陳羽　高喆　王毅剛　楊志剛

摘要：為減小高速列車運(yùn)行時(shí)的氣動(dòng)阻力，設(shè)計(jì)直式、斜式、內(nèi)圓弧式和外圓弧式等4種轉(zhuǎn)向架前后底部導(dǎo)流板的高速列車模型.通過風(fēng)洞試驗(yàn)驗(yàn)證數(shù)值模擬方法的有效性，采用數(shù)值計(jì)算分析底部導(dǎo)流板對(duì)列車氣動(dòng)阻力和底部流場(chǎng)的影響.結(jié)果表明：不同形式底部導(dǎo)流板的列車總阻力相差可達(dá)20%，其中頭車氣動(dòng)阻力因數(shù)極差值最大為0.062.導(dǎo)流板影響列車底部氣流速度和轉(zhuǎn)向架區(qū)域壓力分布，其導(dǎo)流作用使得轉(zhuǎn)向架區(qū)域氣動(dòng)阻力和轉(zhuǎn)向架的阻力同時(shí)改變.轉(zhuǎn)向架前后導(dǎo)流板的導(dǎo)流效果越好，轉(zhuǎn)向架區(qū)域的氣動(dòng)阻力越小；同時(shí)，氣流沖擊使得轉(zhuǎn)向架上的滯止壓力增大；在二者的共同作用下高速列車的總阻力存在一個(gè)較小值.底部采用直式導(dǎo)流板對(duì)降低全車氣動(dòng)阻力的效果最好.

關(guān)鍵詞：高速列車； 轉(zhuǎn)向架； 底部導(dǎo)流板； 氣動(dòng)阻力； 滯止壓力

中圖分類號(hào)： U270.1 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：B

Abstract：To reduce the aerodynamic drag of highspeed train， the highspeed train models with four different forms of underbody guide plates in the front and rear of bogies are designed， which are straight， oblique， inner arc and outer arc. The numerical simulation method is verified by wind tunnel test， and the aerodynamic drag and underbody flow field of highspeed train influenced by guide plates are analyzed by numerical calculation. The results indicate that， the maximum difference of aerodynamic drag affected by underbody guide plates is up to 20%， and the maximum difference of peak aerodynamic drag of head car is 0.062. The underbody guide plates affect the underbody flow velocity and the pressure distribution of bogie section， and the guide effect leads to simultaneous change of the aerodynamic drag of the bogie section and the drag of bogie. The better guide effect of the guide plates in the front and rear of bogies， the smaller aerodynamic drag of bogie section. Meanwhile， the stagnation pressure on bogies increases by the air flow impact. There is a lower total drag force of the highspeed train under the effect of guide plates and the air flow impact. It is shown that it is better to use the straight form underbody to reduce the aerodynamic drag of the whole train.

Key words：highspeed train； bogie； underbody guide plate； aerodynamic drag； stagnation pressure

0 引 言

高速鐵路是在能源和環(huán)境約束下解決我國(guó)交通運(yùn)輸能力供給不足的重要設(shè)施.[1]列車明線運(yùn)行時(shí)受到的氣動(dòng)阻力與運(yùn)行速度的平方成正比，消耗的功率與速度的三次方成正比，當(dāng)速度達(dá)到300 km/h時(shí)，氣動(dòng)阻力將會(huì)占總阻力的80%以上.[2]

轉(zhuǎn)向架和輪對(duì)是列車的走行部分，由于其結(jié)構(gòu)形式復(fù)雜，對(duì)列車行駛時(shí)的氣動(dòng)性能有很大影響.文獻(xiàn)[3]給出8節(jié)車編組高速列車的各個(gè)部分對(duì)整車阻力的貢獻(xiàn)情況，其中轉(zhuǎn)向架系統(tǒng)的氣動(dòng)阻力占列車總阻力27%.因此，轉(zhuǎn)向架系統(tǒng)的氣動(dòng)減阻研究對(duì)于高速列車進(jìn)行有效氣動(dòng)減阻有現(xiàn)實(shí)意義.

近年來(lái)，列車底部氣流流動(dòng)和轉(zhuǎn)向架系統(tǒng)減阻技術(shù)不斷受到研究人員的關(guān)注[45].IDO等[6]通過風(fēng)洞試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)列車底部的氣流對(duì)底部外形非常敏感.田紅旗等[7]采用車體底罩對(duì)高速列車氣動(dòng)減阻性能進(jìn)行分析，但未考慮添加導(dǎo)流裝置對(duì)列車阻力的影響.鄭循皓等[8]分析頭尾車末端裙板和導(dǎo)流結(jié)構(gòu)對(duì)轉(zhuǎn)向架阻力的影響，指出適當(dāng)改進(jìn)車底結(jié)構(gòu)有利于減小轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)阻力.黃志祥等[9]研究轉(zhuǎn)向架艙后部設(shè)置導(dǎo)流結(jié)構(gòu)的三車減阻性能，但沒有考慮列車的雙向運(yùn)行特性，在實(shí)際應(yīng)用中有一定局限性.轉(zhuǎn)向架前后車體結(jié)構(gòu)對(duì)于轉(zhuǎn)向架空腔是重要的導(dǎo)流結(jié)構(gòu)，其直接影響轉(zhuǎn)向架區(qū)域的流場(chǎng)結(jié)構(gòu)和氣動(dòng)阻力.探究其形式對(duì)轉(zhuǎn)向架和列車的氣動(dòng)減阻影響有重要意義.

本文建立4種不同形式的轉(zhuǎn)向架前后導(dǎo)流板高速列車模型，使用計(jì)算流體力學(xué)方法，通過求解定常的NS方程對(duì)設(shè)計(jì)的列車模型進(jìn)行計(jì)算，分析導(dǎo)流板對(duì)于高速列車三車、轉(zhuǎn)向架系統(tǒng)氣動(dòng)阻力和車體底部流場(chǎng)的影響，為高速列車的氣動(dòng)減阻設(shè)計(jì)制造提供更有力的數(shù)據(jù)參考.

1 研究對(duì)象

將1︰10縮比三車編組的復(fù)雜高速列車模型作為研究對(duì)象，頭車和尾車均為動(dòng)力轉(zhuǎn)向架，中間車為拖車轉(zhuǎn)向架，見圖1.動(dòng)力轉(zhuǎn)向架包括構(gòu)架、驅(qū)動(dòng)電機(jī)、齒輪箱和輪對(duì)等主要用于列車走行的功能性設(shè)備，拖車轉(zhuǎn)向架包括構(gòu)架、齒輪箱、輪對(duì)和剎車盤等主要部件，沿列車運(yùn)行方向由前至后編號(hào)為第1～6組轉(zhuǎn)向架.為減小轉(zhuǎn)向架其他周邊結(jié)構(gòu)對(duì)分析的影響，列車轉(zhuǎn)向架兩側(cè)不安裝裙板，車廂之間連接采用密閉式風(fēng)擋結(jié)構(gòu).研究重點(diǎn)集中在底部流場(chǎng)，所以不考慮頂部受電弓和空調(diào)系統(tǒng)對(duì)列車流場(chǎng)的影響.為真實(shí)反映靠近地面附近流動(dòng)，地面模型將軌道包含在內(nèi)，輪對(duì)與軌道相接觸.

對(duì)轉(zhuǎn)向架區(qū)域及轉(zhuǎn)向架設(shè)計(jì)4種形式的車體底部導(dǎo)流板見圖2.模型A為直式導(dǎo)流板；模型B為斜式導(dǎo)流板，導(dǎo)流板與水平面夾角θ=45°；模型C為內(nèi)圓弧式導(dǎo)流板，模型D為外圓弧式導(dǎo)流板.模型C和D的圓弧半徑R均為0.1H（H為車體高度）.考慮到列車的雙向運(yùn)行特性， 6組轉(zhuǎn)向架前后均安裝導(dǎo)流板，采用對(duì)稱形式分布.以來(lái)流方向?yàn)榍胺剑x轉(zhuǎn)向架前方導(dǎo)流板為Ga，后方導(dǎo)流板為Gb，轉(zhuǎn)向架上頂面為Gc.對(duì)于轉(zhuǎn)向架附近的類似空腔流動(dòng)的流動(dòng)形式來(lái)說，Gc面的長(zhǎng)度對(duì)轉(zhuǎn)向架安裝限界和流動(dòng)結(jié)構(gòu)有重要影響[10]，為保證設(shè)計(jì)方案的可對(duì)比性，Gc面的長(zhǎng)度固定不變.

2 研究方法

2.1 數(shù)值方法

使用混合型網(wǎng)格進(jìn)行空間離散，以提高對(duì)復(fù)雜幾何外形的適應(yīng)性和數(shù)值計(jì)算精度[11]，計(jì)算網(wǎng)格見圖3.車體和轉(zhuǎn)向架表面生成共5層三棱柱邊界層網(wǎng)格，第1層網(wǎng)格厚度為1 mm，增長(zhǎng)率為1.15，在體網(wǎng)格劃分時(shí)對(duì)轉(zhuǎn)向架附近的區(qū)域進(jìn)行局部加密.通過計(jì)算雷諾時(shí)均方程得到車體表面y+平均值約為60，滿足非平衡壁面函數(shù)要求，計(jì)算模型體網(wǎng)格數(shù)量約為1 200萬(wàn)個(gè).計(jì)算域的基本結(jié)構(gòu)見圖4，三車總長(zhǎng)為L(zhǎng)，列車頭部鼻尖距離入口0.5L，尾車鼻尖距離計(jì)算域出口1.3L，高度方向?yàn)?.6L（即12H），計(jì)算域兩側(cè)邊距離車體中心線均為0.5L.

在速度入口截面給定350 km/h（約97 m/s）均勻來(lái)流，對(duì)應(yīng)雷諾數(shù)為2.5×106（以車體高度為特征長(zhǎng)度），流動(dòng)進(jìn)入自模擬區(qū)[2]；地面和軌道為移動(dòng)壁面邊界條件，速度大小和方向與速度入口一致；計(jì)算域頂部及兩側(cè)外邊界面為對(duì)稱邊界條件；列車車體、轉(zhuǎn)向架區(qū)域和轉(zhuǎn)向架為無(wú)滑移壁面邊界條件.

使用FLUENT求解.由于計(jì)算馬赫數(shù)小于0.3，按不可壓縮流動(dòng)計(jì)算；流動(dòng)雷諾數(shù)在105以上量級(jí)，因此按湍流計(jì)算，湍流模型使用可實(shí)現(xiàn)的kε模型[12]和非平衡壁面函數(shù).對(duì)可實(shí)現(xiàn)的kε模型對(duì)正應(yīng)力進(jìn)行約束，并且渦黏系數(shù)與旋轉(zhuǎn)應(yīng)變率相關(guān)，在用于邊界層以及帶有分離流動(dòng)時(shí)計(jì)算精度較高.先使用一階格式再換用二階迎風(fēng)格式的方法進(jìn)行迭代.由于非連續(xù)區(qū)域和尾流區(qū)的非定常渦脫落，從而使得列車阻力因數(shù)無(wú)法收斂到一個(gè)穩(wěn)定的定常解，當(dāng)?shù)_(dá)到一定值時(shí)，阻力因數(shù)在較小的范圍內(nèi)呈現(xiàn)準(zhǔn)周期震蕩，取呈現(xiàn)準(zhǔn)周期性震蕩時(shí)若干周期的平均值作為阻力因數(shù).

2.2 數(shù)值方法驗(yàn)證

首先對(duì)數(shù)值方法進(jìn)行驗(yàn)證.風(fēng)洞試驗(yàn)在同濟(jì)大學(xué)上海地面交通工具風(fēng)洞中心開口式氣動(dòng)聲學(xué)風(fēng)洞中進(jìn)行.縮比的高速列車模型空氣動(dòng)力學(xué)試驗(yàn)見圖5.風(fēng)洞噴口尺寸為6.00 m×4.25 m，試驗(yàn)?zāi)Ｐ妥枞刃∮?%，試驗(yàn)段軸向靜壓系數(shù)梯度小于0.005 m-1.列車模型為三車編組形式的1︰8縮比CRH3型列車，試驗(yàn)中均勻來(lái)流，風(fēng)速為120～250 km/h，來(lái)流湍流強(qiáng)度為0.5%.在風(fēng)向角為0的情況下測(cè)量列車的氣動(dòng)阻力因數(shù)Cd和車體表面靜壓因數(shù)Cp.

算法驗(yàn)證中計(jì)算域、邊界條件設(shè)置與第2.1節(jié)中的設(shè)置相同.將試驗(yàn)與該模型的數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，給出噴口速度220 km/h時(shí)列車頭車和尾車受到的氣動(dòng)阻力因數(shù)以及頭車上表面對(duì)稱中截面線靜壓因數(shù)曲線，見表1和圖6.

氣動(dòng)力數(shù)值模擬與模型試驗(yàn)結(jié)果間的最大差值為7.1%，表面靜壓因數(shù)與試驗(yàn)趨勢(shì)一致，表明本文的數(shù)值模擬方法分析氣動(dòng)性能可信度較高.

3 結(jié)果對(duì)比和分析

3.1 導(dǎo)流板對(duì)氣動(dòng)阻力影響分析

4種導(dǎo)流板列車模型頭車、中間車和尾車的阻力因數(shù)和三車總阻力因數(shù)見圖7.

總氣動(dòng)阻力因數(shù)最小的為模型A，與阻力最大的模型C差異可達(dá)到20%.模型B與模型A的總阻力因數(shù)相差0.006，模型D的阻力因數(shù)較模型A大0.036.導(dǎo)流板形式對(duì)頭、中和尾3車各自阻力因數(shù)影響的極差[13]不同，頭車阻力因數(shù)的極差為0.062，中間車為0.035，尾車為0.023，可知底部導(dǎo)流板形式對(duì)頭車阻力影響最大.

將頭車、中間車和尾車的氣動(dòng)阻力分為車體阻力、轉(zhuǎn)向架區(qū)域阻力和轉(zhuǎn)向架阻力貢獻(xiàn)，見圖8.列車模型簡(jiǎn)化除轉(zhuǎn)向架區(qū)域以外的其他非連續(xù)結(jié)構(gòu)，轉(zhuǎn)向架區(qū)域和轉(zhuǎn)向架阻力所占各節(jié)列車總阻力比例較文獻(xiàn)[3]和[7]給出的大.不同形式底部導(dǎo)流板對(duì)頭車、中間車和尾車氣動(dòng)阻力的影響規(guī)律一致：一方面造成轉(zhuǎn)向架自身阻力的變化，另一方面影響轉(zhuǎn)向架區(qū)域的氣動(dòng)阻力，不同形式導(dǎo)流板車體的氣動(dòng)阻力基本保持不變.

頭車第1組轉(zhuǎn)向架及轉(zhuǎn)向架區(qū)域阻力占6組轉(zhuǎn)向架及轉(zhuǎn)向架區(qū)域阻力總和的33%～35%.因?yàn)榱飨蜍圀w下方的氣流經(jīng)過鼻錐加速后，通過排障器與路基的縫隙在第1組轉(zhuǎn)向架前速度達(dá)到最大，流向第1個(gè)轉(zhuǎn)向架區(qū)域的氣流具有很大的動(dòng)能，因此在第1個(gè)轉(zhuǎn)向架區(qū)域產(chǎn)生很大的阻力，且對(duì)外形變化敏感，是頭車阻力在三車阻力中極差值最大的原因.不同形式的底部導(dǎo)流板使得各組轉(zhuǎn)向架上阻力的增大的同時(shí)伴隨著轉(zhuǎn)向架區(qū)域阻力減小，不同導(dǎo)流板在第1組轉(zhuǎn)向架及轉(zhuǎn)向架區(qū)域的阻力因數(shù)極差分別為0.060和0.031，可知導(dǎo)流板對(duì)轉(zhuǎn)向架阻力的影響程度大于轉(zhuǎn)向架區(qū)域.

3.2 導(dǎo)流板對(duì)底部流場(chǎng)影響分析

列車底部的流動(dòng)復(fù)雜，是在三維空腔、轉(zhuǎn)向架阻塞和地面效應(yīng)共同作用下的湍流場(chǎng).氣流在鼻尖和地面的收縮效應(yīng)下加速進(jìn)入轉(zhuǎn)向架艙，各模型頭部外形和離地間隙一致，因此進(jìn)入車體底部氣流的質(zhì)量流量相同，均為1.68 kg/s.各模型底部轉(zhuǎn)向架后方的質(zhì)量流量見表4.部分氣流沿列車底部繼續(xù)向后運(yùn)動(dòng)，部分氣流經(jīng)兩側(cè)流出轉(zhuǎn)向架艙；氣流對(duì)轉(zhuǎn)向架的沖擊形成的復(fù)雜湍流使得流動(dòng)總壓減小，上述原因使得底部流速不斷降低.z=0.01 m時(shí)車體底部平均速度分布見圖9.

在轉(zhuǎn)向架區(qū)域模型C導(dǎo)流效果最好，平均流速遠(yuǎn)大于其他各個(gè)模型，模型C轉(zhuǎn)向架滯止壓力增大，是其轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)阻力增加的最主要因素.模型D轉(zhuǎn)向架區(qū)域平均流速最低，其轉(zhuǎn)向架阻力最小.模型A和B轉(zhuǎn)向架區(qū)域的底部質(zhì)量流量和平均速度相近，二者轉(zhuǎn)向架上的阻力與轉(zhuǎn)向架前方具體的來(lái)流速度分布相關(guān).

轉(zhuǎn)向架前方來(lái)流速度分布見圖10，第2組轉(zhuǎn)向架區(qū)域的流線見圖11.其余轉(zhuǎn)向架區(qū)域流場(chǎng)結(jié)構(gòu)類似，這里以其為例分析說明.由圖10可知：不同形式導(dǎo)流板引起的速度分布差異在z=0.04～0.08 m的軸箱、電機(jī)和剎車盤高度范圍內(nèi)；模型C氣流僅在導(dǎo)流板上部發(fā)生流動(dòng)分離，轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)的氣流流速最大，在軸箱前方速度為48 m/s，使得模型C轉(zhuǎn)向架所受到的滯止壓力最大.模型D的氣流在進(jìn)入空腔后會(huì)在Ga面附近的空間里氣流分離形成大尺度的漩渦結(jié)構(gòu)（見圖11），能量產(chǎn)生耗散，轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)氣流速度降低到14 m/s，模型D轉(zhuǎn)向架上的氣動(dòng)阻力最小.模型B的轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)與模型D類似，在輪軸高度以下，模型B與A的轉(zhuǎn)向架前方來(lái)流速度大小相近，在電機(jī)和齒輪箱位置高度z=0.04～0.1 m范圍內(nèi)，模型B轉(zhuǎn)向架前方的氣流平均速度大于模型A，二者在第2，4和6組轉(zhuǎn)向架齒輪箱高度速度差分別為18，10和6 m/s，電機(jī)和軸箱的滯止壓力增大是模型A與B轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)阻力差異的原因.

不同形式導(dǎo)流板均改變轉(zhuǎn)向架區(qū)域的氣動(dòng)阻力，主要影響區(qū)域?yàn)閷?dǎo)流板Ga和Gb區(qū)域的壓差阻力，Gc區(qū)域主要為黏性阻力，不隨導(dǎo)流板形式而變化.第2組轉(zhuǎn)向架前后導(dǎo)流板表面壓力分布云圖見表5.

對(duì)于轉(zhuǎn)向架區(qū)域，Ga面上的負(fù)壓和Gb面上的正壓都作為列車的行駛阻力而存在.由于動(dòng)力轉(zhuǎn)向架的電機(jī)非對(duì)稱分布，所以前后導(dǎo)流板的壓力也為非對(duì)稱分布.模型C的Ga面后部流動(dòng)分離區(qū)域小，氣流進(jìn)入轉(zhuǎn)向架空腔時(shí)在Ga面上形成的負(fù)壓明顯減弱，且Gb面下部對(duì)氣流的導(dǎo)流作用使得其正壓亦有所降低，轉(zhuǎn)向架區(qū)域氣動(dòng)阻力最小.模型D在Ga面后部大尺度形成負(fù)壓的情況最嚴(yán)重，且在Gb面上形成較大正壓.同理，模型B的導(dǎo)流效果優(yōu)于模型A而造成圖示的壓力分布結(jié)果.模型C的阻力因數(shù)最小，其后依次是模型B和模型A，模型D的阻力因數(shù)最大.導(dǎo)流效果的提高使得模型Ga面后部的流動(dòng)分離和能量耗散減小，車體底部平均流速增加，轉(zhuǎn)向架區(qū)域氣動(dòng)阻力減少，但滯止壓力大幅提高轉(zhuǎn)向架自身所受的氣動(dòng)阻力.兩者共同作用的結(jié)果決定整車氣動(dòng)阻力的大小，由于真實(shí)的列車轉(zhuǎn)向架的結(jié)構(gòu)組成比文中的研究對(duì)象得更復(fù)雜，導(dǎo)流效果增強(qiáng)，會(huì)帶來(lái)轉(zhuǎn)向架處空氣阻力的顯著提高.故可以預(yù)見，在實(shí)際中，模型A的直式導(dǎo)流板會(huì)使得高速列車的整體氣動(dòng)阻力最小.

4 結(jié) 論

采用計(jì)算流體力學(xué)方法對(duì)不同形式車體底部導(dǎo)流板的列車模型進(jìn)行氣動(dòng)阻力和流場(chǎng)計(jì)算分析，結(jié)果表明：

1）轉(zhuǎn)向架前后導(dǎo)流板的形式影響底部平均流速和轉(zhuǎn)向架前方速度分布曲線，改變轉(zhuǎn)向架區(qū)域和轉(zhuǎn)向架上的氣動(dòng)阻力，二者共同作用的結(jié)果決定列車的氣動(dòng)阻力，不同形式底部導(dǎo)流板使得列車全車氣動(dòng)阻力差異達(dá)到20%.

2）內(nèi)圓弧式導(dǎo)流板的導(dǎo)流效果最好，使轉(zhuǎn)向架區(qū)域的氣動(dòng)阻力下降，卻帶來(lái)轉(zhuǎn)向架上的氣動(dòng)阻力的大幅增加和列車總阻力的增加.外圓弧式導(dǎo)流效果最差，轉(zhuǎn)向架區(qū)域氣動(dòng)阻力增加明顯，轉(zhuǎn)向架上的氣動(dòng)阻力較小，但總阻力仍然很大.

3）由于實(shí)際的轉(zhuǎn)向架的結(jié)構(gòu)更為復(fù)雜，轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)氣流流速的增加將提高轉(zhuǎn)向架自身氣動(dòng)阻力，實(shí)際情況中直式底部導(dǎo)流板的列車氣動(dòng)阻力最小.

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（編輯 武曉英）