一种动车组头型设计方法与流程
本发明涉及一种设计方法，尤其是一种动车组头型的设计方法。
背景技术：
动车组头型设计属于多约束、多参数、多目标、多学科的复杂外形设计。在满足所有约束条件的情况下，期望所有的设计指标都能达到设计要求，如气动阻力越小越好，头、尾车气动升力越接近于零越好，交会压力波和气动噪声越小越好等。
动车组头部外形对列车气动性能的影响很大，通过改善头型可以有效提高动车组的气动性能，头型设计是动车组研制与发展的关键技术之一，各动车组设计单位都非常重视头型的研发和设计，但动车组列车头型的主要气动设计指标之间存在矛盾，即某些指标变好时，会导致其他一些设计指标变差，在工程设计中难以得到各设计指标都很好的动车组列车头型。
技术实现要素：
本发明主要目的在于解决上述问题和不足，提供一种能够解决多约束、多参数、多目标的动车组头型设计方法。
为实现上述目的，本发明提供了一种动车组头型设计方法，可快速得到满足给定约束箱件和气动设计指标的头型，其具体技术方案是：
一种动车组头型设计方法，包括以下步骤：
s1，根据工程需求确定关键设计指标及主要的气动约束条件和几何约束条件；
s2，利用能够满足设计要求的动车组头型三维几何参数设计方法，对头型参数进行做优化，并提取关键设计参数；
s3，以关键设计指标及约束条件为设计目标，使用反设计方法得到满足设计目标的关键设计参数，然后根据关键设计参数得到动车组初始头型；
s4，微调关键设计参数的值，对初始头型进行修形式的美工设计，得到头型的基本外形；
s5，评估基本头型的气动性能，验证设计的头型能否达到设计指标；
s6，对基本头型进行针对性的优化设计，提高关键设计指标的性能，得到气动性能良好做优化头型；
s7，对优化头型进行验证，分析头型的气动性能，得到最终的动车组头型设计外型。
进一步的，动车组头型三维几何参数包括动车组鼻锥几何外型的关键控制型线、司机室玻璃外形及鼻锥引流形状。
进一步的，动车组鼻锥几何外型的关键控制型线包括纵部面的外形控制线l1、和/或排障区域的外形控制线l2，和/或水平剖面和底部剖面的外形控制线l3、l4、和/或最大模截面的外形控制线l5。
进一步的，动车组鼻锥几何外型的关键控制型线中，l1、l3、l4采用vmf参数化方法设计。
进一步的，l2采用nurbs曲线进行参数化设计。
进一步的，l2为一条三次murbs曲线，共5个设计点。
进一步的，步骤s3分为以下步骤，
s31，以关键设计指标及约束条件为设计目标，首先确定二维控制型线的表达式，使用反设计方法得到满足设计目标的关键设计参数，能过各相应的表达式，得到各控制型线，通过关键二维控制型线拟合出基本的曲面外形；
s32，对不同曲面块之间连接不光顺的区域进行光顺处理；
s33，利用反设计方法得到司机室玻璃叠加到基本曲面上；
s34，在鼻锥两侧添加鼻锥引流方式，从而得到完整的鼻锥外形。
进一步的，采用普拉斯光顺法对不同曲面块之间连接不光顺的区域进行光顺处理。
进一步的，在进行反设计时，采用优化算法，在设计空间内寻找满足要求的相应的关键设计参数。
进一步的，采用全局优化算法对基本头型进行针对性的优化设计。
综上所述，本发明提供的一种动车组关型设计方法，与现有技术相比，具有如下优点：
1.能够快速完成满足设计指标和约束条件的动车组头型概念设计，有利于提高动车组头型工程设计的效率；
2.兼顾了头型的气动性能和美学效果，头型设计的目的性和针对性更强，设计效果更优；
3.在设计过程形成的头型可以建立头型数据库，随着数据库的不断完善，本发明的设计效率和可靠性也会不断提高。
附图说明：
图1：本发明一种动车组头型设计流程图；
图2：本发明一种动车组头型设计中高速列车鼻锥几何外形的关键控制型线；
图3：本发明一种动力组头型设计中不同表达式的曲线及曲率变化图；
图4：本发明一种动车组头型设计中修正的nurbs曲线；
图5：本发明一种动车组头型设计中司机室玻璃参数化示意图；
图6：本发明一种动车组头型设计中鼻锥参数化曲面的实现流程；
图7：本发明一种动车组头型设计中不同设计参数下的头型；
图8：本发明一种动车组头型设计中t-cd＝0.3时的不同反设计外形；
图9：本发明一种动车组头型设计中vol＝0.03时的不同反设计外形；
图10：本发明一种动车组头型设计中整车气动阻力的目标值为0.3，流线型部分容积不小于0.027时得到的反设计外形；
图11：本发明一种动车组头型设计中流线型部分容积为0.0255，整车气动阻力系数不大于0.28时得到的反设计外形
图12：本发明一种动车组头型设计中当整车气动阻力系数的值为0.294，流线型部分容积的值为0.0254时的两个反设计外形
具体实施方式
下面结合附图与具体实施方式对本发明作进一步的详细描述。
本发明提供了一种动车组头型设计方法，可快速得到满足给定约束投条件和气动设计指标的头型，如图1所示，包括以下步骤：
s1，根据工程需求确定关键设计指标及主要的气动约束条件和几何约束条件。在本发明的实施例中，关键设计指标可为气动阻力、流线型部分容积或其他参数，与常规设计中的内容相同，为常规参数，气动约束条件、几何约束条件也为现有技术。
s2，利用能够满足设计要求的动车组头型三维几何参数设计方法，对头型参数进行做优化，并提取关键设计参数。一般来说，动车组头型主要由几条控制型线来确定大体形状，在本发明提供的实施例中，利用头型三维几何参数设计方法来对主要的控制型线进行设计，通过确定各控制型线的公式，确定在相应公式中可影响型线线型的参数，即关键设计参数，来达到调整整个动车组头型的目的。因此在此步骤中，需要确定影响头型的关键控制型线、各控制型线应用到的公式、运用公式影响型线具体形状的关键设计参数。
s3，在确定了关键控制型线、采用的公式以及关键设计参数后，以cfd数值模拟软件为基本工具，以关键设计指标及约束条件为设计目标，使用反设计方法得到满足设计目标的关键设计参数，然后根据关键设计参数得到动车组初始头型。
动车组头型的几何外形由关键二维控制型线控制，将通过反设计方法得到的关键设计参数的具体值代入到步骤s2确定的相应公式中，得到不同的控制型线，再将不同的二维线型做为边界型线驱动，通过计算拟合形成三维曲面，加入车窗、鼻锥引流等必要条件，形成动车组初始头型。
s4，通过微调关键设计参数的值，对初始头型进行修形式的美工设计，得到头型的基本外形。对得到的初始头型进行人工调整，将满足要求的关键设计参数值在合理范围内进行微调，得到满足步骤s1中设定的设计指标的，更加美观的头型基本外型。
s5，对基本头型评估基本头型的气动性能，验证设计的头型能否达到设计指标。如可通过cfd数值模拟方法评估基本头型的气动性能，通过软件或程序，计算流体力学的相关数据，验证基本头型是否达到设计指标的要求。
对于无法通过验证的基本头型，可通过微关键设计参数或重回步骤s3，重新利用反设计方法获取关键设计参数，并获得动车组初始头型以及进一步的更加美观的基本外型。当误差不大时，可通过重回步骤s4，微调设计参数的值，重新获得动车组头型的基本外型，再进行步骤s5的验证。
s6，为进一步提升头型的气动性能，对基本头型进行针对性的优化设计，提高关键设计指标的性能，得到气动性能良好做优化头型。可利用全局优化算法，进行优化设计，对设计参数进行进一步的调节，得到优化的头型。全局优化算法为现有多种优化算法的一种统称，本领域内的技术人员可采用任意一种优化算法对头型进行优化，具体采用哪种算法，对优化结果的影响不大。
s7，对优化头型进行cfd评估、风洞试验和动模型试验的验证，分析头型的气动性能，得到最终的动车组头型设计外型。
下面对上述设计过程中涉及到的相关术语及技术内容进行详细介绍。
高速列车头型的细长比较大，其几何外形由复杂的自由曲面组成，在设计过程中曲面变形非常大，甚至会出现类型完全不同的曲面形状，图2给出了高速列车鼻锥几何外形的关键控制型线，纵剖面的外形由l1控制，排障器区域的外形由l2控制，水平剖面和底部剖面的外形分别由l3和l4控制，最大横截面的外形由l5控制。即l1、l2、l3、l4、l5五条关键控制型线，构成了步骤s2中动车组头型的三维几何参数。对于工程设计，为了与已有的车厢相匹配，通常情况下最大横截面的形状是给定的，因此，一般情况下不对l5的外形进行设计及优化。l3和l4的曲线外形是相似的，可以使用形式相同的数学表达式描述。l1和l2的形状对整个鼻锥的外形有很大影响，通过改变这两条型线的外形，可以得到形状完全不同的头型，尤其是l2，其外形不仅对头型的美学效果有很大影响，而且对列车的气动性能影响很大。下文将对每条型线及各曲面的参数化方法进行详细的分析。
vmf(vehiclemodelingfunction)参数化方法是通过对bernstein多项式进行改进，针对汽车外形设计时存在许多小曲率半径的型线，为减少设计变量个数而提出的一种参数化设计方法。相比于nrubs方法，该方法可以大大减少设计变量的个数，有效提高汽车外形设计及优化的效率。为充分利用vmf方法对型线进行参数化时需要的设计变量少的优点，本发明提供的实施例充分借用vmf方法的优点，并将对这种方法进行适当的修正，并用于l1、l3和l4的参数化设计。
二维型线参数化表达式的基本形式为：
式中，x的取值为[0,c]，y1和y2分别为起始点和终止点高度方向的坐标，通过改变s(x/c)的具体形式可以得到不同类型的型线，a1和a2分别控制型线前端和后端的曲率。当a1的取值为(0,1)，a2的值大于1时，f(x/c)在x等于0处的曲率趋于无穷大，在x等于c处的曲率为0；当a2的取值为(0,1)时，f(x/c)在x等于c处的曲率趋于无穷大。此时，如果与其连接的其他型线的曲率为一个有限值，则会出现曲率不连续现象。为此，当遇到端点曲率趋于无穷大的情况时，本发明提供的实施例在端点附近使用三次多项式插值，多项式的系数通过两端连接处的坐标及曲率确定。当型线两端点的曲率为一个有限值时，为控制两端点的曲率，本发明提供的实施例对式(1)进行了适当修正，如式(2)所示：
g(x/c)用于控制曲线端点的曲率变化，通常情况下为一个多项式，其系数由曲线两端点的曲率和坐标确定。
图3给出了当s(x/c)＝y2-y1，g(x/c)取不同表达式时的曲线变化，可以看出：对式(1)进行修正后，通过改变a1的值仍然可以有效控制起始点处的曲率变化，当a2大于1时，终止点处的曲率始终为0，不随a2的变化而变化。
本发明的实施例中，对l1、l3和l4的参数化设计均采用式(2)的形式，具体表达式为：
纵剖面型线l1的曲线方程为：
其中，
水平剖面型线l3的曲线方程为：
其中，
底部剖面型线l4的曲线方程为：
其中，
在本发明提供的设计法中，步骤s2采用参数化设计设计方法，分别利用公式3、4、5对动车头型三维几何参数l1、l3、l4进行计算，确定相应的二维曲线。
虽然vmf方法可以使用少量的设计参数得到不同类型的型线，但对于复杂型线，设计难度较大，而且型线的变化类型有限，对于排障器区域的几何形状，需要变形极为丰富的型线才能得到更多类型的列车头型。非均匀有理b样条(non-uniformrationalb-spline，nurbs)方法是几何外形参数化设计最常用的方法之一。通过合理设置控制点的个数、坐标及对应的权重，可以得到任意类型的型线外形。因此，本专利对排障器处的型线l2使用nurbs曲线进行参数化设计。
通常情况下，一条k次nurbs曲线的有理多项式表达式为：
式中，wi为权因子，di为控制顶点的坐标向量，基函数ni.k(u)由递推公式(7)和(8)确定：
式中，ui为节点坐标，与对应的控制顶点相联系。
对于动车组头型来说，控制排障器区域外形的型线l2为一条三次nurbs曲线，共有5个控制点，如图4所示。为控制鼻锥的长度，在nurbs曲线方程x坐标分量后面添加一项二次多项式，曲线方程表达式为：
x(z)＝px(u)+g(z)；(9)
式中，g(z)＝a(z-h)2+b，px(u)的最小值pmin不小于0，h为px(u)＝pmin时的z值，系数a控制多项式的宽度，由控制点cp5的x坐标确定，b由控制点cp1的x坐标确定，为减少设计变量的个数，l2的nurbs曲线表达式的权重因子均设置为常数,具体数值可根据经验另行确定。
通过三条vmf曲线和一条三次murbs曲线，确定了影响动车组头形鼻锥的四条二维曲线后，需将各二维曲线拟合形成一个完整的外观三维曲面，对于曲面的拟合，本发明的实施例使用一种较为简便的方法。以二维型线为边界，将鼻锥的曲面划分为4个区域，由于鼻锥关于xz平面对称，因此，仅需考虑对称面一侧的两个曲面块的变形。曲面块的变形由边界型线驱动，将每个曲面块看做由四个边界(l1、l2、l3、l4)围成的空间四边形，通过线性插值公式(10)和(11)得到空间点的坐标值。
通过式(10)和(11)得到的曲面离散点的空间坐标值与边界坐标值不同，需要对边界坐标进行修正，以得到最终的光顺曲面。
众所周知，动车组车头做为司机室，还包括供司机观察前端路况的司机室玻璃，其形状设计决定了驾驶人员的视野，设计过程中应综合考虑驾驶舱倾角，驾驶空间要求，司机室玻璃与鼻锥前端及后端的过渡。由于本发明实施例中，所有曲面均是通过离散点的拟合得到，因此，司机室玻璃的边界同样通过离散点的位置确定，如图5所示。
通过式(12)确定边界离散点的位置，gc控制边界形状，使用式(13)描述司机室玻璃的外形，gh控制玻璃的高度，gn1控制玻璃与鼻锥侧面的光滑过渡，gn2控制玻璃与鼻锥上下部分的光滑过渡。
式12及13中，xhmax和xhmin为司机室玻璃x方向的最大位置和最小位置，yhmax和y为yhmin方向的最大位置和最小位置。由于司机室玻璃关于xz平面对称，因此yhmin的值为0。
在动车组头型中，鼻锥引流形状不仅影响到高速列车头型的美学效果，而且对鼻锥附近的流场特征有较大的影响，为此，本发明提供的实施例中将对鼻锥引流方式进行参数化设计。通过式(14)和(15)可以控制引流区离散点的y坐标增量，叠加到原来的曲面块上，则得到鼻锥引流外形。
式(14)描述引流区沿x方向的变形量，式(15)描述引流区沿z方向的变形量。式中，hnm控制引流区域的最大变形量，nns控制引流区域与基础曲面的过渡，xnmim、xnmax、znmin和znmax控制引流区域的位置。
经过前文所述，通过相应的公式3、9、4、5，可分别得到l1、l2、l3及l4的二维曲线，公式12、13可得司机室玻璃的外形和位置，公式14、15可获得鼻锥引流外形及位置。
动车组头型做为一个三维体，通过不同点取值，将多条二维曲线连接形成三维曲面，称之为曲面拟合。如前文所述在形成三维曲面时，得到的所有曲面均由四边形面片组成，在不同曲面块间插值过渡时容易产生不光顺连接，为此，在进行曲面拟合时，引入网格光顺技术。在本发明提供的实施例中，在曲面拟合时，采用拉普拉斯光顺法。拉普拉斯光顺法是基于伞状原理进行的光顺方法，该方法通过对待光顺顶点定义一个伞状算子完成网格的光顺处理。标准拉普拉斯光顺法是应用较为广泛的一种网格光顺方法，该方法通过对网格中的每个顶点定义一个拉普拉斯算子来确定调整方向，并沿该方向以一定的速度移动顶点实现网格的调整。算法的光顺表达式为：
pnew＝pold+λl(pold)(16)
式中，pnew为光顺后的网格顶点，pold为光顺前的网格顶点，λ为速度调节因子，用来控制网格光顺的速度，取值在0～1之间。
拉普拉斯算子l(pold)的表达式为：
式中，wj为顶点p的一阶邻域内顶点qi的权重，通常取：wj＝||qj-p||-1。
图6给出了动车组头型的曲面参数化流程，首先确定二维控制型线的表达式，接着通过关键二维控制型线拟合出基本的曲面外形，使用拉普拉斯方法对不同曲面块之间连接不光顺的区域进行光顺处理，然后将司机室玻璃叠加到基本曲面上，最后在鼻锥两侧添加鼻锥引流方式，从而得到完整的鼻锥外形。
在前文确定的各线型所应用的公式中，可以看到，在确定各线型的公式中均有多个可变参数，这些参数可影响线型的最终具体形状，称其为关键参数，因此，在步骤s2中，除了确定需要先用的参数化设计方法中相关公式外，还需要进行关键参数的提取。
设计参数的提取将最终决定参数化曲面设计的性能，为得到气动性能和外观设计均较好的高速列车头型，本发明提供的实施例中将根据设计参数对列车气动性能的影响及对头型美学效果的影响提取适当数量的设计参数。控制头型各区域外形的设计参数如表1所示，共有33个设计参数，其中20个参数控制关键二维型线的形状，其余13个参数控制鼻锥区附属曲面的形状。
表1控制头型变形的设计参数
对于不同的头型，流线型部分与车体连接区域的外形基本不变，因此，控制鼻锥三条剖面型线尾部外形l5的参数a12、a22和a32为定值，在头型设计及优化过程中需要调整的参数共有30个。
如图7给出了不同的高速列车头型，可以看出，通过调整设计参数的值，能够得到完全不同的头部外形。控制鼻锥外形的三条剖面型线决定了头型的基本轮廓，排障器区域型线的变化极大的丰富了头型的形状。司机室玻璃的形状和鼻锥引流方式的变化能够进一步调整头型的细微轮廓。
在步骤s2中确定了设计过程中，需要采用的关键设计参数，以及各二维曲线、同机室玻璃、鼻锥引流应采用的公式，在步骤s3中，需要根据这些数据，进行动车组头型的设计，当设计参数的取值范围较大，即设计空间较大时，以设计参数为自变量，设计指标为因变量的函数通常为多峰值函数，如果不施加约束条件，在求解反问题时，往往会出现多解问题。此时，可根据实际的工程需求选取合适的外形，也可以通过施加约束条件来减少解的数量。在本发明提供的实施例中，采用反设计方法实现头型的设计。
反设计方法实施例一：无约束反设计方法的实现。
基于构建的响应面模型，可以快速得到各设计参数与设计指标的隐式函数表达式，当设计指标给定后，通过求解该表达式能够得到给定设计指标对应的设计参数值，由于无法得到显式函数表达式，难以通过传统方法求解方程，因此，本发明提供的发实施例中，采用pso算法在设计空间内寻找满足要求的解，当不考虑约束条件时，pso算法的适应度函数为式(20)，其中，cpd为响应面模型的预测值，ctg为设计指标的目标值。
fit＝|cpd-ctg|(20)
在步骤s3中，以cdf数值模拟软件为基本工具，以关键设计指标和约束条件为设计目标，使用反设计方法得到满足设计目标的关键设计参数，然后根据关键设计参数得到动车组初始头型。在设计过程中，确定了设计目标，即确定了ctg值，通过公式20，确定相应的cpd值，即，根据公式20，确定与ctg值相等的cpd值，从而确定相应的关键设计参数，将各关键设计参数分别代入到上步骤s2中确定的各二维线型的相应公式中，得到不同的不同曲线，接着通过关键二维控制型线拟合出基本的曲面外形，使用拉普拉斯方法对不同曲面块之间连接不光顺的区域进行光顺处理，然后将司机室玻璃叠加到基本曲面上，最后在鼻锥两侧添加鼻锥引流方式，从而得到完整动车组的初步头型。光顺过程可采用前文的普拉普斯光顺法，在此不做赘述。
由于函数表达式为多峰值问题，在没有约束或约束很弱的情况下，满足同一个设计指标值的设计参数的值可能不止一组，因此，对于同一个设计指标值，得到的高速列车头型也可能不止一个。
图8给出了以整车气动阻力为设计指标，且设计指标的值为0.3时得到的三个反设计外形，可以看出，当设计指标的值相同时，得到的高速列车头型明显不同，这也表明无约束条件时的反设计存在较多的解，针对工程实际问题设计头型时，应根据具体的需要选取合理的解。nose1和nose3的鼻锥存在显著的曲率不连续区域，且nose1的鼻锥宽度更大，nose2的鼻锥钝度很大，且排障器为一个尖锥。三个头型的整车气动阻力的最大差别仅为3.2％，与设计指标值的最大误差为3.13％，满足工程设计要求，验证了本发明提供的实施例构建的响应面模型的有效性。
表2给出了与图8对应的反设计外形的各节车厢的气动阻力系数和流线型部分容积，可以看出，虽然三个外形的整车气动阻力系数基本一致，但各车厢的气动阻力系数差别较大，nose1的头车气动阻力系数最小，但尾车气动阻力系数最大，nose3的头车气动阻力系数最大，但尾车气动阻力系数最小，nose2的头、尾车气动阻力系数处于中等水平，但中间车的气动阻力系数最大。三个反设计外形中，nose2的流线型部分容积最大，在满足气动设计指标的前提下，总是希望能够得到流线型部分容积足够大的头型，以增大司机室空间，便于安置设备和提高操作舒适性，因此，更为符合工程实际要求的反设计方法应添加必要的约束条件，从而过滤掉不满足设计要求的头型，减少头型设计的盲目性。
表2当t-cd＝0.3时各反设计外形的气动阻力系数及流线型部分容积
图9给出了以流线型部分容积为设计指标，且目标值为0.03时得到的三个反设计外形，三个头型的鼻锥钝度都很大，且都为扁宽型鼻锥，可见，鼻锥纵剖面型线和水平剖面型线的曲率对流线型部分的容积影响很大；nose1的鼻锥引流槽较深，nose2和nose3的鼻锥引流槽很浅，表明引流槽的设计方式对流线型部分容积影响并不是很大，其具体的设计方式应根据头型的气动特性来确定。
反设计方法实施例二：有约束反设计方法的实现。
在高速列车头型的工程实际设计过程中，需要考虑的约束条件很多，头型不仅要满足安置设备和司机室操作所必须的空间，而且要满足一些重要的气动设计指标。因此，有约束的反设计方法是需要解决的关键问题之一。
对于给定的设计空间，约束添加的是否合理直接影响到反设计的解是否合理，过强的约束条件容易导致反设计求解的失败，因此，在解决工程实际问题时，应在满足实际需求的情况下尽量减弱约束条件，以便于找到更多合理的解。
当考虑约束条件时，pso算法的目标函数应重新定义，本发明提供的实施例考虑的约束条件主要为设计指标的限值，几何变量的约束条件主要通过设计变量的取值范围进行限定，通过添加惩罚函数项来反映约束条件对目标值的影响，考虑约束条件时的目标函数如式(21)：
fit＝|cpd0-ctg0|+wi|cpdi-ctgi|(21)
其中，cpdo为响应面模型预测的目标值，ctgo为给定的目标值，wi为惩罚因子，对于不同的设计指标，可以选取不同的值，当wi的值为0时，式(4)退化为不加约束条件的适应度函数，cpdi为约束条件的预测值，ctgi为约束条件的限值。
为验证本发明提供的实施例提出的动车组头型有约束反设计方法的有效性，下面将针对两个不同的设计指标进行分析。
首先以整车气动阻力系数为设计指标，流线型部分容积为约束条件进行头型反设计，图10给出了整车气动阻力的目标值为0.3，流线型部分容积不小于0.027时得到的三个反设计外形，可以看出，与给定的目标值相比，nose2的预测误差最大，为8.23％，nose1的预测误差最小，为1.33％，由于本专利以响应面模型在设计空间内的平均预测误差来判断模型的预测精度，难以保证设计空间内所有点的预测误差都小于5％，因此，nose2的预测误差大于5％是符合设计要求的。对于三个反设计外形，流线型部分容积最小的为nose1，容积为0.0269，满足约束条件的要求。
表3给出了与图10中的反设计外型对应的各节车厢的气动阻力系数，可以看出，三个头型的头车气动阻力系数差别很大，nose1的头车气动阻力系数最小，nose2的头车气动阻力系数最大，两者相差12.63％；nose2的中间车气动阻力系数最大，nose3的中间车气动阻力系数最小，两者相差9.52％；nose2的尾车气动阻力系数最大，nose1的尾车气动阻力系数最小，两者相差14.32％。由于本专利给定的列车运行速度仅为60m/s，列车周围各部位流场的改变都会对其它部位的流场产生影响，头型的改变将会导致头、尾车附近的流场都发生变化，对中间车附近的流场产生影响，导致中间车气动阻力系数发生变化，在进行头型设计时不仅要考虑头型的变化对头、尾车气动性能的影响，也要考虑到对中间车气动性能的影响。
表3t-cd的目标值为0.3，vol不小于0.027时得到的反设计外形的气动力系数
对于不同的设计指标和约束条件，反设计得到的头型是不同的，图10给出了以流线型部分容积vol为设计指标，且目标值为0.0255，整车气动阻力系数t-cd为约束条件，且t-cd不大于0.28时得到的三个反设计外型，从图中可以看出，各反设计外型的流线型部分容积的值与目标值基本一致，最大误差仅为0.78％，nose1和nose3的整车气动阻力系数都不满足约束条件，nose1的整车气动阻力系数比约束条件的上限值大2％，nose3的整车气动阻力系数比约束条件的上限值大3.93％，这主要是由响应面模型的预测精度引起的。由于本专利给定的响应面模型在设计空间内的平均预测误差为5％，因此，反设计外型的实际目标值和约束指标与给定的目标值和约束条件有所差别是允许的，如果要减少这种差别，应尽量提高响应面模型的预测精度，而这样又会不断的增加流场计算量，在针对工程实际问题进行头型反设计时，应充分考虑两方面因素，进而确定合理的预测误差。
图11流线型部分容积为0.0255，整车气动阻力系数不大于0.28时得到的反设计外形
表4给出了与图11中的反设计外型对应的各节车厢的气动阻力系数，可以看出，对于相同的流线型部分容积，头、中、尾车的气动阻力系数变化较大，尤其是尾车，绝对差的最大值达到了0.0081，头车的气动阻力系数变化幅度比中间车的气动阻力系数变化幅度大，表明头型的变化对头、尾车的气动阻力系数影响大于对中间车的气动阻力系数的影响，但是整列车处于亚声速流场之中，局部流场的改变对整个流场都会产生较大的影响。
表4vol的目标值为0.0255，t-cd不大于0.28时得到的反设计外形的气动力系数
反设计实施例三：两目标无约束反设计方法的实现
高速列车的运行场景十分复杂，如明线运行、隧道内运行、列车交会等，各个场景条件下，列车的头型对列车气动性能的影响都很大，在开展头型设计时需要考虑很多气动设计指标，仅对单个设计指标进行反设计得到的头型往往会导致其它气动设计指标变差，因此，头型的单目标气动反设计方法还难以满足工程实际设计要求，很有必要发展多目标气动反设计方法。
高速列车头型的关键设计参数与气动指标之间存在显著的非线性关系，开展头型的气动反设计方法研究，实质是求解复杂非线性方程或方程组，针对每个气动指标的反设计，即求解一个复杂的非线性方程，气动设计指标越多，需要求解的方程越多，问题也越复杂。对于多目标气动反设计方法，要求各方程之间存在至少一个相同的解，在给定的求解域内，并不能保证方程组有这样的解，当加入严格的约束条件之后，这样的解更难存在。
为确保多目标气动反设计方法的顺利实现，并得到满足要求的设计外形，首先应给定合理的设计空间，在满足约束条件的前提下，需尽量增大每个设计参数的取值范围，以便于找到更多的解；另外，当使用优化算法求解反设计问题时，目标函数的给定方式也会影响反设计的结果，目前，应用较多的方法是给每个设计指标一个权重，权重越大，对应的设计指标的重要性越强，通过调整权值，能够很大程度的提高反设计结果的可行性。
基于pso算法的多目标头型反设计方法，本专利给定的目标函数为：
其中，wi为权重，且
对于两目标无约束反设计，设计指标为整车气动阻力系数和流线型部分容积，wi的值为0.5，即同等对待两个设计指标。图12给出了当整车气动阻力系数的值为0.294，流线型部分容积的值为0.0254时的两个反设计外形，这两个设计指标的值与初始外形的值相同，但得到的外形与初始外形有较大的不同，这主要是因为初始外形只是给定的设计条件中所有外形的一种特殊情况，若想根据设计条件得到初始外形，需使用pso算法在设计空间内进行若干次重复的寻优，直到得到所有满足条件的解，然后从中选取需要的外形。nose1和nose2的流线型部分容积和整车气动阻力系数与给定的设计指标的目标值基本一致，表明在设计空间内可以找到满足给定目标值的反设计外形。
结合三种反设计法的实施例，步骤s3中还应包括以下步骤：
s31，以关键设计指标及约束条件为设计目标，首先确定二维控制型线的表达式，使用反设计方法得到满足设计目标的关键设计参数，能过各相应的表达式，得到各控制型线，通过关键二维控制型线拟合出基本的曲面外形；
s32，对不同曲面块之间连接不光顺的区域进行光顺处理；
s33，利用反设计方法得到司机室玻璃叠加到基本曲面上；
s34，在鼻锥两侧添加鼻锥引流方式，从而得到完整的鼻锥外形。
在实际应用中，可以根据需要，选择本发明实施例中提供的反设计方法中的任一种进行步骤s3的设计，得到满足设计指标的初始头型。此时的头型，虽然满足了设计之初的关键设计指标的要求，但可能美观度不是很高，因此通过步骤s3得到的初始头型，可进一步进行美观化处理，在步骤s4中，通过微调关键设计参数的值，进行人工调整，对初始头型进行修形式的美工设计，得到美观度更好的基本头型。
将步骤s4得到的基本头型，通过cfd数值模拟方法，通过现有的技术方法，如计算机软件、程序或是公式，对得到的基本头型进行流体力学方面的计算，评估基本头型的气动性能，验证设计的头型能否达到指标，如，当以流线型部分容积为设计指标，且目标值为0.03时，通过反设计法实施例一，可以得到三个头型，如图9所示，通过cfd数值模拟方法，再分别计算各头型及对应的部分容积值，从与设计之初的设计目标值相比，nose1的误差最大，为4.83％，nose3的误差最小，为3％，均满足设计要求，三个头型的鼻锥钝度都很大，且都为扁宽型鼻锥，可见，鼻锥纵剖面型线和水平剖面型线的曲率对流线型部分的容积影响很大；nose1的鼻锥引流槽较深，nose2和nose3的鼻锥引流槽很浅，表明引流槽的设计方式对流线型部分容积影响并不是很大。
同样，对于通过反设计法实施例二或反设计法实施例三均可得到多个符合满足设计要求的头型，此时，可根据具体需求选取合适的头型。
经验证，符合设计指标的基本头型，为进一步提升头型的气动性能，达到最达状态，还需要进行步骤s6，利用全局优化算法，对基本头型进行针对性的优化设计，如进一步调整设计参数，提高关键设计指标的性能，得到气动性能的良好优化头型。全局优化算法，为多种优化算法的统称，为现有技术，具体采用哪种，对优化结果没有太大的影响，在此不再赘述。
需要注意的是，在步骤s4和s6中，均通过调整关键设计参数值的方法，对头型进行美工或做优化，每次调整设计参数，将设计参数代入到步骤s2中确定的对应曲线公式中，进入步骤s3，利用反设计法，重新得到对应的曲面，进一步进行曲面拟合、光顺处理等操作，形成美工、修正后的头型，并进行步骤s5的验证，即通过步骤s4进行调整参数后，重返步骤s3，得到动车组头型，此时得到的为基本头型，无需进入步骤s4，直接进入步骤s5，对得到的头型进行验证，以及进行步骤s6的优化设计，当进行步骤s6的优化设计，进一步调整设计参数时，优化调整后的设计参数代理入到步骤s2确定的对应曲线公式中，重返步骤s3，利用反设计法，重新得到对应的曲面，并得到做优化后的头型，再进行步骤s5的验证，跳过步骤s6，进入步骤s7，进行最后的验证，分析头型的气动性能，得到最终的动车组头型设计外形。
步骤s7中，cfd评估、风洞试验和动模型试验的验证，与现有技术中进行的相关验证相同，采用现有技术即可，对于具体的评估、验证方法，在此不做具体描述。
综上所述，本发明提供的一种轴箱体加工柔性生产线及加工方法，使用计算机辅助设计软件进行加工模拟，有效避免发生撞刀、干涉情况；操作人员可以在总控制台直接调用不同车型数控加工程序控制各加工中心进行数控加工，进行一人多机控制；线性托盘系统定位准确，精度高；轴箱体加工方法可简化工部，加工方便快捷，且能有效保证加工质量；可实现铁路车辆多车型轴箱体加工的并行生产，提高生产效率，保证产品质量；可提高轴箱体加工的工艺水平，布局结构紧凑，节省场地。
如上所述，结合所给出的方案内容，可以衍生出类似的技术方案。但凡是未脱离本发明技术方案的内容，依据本发明的技术实质对以上实施例所作的任何简单修改、等同变化与修饰，均仍属于本发明技术方案的范围内。
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