；数值模拟；空气动力学目 录摘 要2第一章 引言4第二章 数值计算方法理论112.1湍流模拟的数值方法112.1.1湍流模型分类11

3、2.1.2 RANS湍流模型的控制方程12第三章 不同运行速度对高速列车外流场的影响143.1 模型描述143.1.1 几何模型143.1.2 计算域与边界条件153.2 计算结果分析183.2.1列车周围流动速度分布183.2.2列车周围流动压力分布19第四章 结论24参考文献25第一章 引言从建国开始国家就不遗余力投入铁路网的建设，内燃机技术的发展与电力牵引的应用使得铁路机车的应用越来越广泛，而逐渐取代机车成为交通运输最为重要的一环。但由于其动力有限以及列车外形的设计缺陷以及路基条件的限制，使得内燃机车难以达到较高的速度，以实现跨地区的快速交流，因而在这样的背景下，高速列车应运而生，其设计

4、时速可达200公里每小时，相比于传统运输行业，包括汽车、飞机、轮船甚至内燃机车在内，都具有非常明显的优势；低能耗、高速度、稳定性好、安全系数高、不易晚点使得高速列车在全世界获得空前的关注。第二章 数值计算方法理论2.1湍流模拟的数值方法2.1.1湍流模型分类目前的湍流数值模拟方法可分为直接数值模拟（Direct Numerical Simulation，DNS）与非直接数值模拟。而非直接数值模拟则可细分为大涡模拟方法（Large Eddy Simulation，LES）与Reynolds平均方法（Reynolds Averaged Navier-Stokes equations，RANS）。1

5、）DNS方法DNS方法直接在计算网格内采用瞬时 Navier-Stokes 方程进行对湍流的计算，不必简化或近似相应的湍流运动，因而在理论上在保证了计算的精度获得相应湍流相关的物理量以及模型内各个区域的计算数值。但是所需网格精细而网格数更大，对内存空间等计算机的硬件要求较高。目前现阶段DNS仍不能计算过去复杂的模型，缺少真正意义上的工程实例。2）Reynolds平均方法Reynolds平均方法通过对湍流运动的简化，将各种瞬时量用时均相与脉动相组合而成使Reynolds 方程时均化，而不直接求解Navier-Stokes 方程。但在时均化的过程，由于略去随机脉动的细节而导致丢失相应的脉动信息，只

6、能获得相应的统计平均表现，而无法获得流动的瞬时脉动特性。根据对脉动项假设的不同，RANS 方法又可分为常用的四种，即标准 k-模型、RNG k-模型、Realizable k-模型及单方程模型。3）LES方法LES方法在大尺度流动结构与小尺度流动结构间通过对滤波尺寸的选择对湍流控制方程进行滤波，因而需要分别计算大尺度变量与小尺度变量。其中对大尺度变量与DNS方式类似，采用瞬时 Navier-Stokes方程进行直接模拟，而对小尺度变量采用亚格子模型（Subgrid model）进行模拟。因而LES方法可以用相对较少的计算资源实现对分离流动的精确模拟以及与模拟几何相关的大尺度非定常运动。综上所述

7、的三种数值模拟方法都存在不同的优势与缺点，本文将对上CRH2高速列车进行建模计算，利用商业计算流体力学软件Fluent，通过 RANS方法了解动车周围流体流动的平均变化趋势。2.1.2 RANS湍流模型的控制方程 在本文的模拟中，空气被假定为不可压粘性流而空气及污染物的密度保持不变，被视为常数。同时假定入口的流动速度不随时间而变。因此，相应的连续性方程，动量方程如下所示：连续性方程： (1)动量方程： (2)其中xi表示为笛卡尔坐标分量，而i和 j 取值在 13 之间，表示坐标轴x、y和z三个方向的分量，Ui 与Uj分别表示在i方向与j方向的速度分量，p代表平均气压；ui表示速度Ui的脉动；表

8、示为空气密度，为空气的运动粘度。本文选用RNG k-e湍流模型，因而相应湍动能及耗散率的输运方程为： (3) (4)而C1=1.42, C2=1.68, k=1.39为经验常数；额外应变率项如下式所示 (5) (6)其中C=0.0845, 0=0.012, 0=4.377为经验常数第三章 不同运行速度对高速列车外流场的影响3.1 模型描述3.1.1 几何模型本文选用和谐号CRH2型电力动车组作为研究对象，CRH2在目前中国大功率动车组中占有很大的市场份额，其适用性强、安全性好同时能够耐严寒、不惧酷暑等良好的性能特点，使其成为后续车型的开发基础。其列车指标及相应的运行参数如表3-1所示，CRH2

9、的构造速度为200km/h至350km/h，采用8节编组的方式，车头与车尾长度均为25.86m而中间车辆为24.825m，车辆宽度为3.265m而车身高度为3.890m，相应的轨距为1.435m。表3-1 CRH2 运行参数指标运行参数构造速度200km/h至350km/h编组方式8节编组，4M+4T动力分散式车身长度车头与车尾长度均为25.86m而中间车辆为24.825m车身宽度3.265m车身高度3.890m轨距1.435m对于高铁动车组外流场模拟的数值建模中需要以物理模型的真实性为前提，在考虑到数值计算方法的可行性后建立数值计算模型。但真实动车组由于门把手、车灯、车体底部等非光滑表面加大

10、的数值计算的能力，使其外形更加复杂而难以模拟，因而需要建立相应的简化模型，在简化模型的基础上再建立外流场区域，相应的简化如下所示：（1）首先要缩短计算模型，根据冉瑞飞等人对高铁动车组的模拟实验的结论，由于高铁运行速度较高而使得高铁中间车厢附近的流场有几何相似性，主要的流场在两头发生改变而在列车中部流场较为稳定，因而缩短中间的距离仅考虑头车加尾车的两车厢结构模型不会对高铁周围的空气动力学模型造成较大的影响，本文采用头车（26.5m）+尾车（26.5m）的两车厢模型。（2）其次简化表面凸起部分，本文对列车表面进行简化处理而使其表面光滑，不考虑门把手、排气孔、受电弓等表面凸起的影响，减少模型规模增加

11、计算效率，并假定车身各处摩擦力均匀一致。（3）简化底部结构，由于列车底部车轮、车轴等转向架局部结构由于其结构较为复杂导致网格划分困难，因而将列车底部结构进行相应的简化。其简化模型根据CRH2的外形参数在三维建模软件Solidworks中建立，如图3-1所示。图 3-1 CRH2动车组几何简化两车厢模型3.1.2 计算域与边界条件在理论上，外流场的计算区域应该是无限大的，但考虑到实际的计算条件，必须对计算区域进行限制，由于动车组后部区域产生较强的横向流动会产生较为复杂的湍流流动，为使得动车组尾部尾流充分发展，通常尾流区长度取为模型高度的5到10倍，因而车尾据计算域边界为5H，而车头、车顶与车侧也

12、各取5H至计算域边界。本文采用气动力学的研究方法，假设列车静止而风以相对速度实现列车的高速运行，因而该模拟方法为稳态的计算方法，外流场流动的对称性，其对称面为列车左右对称平面，所以选取半车身来建立模型，如图3-2所示，总体尺寸为90m*20m*20m，左右对称平面在计算流体力学软件Fluent中用对称面（Symmetry）定义，并设置相应的速度入口与压力出口，在计算域侧面设置为壁面边界条件，在顶部也设置为对称面，在顶部假定没有垂直的流场进出。图 3-2 计算流场区域（a）对称面上网格分布情况3.2 计算结果分析本小节研究不同的CRH2动车组运行速度下，对列车组周围流场区域以及列车表面风压分布的

13、影响。本文设置动车组速度为200km/h、250 km/h、300 km/h与350 km/h四个工况。3.2.1列车周围流动速度分布如图3-4所示，首先对整个流场的流动速度进行简要说明，在动车组车头鼻锥附近出现驻点，这是因为鼻锥为动车组最前端，气流流经鼻锥后回逐渐降低速度，而向上下两侧流动，所以出现鼻锥处出现滞止速度，根据伯努利原理在此处可能会出现较大的压强区域。顺着流动向上，在鼻锥后部出现第一个流动分离点，在此处的流动速度较大，而顺着气流继续往上，在车头顶部出现第二个流动分离点，在此处的流动速度更大，速度达到最大值，根据伯努利原理，在此处出现第一负压区域，因而在速度边界层之中，速度从0快速

14、增加到列车运行速度的量级，速度梯度很大。随着列车速度增加，第一负压区域的流动速度也相应增加，在200km/h的运行速度下，第一负压区域的流动速度也为60m/s左右，随着列车运行速度增加到350km/h时，第一负压区域的流动速度也为100m/s左右，这是由于高铁的运动速度带动了气流速度，使得边界层内的速度梯度较大。另一方面，动车组前端面气流流动速度也从50m/s，增加至80m/s左右，使得在动车组前端面出现更大的正压区域。而在鼻锥附近的流动速度也相应的增加，从30m/s左右50m/s左右，在鼻锥附近的正压也相应增加。（a）V=200km/h （b）V=250km/h（c）V=300km/h （d

15、）V=350km/h图3-4 动车组车头附近流动速度分布如图3-5所示为动车组车尾附近流动速度分布，在列车车尾的鼻锥部分也出现滞止区域，而出现一个较小的正压区域，但车尾附近的流动要弱于车头附近的流动，随着列车运行速度提高，在200km/h的运行速度下，车尾表面附近流动速度为30m/s左右，小于车头的50m/s左右的流动速度，而随着列车运行速度的提高，在350km/h的运行速度下，车尾表面附近流动速度增加至70m/s左右，略小于车头的80m/s左右的流动速度，因而随着列车运行速度的提高，动车组前后流动速度差变小，即运行速度从200km/h上升至350km/h，动车组前后流速差从20m/s减小至1

16、0m/s。（a）V=200km/h （b）V=250km/h（c）V=300km/h （d）V=350km/h图3-5 动车组车尾附近流动速度分布3.2.2列车周围流动压力分布如图3-6所示，在动车车头鼻锥部分由于流动停止出现一个较大的正压区域，沿着车头迎风面向上，由于第一个流动分离点出现第一个负压区域，再沿着流动迎风面向上，驾驶室视窗部分为正压区域，而在车头顶部的第二个流动分离点，由于速度较大而出现第二个负压区域，这个区域的负压面积以及强度都较大。在200km/h的运行速度下，车头鼻锥部分的正压为2000pa左右，而随着列车运行速度的提高，在350km/h的运行速度下，车头鼻锥部分的正压为5

17、417pa左右，因而需要对车头鼻锥进行强度的提升，以适应正压部分的提高。而车顶部负压区域的最大负压值从-500pa上升至-1775pa。（a）V=200km/h （b）V=250km/h（c）V=300km/h （d）V=350km/h图3-6 动车组车头附近流动压力分布如图3-6所示，在车尾鼻锥部分也出现正压区域，同样在车尾顶部的流动分离区域出现较大的负压区域，在运行速度200km/h时，车尾后部出现较大面积的负压，负压值-500pa，而正压区域较小，正压值在214517pa的区间段，随着运行速度的增加 当运行速度增加至250km/h时，车尾后部的负压区域逐渐缩小，但最大负压值增加约为-10

18、00pa，在车尾背风面压力分布为0500pa，而当运行速度增加至300km/h时，负压区域再一次缩小，在车尾背风面压力分布为211965pa，当运行速度增加至350km/h时，负压极值为-1775pa，整个背风面压力分布为2801307pa。因而可得，随着列车运行速度从200km/h上升至350km/h，动车组尾部正压区域扩大，正压值从214517pa上升至2801307pa，而在尾部分离区域的负压极值从-500pa上升至-1775pa。（a）V=200km/h （b）V=250km/h（c）V=300km/h （d）V=350km/h图3-6 动车组车尾附近流动压力分布第四章 结论本文主要对

19、高速列车外流场的空气动力学特性进行研究，选择高速列车动车组CRH2为研究模型在Solidworks中建模，再将建立好的3D模型导入至Workbench平台上的ICEM进行网格划分与Fluent湍流流动计算，最后将计算结果导入至Tecplot后处理软件中进行图像处理。而本文主要对高速列车明线运行的静风状态进行研究，研究CRH2高速列车组在200350km/h运行速率区间内其空气动力学特征，包括列车外流场的速度分布、压力分布与列车表面的压力载荷分布，进而研究不同列车运行速度下的运行阻力。参考文献1Baker C, Hemida H, Iwnicki S, et al. Integration of

20、 Crosswind Forces into Train Dynamic Modelling J. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers Part F Journal of Rail & Rapid Transit, 2011, 225(2): 154-164.2Baker C. The flow around high speed trains J. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics, 2010, 98(6): 277-298.3Ding Y, D

21、ing Y, Sterling M, et al. An alternative approach to modelling train stability in high cross winds J. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers - Part F, 2007, 222(1): 85-97.4Baker C J, Jones J, Lopez-Calleja F, et al. Measurements of the cross wind forces on trains J. Journal of Wind E

22、ngineering & Industrial Aerodynamics, 2004, 92(7): 547-563.5Pombo J, AmbrSio J, Pereira M, et al. Influence of the aerodynamic forces on the pantographcatenary system for high-speed trains J. Vehicle System Dynamics, 2009, 47(11): 1327-1347.6Hemida H, Baker C. Large-eddy simulation of the flow aroun

23、d a freight wagon subjected to a crosswind J. Computers & Fluids, 2010, 39(10): 1944-1956.7Ikeda M, Mitsumoji T, Sueki T, et al. Aerodynamic Noise Reduction in Pantographs by Shape-smoothing of the Panhead and Its Support and by Use of Porous Material in Surface Coverings J. Quarterly Report of Rtri, 2010, 51(4): 220-226.