陳　羽， 楊志剛， 高　喆， 單希壯

(同濟(jì)大學(xué) 上海地面交通工具風(fēng)洞中心，上海 201804)

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底部結(jié)構(gòu)對高速列車流場及氣動優(yōu)化規(guī)律的影響

陳羽， 楊志剛， 高喆， 單希壯

(同濟(jì)大學(xué) 上海地面交通工具風(fēng)洞中心，上海 201804)

摘要：為了得到底部結(jié)構(gòu)對列車流場及氣動阻力優(yōu)化規(guī)律的影響，通過計(jì)算流體力學(xué)和正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)分析的方法，研究真實(shí)復(fù)雜車體的底部流動和尾跡特征，得到了復(fù)雜車體氣動阻力優(yōu)化規(guī)律.結(jié)果表明，尾車鼻尖靜壓系數(shù)在底部結(jié)構(gòu)影響下降低了0.06，尾車流動分離提前，兩反對稱尾渦核間橫向距離增大，尾渦間夾角增大.頭型概念設(shè)計(jì)時的拓?fù)浜喕圀w模型可以作為真實(shí)復(fù)雜車體的氣動阻力優(yōu)化設(shè)計(jì)模型，但考慮底部結(jié)構(gòu)使得頭車參數(shù)優(yōu)化的極差值減小、尾車參數(shù)的優(yōu)化極差值增大.頭車阻力優(yōu)化重點(diǎn)為轉(zhuǎn)向架周邊結(jié)構(gòu)，尾車阻力優(yōu)化對流線型長度參數(shù)更加敏感.

關(guān)鍵詞：高速列車； 氣動阻力; 復(fù)雜車體; 底部結(jié)構(gòu); 氣動優(yōu)化

高速鐵路是在能源和環(huán)境約束下解決我國交通運(yùn)輸能力供給不足的重要設(shè)施.列車明線運(yùn)行過程中受到的氣動阻力與運(yùn)行速度的平方成正比，當(dāng)速度達(dá)到300 km·h-1時，氣動阻力占總阻力的85%以上[1-2]；列車運(yùn)行中受到正升力使得輪軌黏著力減小，降低列車牽引力，車體受到負(fù)升力作用，增加對鋼軌的沖擊、踏面和鋼軌的磨損.良好的高速列車氣動外形設(shè)計(jì)對其節(jié)能降耗、安全運(yùn)行十分重要[3].

對于列車氣動外形設(shè)計(jì)，研究關(guān)注點(diǎn)已從給定列車的氣動特性轉(zhuǎn)變?yōu)閷で竽軌驖M足氣動設(shè)計(jì)要求的列車外形，即由逆向求解轉(zhuǎn)變?yōu)檎蛟O(shè)計(jì).高速列車作為一種細(xì)長、底部結(jié)構(gòu)復(fù)雜、近地運(yùn)行的交通工具，其空氣動力學(xué)特性有別于汽車、飛機(jī)等其他交通工具[4-6]：①8節(jié)編組列車長細(xì)比超過100；②車體底部結(jié)構(gòu)和地面效應(yīng)共同影響繞車身流場結(jié)構(gòu).在氣動外形設(shè)計(jì)方面通常先采用拓?fù)浜喕Ｐ瓦M(jìn)行控制參數(shù)優(yōu)化，獲得良好氣動拓?fù)渫庑魏蠹尤朕D(zhuǎn)向架得到真實(shí)車體氣動阻力.田紅旗等[7-9]分析了流線型長度、頭部水平剖面型線等因素對氣動性能影響，文獻(xiàn)[10-12]采用神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)和Kriging代理模型對簡化車體進(jìn)行優(yōu)化，在高速列車氣動外形研究及優(yōu)化設(shè)計(jì)方面進(jìn)行了大量工作，得到了針對基本拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)外形氣動的優(yōu)化規(guī)律和方法.底部結(jié)構(gòu)使得列車底部流場更為復(fù)雜，與前期優(yōu)化設(shè)計(jì)的簡化模型不同[13-14].因此，基于簡化車體的氣動性能設(shè)計(jì)在復(fù)雜的真實(shí)車體上是否具有適用性和一致性、優(yōu)化規(guī)律是否受到底部結(jié)構(gòu)影響以及對其影響量值的大小需要進(jìn)一步討論和分析.

本文圍繞底部結(jié)構(gòu)對高速列車流場及氣動外形設(shè)計(jì)的影響展開.通過計(jì)算流體力學(xué)和正交試驗(yàn)分析的方法首先研究了車體底部結(jié)構(gòu)對高速列車表面壓力分布、底部流場結(jié)構(gòu)和尾跡特征的影響，在此基礎(chǔ)上給出了復(fù)雜車體氣動阻力的優(yōu)化規(guī)律.

1研究方法

1.1研究對象

列車在氣動外形設(shè)計(jì)與優(yōu)化時均不考慮頂部受電弓和車輛連接處.與前期優(yōu)化設(shè)計(jì)的拓?fù)浜喕圀w模型相比，影響車體繞流結(jié)構(gòu)最主要部件是底部轉(zhuǎn)向架及轉(zhuǎn)向架艙結(jié)構(gòu)，統(tǒng)稱為底部結(jié)構(gòu).采用參數(shù)化建模的方法建立的高速列車幾何模型，車體未安裝裙板.由于車輪結(jié)構(gòu)尺寸遠(yuǎn)小于轉(zhuǎn)向架艙結(jié)構(gòu)，故不考慮由于車輪旋轉(zhuǎn)對局部流場帶來的影響.列車的長度縮短為只有3節(jié)車廂的長度，來模擬頭尾對稱的3節(jié)聯(lián)掛形式列車，模型為1∶8縮比，列車總長9.375 m，單節(jié)列車量綱一化長度為l.車廂之間連接采用密閉式風(fēng)擋結(jié)構(gòu).同時建立簡化車體模型來對比并給出與前人研究工作和結(jié)論的關(guān)系.列車模型以及轉(zhuǎn)向架幾何分別如圖1所示.

a 復(fù)雜車體(C)

b 簡化車體(S)

c 轉(zhuǎn)向架

為說明底部結(jié)構(gòu)對氣動優(yōu)化設(shè)計(jì)規(guī)律的影響，選取流線型長度和水平剖面型線作為2個優(yōu)化影響因素，對應(yīng)于實(shí)車流線型頭部長度分別為5,10,15 m的3個水平.同時在不同流線型頭部長度模型建立了銳型(A)、過渡型(B)、鈍型(C)3個水平剖面型線的高速列車模型，如圖2所示.復(fù)雜車體與簡化車體列車模型數(shù)各為9個，共18個.模型均以字母和數(shù)字聯(lián)合表示，如C-A05表示復(fù)雜車體、車頭銳型、實(shí)車流線型長度5 m；S-B10表示簡化車體、車頭過渡型、實(shí)車流線型長度10 m.

1.2研究方法

使用非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格進(jìn)行空間離散，復(fù)雜列車模型和簡化列車模型的離地間隙相同.在車體及轉(zhuǎn)向架表面生成的第1層厚度為1 mm，通過計(jì)算得到各個模型車體表面y+(第1層網(wǎng)格尺寸的量綱一化量)平均值為60，滿足非平衡壁面函數(shù)要求.復(fù)雜列車模型計(jì)算網(wǎng)格數(shù)約為800萬，簡化列車模型計(jì)算網(wǎng)格數(shù)為300萬，如圖3所示.

計(jì)算使用Fluent商用軟件，采用可實(shí)現(xiàn)化兩方程k-ε(kinetic energy dissipation rate)湍流模型[15]，利用SIMPLEC算法進(jìn)行方程的求解.在邊界條件的處理上，將計(jì)算域底部表面設(shè)為移動地面條件，移動速度與方向與速度入口完全一致.計(jì)算域左右以及上邊界設(shè)為無反射邊界條件,計(jì)算域入口設(shè)為速度入口，采用均勻來流；計(jì)算域出口設(shè)為壓力出口，車體及轉(zhuǎn)向架表面均為無滑移固壁邊界.計(jì)算中速度入口的來流速度設(shè)為97 m·s-1，來模擬列車以350 km·h-1的速度行駛時的狀況.雷諾數(shù)Re=2.5×106，其中參考長度為車寬，已進(jìn)入自模擬區(qū)，氣動特性不再隨雷諾數(shù)變化[7].首先使用一階迎風(fēng)格式，再換用二階迎風(fēng)格式的方法進(jìn)行迭代.由于轉(zhuǎn)向架非連續(xù)區(qū)域和尾流區(qū)的非定常渦脫落，從而使得列車阻力系數(shù)無法收斂到一個穩(wěn)定的定常解，在迭代達(dá)到一定值時，阻力系數(shù)在一個較小的范圍內(nèi)呈現(xiàn)準(zhǔn)周期震蕩，取呈現(xiàn)準(zhǔn)周期性震蕩時若干周期的平均值作為阻力系數(shù).

圖3　計(jì)算網(wǎng)格

1.3計(jì)算方法檢驗(yàn)

為了驗(yàn)證數(shù)值方法對高速列車空氣動力學(xué)特性計(jì)算的適用性和準(zhǔn)確性，在同濟(jì)大學(xué)上海地面交通工具風(fēng)洞中心進(jìn)行3車編組形式的1∶8縮比CRH3型列車空氣動力學(xué)試驗(yàn)，如圖4所示.

圖4　風(fēng)洞試驗(yàn)

列車模型長9.516 m，高0.486 m，寬0.396 m，試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷淖枞葹?.63%.試驗(yàn)中均勻來流，風(fēng)速從120～250 km·h-1，來流湍流強(qiáng)度為0.5%.測力天平安置在模型重心的位置，結(jié)構(gòu)為盒式天平.底面為天平安裝面，固定在由地面支撐上來的安裝平臺上.天平的上表面為受力感受面，用于固定模型的安裝定位面.模型受力通過這個感受面?zhèn)鬟f到天平上，通過天平上的應(yīng)力感受應(yīng)變片將力信號轉(zhuǎn)為電信號輸出.車體表面布置測壓孔，靜壓測量采用4組64路測壓電子掃描閥得到.

在0°風(fēng)向角的情況下測量了列車的氣動阻力系數(shù)Cd和車體表面靜壓系數(shù)Cp.

(1)

(2)

式中：Fd為氣動阻力；ρ為來流密度，試驗(yàn)中來流馬赫數(shù)小于0.3，故ρ取1.225 kg·m-3；v為來流速度；A為參考面積，試驗(yàn)中取A=0.17 m2；p為絕對壓力；p0為大氣壓，環(huán)境溫度約為20 °C時取p0=101 325 Pa.

算法驗(yàn)證中計(jì)算域、邊界條件的設(shè)置與1.2節(jié)中相同.將試驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對比，這里給出噴口速度220 km·h-1下列車頭車和尾車受到的氣動阻力系數(shù)(表1)及車體上表面對稱面中截線靜壓系數(shù)曲線(圖5).由于開口式風(fēng)洞存在軸向靜壓梯度，試驗(yàn)中使頭車受到附加阻力、尾車受到附加推力，各節(jié)列車氣動阻力參照Mercker等[16]給出的風(fēng)洞修正方法，得到修正后頭車阻力系數(shù)為0.161，尾車阻力系數(shù)為0.152.氣動力數(shù)值模擬與模型試驗(yàn)的結(jié)果間最大偏差為7.2%，表面靜壓系數(shù)與試驗(yàn)趨勢一致，數(shù)值模擬方法對分析氣動性能具有準(zhǔn)確性.

表1　數(shù)值與試驗(yàn)氣動阻力系數(shù)對比

圖5　試驗(yàn)與計(jì)算表面壓力系數(shù)對比

2結(jié)果分析

2.1底部結(jié)構(gòu)對列車流場影響

底部結(jié)構(gòu)對列車流場的影響體現(xiàn)在車體表面壓力分布、底部速度場和流量分配以及尾跡.給出沿車體對稱中截線上的靜壓系數(shù)分布曲線，對稱面中截線位置見圖6，靜壓系數(shù)定義參見1.3節(jié)，圖中X為主流方向位置.復(fù)雜和簡化車體各有9個模型，其規(guī)律相似，由于篇幅所限，這里僅給出B10模型的對比分析.由三車上表面靜壓系數(shù)分布圖7a可知，底部結(jié)構(gòu)對頭車、中間車上部流場影響可以忽略，其對車體上部靜壓的影響體現(xiàn)在尾車流線段距離鼻尖0.15l(l為單節(jié)列車長度)范圍內(nèi)，如圖7b所示.尾車鼻尖靜壓系數(shù)下降了0.06.在尾車流線段，底部結(jié)構(gòu)使得尾車流線段上部逆壓梯度增大，假設(shè)2種模型在黏性作用相同的情況下(頂部可以近似認(rèn)為是一有限長度的平板，兩者當(dāng)?shù)乩字Z數(shù)Rex相同，x為該點(diǎn)到車頭鼻尖垂直距離)，底部結(jié)構(gòu)使尾車流線段上部流動分離提前.

圖6　對稱面中截線位置

由圖8可見，轉(zhuǎn)向架使得車體下表面對稱中截線靜壓系數(shù)分布發(fā)生顯著變化.在沿車體方向出現(xiàn)6個正負(fù)壓力跳躍，轉(zhuǎn)向架前隔墻由于流動分離為負(fù)壓區(qū)，轉(zhuǎn)向架后隔墻由于氣流沖擊為正壓區(qū).第1組轉(zhuǎn)向架前后隔墻壓力跳躍最為明顯，沿流動方向各個轉(zhuǎn)向架前后壓力跳躍逐漸減小.可知頭車第1組轉(zhuǎn)向架區(qū)域的阻力在所有轉(zhuǎn)向架區(qū)域中最大.從圖9頭車第2組轉(zhuǎn)向架區(qū)域速度矢量圖可知，氣流在轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)撞擊到轉(zhuǎn)向架，在轉(zhuǎn)向架艙前部背風(fēng)側(cè)、電機(jī)和軸箱后部均有因流動分離而產(chǎn)生的回流，造成能量耗散.

a 3車上表面

b 尾車流線段上表面

圖8　B10車體下表面對稱中截線靜壓系數(shù)

底部結(jié)構(gòu)對列車平均流場的影響體現(xiàn)在底部速度分布和流量比.如圖10所示給出車體對稱面距離車體底部高度0.02 m處主流方向X的速度分布.氣流在由鼻尖向車體下部流動過程中，地面和車體之間的收縮效應(yīng)使得氣流加速到來流速度的1.1倍，之后逐漸降低.經(jīng)過轉(zhuǎn)向架的氣流一部分沿車體底部主流方向繼續(xù)運(yùn)動，另一部分在轉(zhuǎn)向架阻塞和地面效應(yīng)共同作用下由轉(zhuǎn)向架艙兩側(cè)流出，各個轉(zhuǎn)向架區(qū)域流量比不同，見表2.頭車第1組轉(zhuǎn)向架34.7%的氣流經(jīng)由兩側(cè)流出，后續(xù)轉(zhuǎn)向架處經(jīng)由兩側(cè)流出的質(zhì)量流量比不斷降低.經(jīng)過每個轉(zhuǎn)向架后的氣流流速不斷降低，在經(jīng)過尾車第1對轉(zhuǎn)向架后，速度降為來流速度的0.18.氣流速度在簡化車體相同位置時為來流速度的0.65.

b 水平截面

圖10　B10底部X方向速度分布

部位轉(zhuǎn)向架1轉(zhuǎn)向架2轉(zhuǎn)向架3轉(zhuǎn)向架4轉(zhuǎn)向架5轉(zhuǎn)向架6底部65.3%87.5%89.7%90.9%94.5%96.5%兩側(cè)34.7%12.5%10.3%9.1%5.5%3.5%

氣流在尾車流線段發(fā)生分離，數(shù)值研究采用求解雷諾時均方程方法，在幾何對稱的情況下尾跡也為對稱分布.氣流在尾部形成2個反對稱的旋渦，其中左側(cè)旋渦為順時針旋轉(zhuǎn)，右側(cè)旋渦為逆時針旋轉(zhuǎn).

通過特征向量法確定典型的A05，B10，C15 3種外型復(fù)雜車體和簡化車體，距離尾車鼻尖0.2l，0.4l，0.6l，l，1.2l5個橫截面的反對稱尾跡渦核間橫向距離如圖11所示.渦核尋找基于臨界點(diǎn)理論展開.相比于簡化車體模型，在相同流線型外形情況下，底部流速降低和轉(zhuǎn)向架兩側(cè)氣流的擾動使得兩反對稱尾渦的渦核橫向距離增大，兩尾渦夾角增大.這里給出距離尾車鼻尖0.2l,0.6l,l橫截面的Y,Z方向流線圖如12所示，圖中標(biāo)注的值以量綱一化形

式給出，參考長度為單節(jié)列車量綱一化長度l.

圖11　反對稱尾跡渦核間橫向距離

a C-B10, X=0.2L

b C-B10, X=0.6L

c C-B10, X=L

d S-B10, X=0.2L

e S-B10, X=0.6L

f S-B10, X=L

2.2底部結(jié)構(gòu)對氣動阻力優(yōu)化規(guī)律影響

從總阻力系數(shù)的角度考慮，底部結(jié)構(gòu)對高速列車氣動阻力影響體現(xiàn)在：壓差阻力和黏性阻力在復(fù)雜車體和簡化車體中的分配差別明顯.圖13給出了各個頭型總阻力系數(shù)以及壓差阻力與黏性阻力系數(shù)所占比例情況.對于復(fù)雜車體，壓差阻力約占70%，黏性阻力約占30%；對于簡化車體，壓差阻力約占20%，黏性阻力約占80%.轉(zhuǎn)向架艙的大尺度空腔結(jié)構(gòu)使得每一個轉(zhuǎn)向架前后隔墻產(chǎn)生極大的壓差阻力.因?yàn)楸碚鞯氖菈翰钭枇宛ば宰枇Φ姆峙?，結(jié)論對于多節(jié)編組列車的情況同樣成立.其中復(fù)雜車體相比于簡化車體，其黏性阻力平均減小了14.5%.黏性阻力減小區(qū)域主要在車體底部，由于轉(zhuǎn)向架對氣流的阻滯作用，底部流速降低，近壁面處速度梯度減小，壁面摩擦系數(shù)減小使得車體底部摩擦阻力減小.從理論分析的角度估算，假設(shè)底部結(jié)構(gòu)對頂部和兩側(cè)氣流不產(chǎn)生影響，復(fù)雜車體較簡化車體黏性阻力差值理論上最大應(yīng)在20%以內(nèi).

圖13　整車黏性阻力與壓差阻力系數(shù)

給出了2個因素3個水平下的復(fù)雜車體和簡化車體氣動總阻力和頭車、中間車、尾車阻力系數(shù)如圖14所示.可知拓?fù)浜喕圀w模型可以作為真實(shí)復(fù)雜車體的氣動阻力優(yōu)化設(shè)計(jì)模型，在2種模型中流線型參數(shù)氣動阻力優(yōu)化的趨勢一致.總阻力系數(shù)表現(xiàn)為簡化車體的氣動阻力系數(shù)優(yōu)化曲線在底部復(fù)雜結(jié)構(gòu)的影響下整體向上平移了Δ，復(fù)雜車體相對于簡化車體差值Δ在0.197～0.217之間.從圖14b可以看出，復(fù)雜車體和簡化車體頭車氣動阻力趨勢一致，但底部結(jié)構(gòu)使得各個模型頭車氣動阻力增量在0.107～0.124之間，遠(yuǎn)大于流線型長度和水平剖面型線的因素影響.尤其是第1組轉(zhuǎn)向架及其周邊結(jié)構(gòu)的壓差阻力是頭車氣動阻力的主要貢獻(xiàn)部分，在具有較好流線型頭型的基礎(chǔ)上，頭車外形優(yōu)化重點(diǎn)應(yīng)為轉(zhuǎn)向架及其周邊結(jié)構(gòu)的減阻設(shè)計(jì).

從圖14c可知，復(fù)雜模型車體中間車較簡化車體氣動阻力值大0.04～0.05，不同模型中間車的增量基本一致.

圖14d給出底部結(jié)構(gòu)對尾車氣動阻力優(yōu)化規(guī)律影響，底部結(jié)構(gòu)不改變尾車氣動外形優(yōu)化趨勢，其使得各模型尾車氣動阻力增量在0.035～0.068.復(fù)雜車體流線型長度和水平剖面的優(yōu)化極差范圍為0.044～0.114，底部結(jié)構(gòu)和優(yōu)化參數(shù)影響量級相同.

a 氣動總阻力系數(shù)

b 頭車氣動阻力系數(shù)

c 中間車氣動阻力系數(shù)

d 尾車氣動阻力系數(shù)

對復(fù)雜車體和簡化車體模型的正交數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行極差對比分析，設(shè)Rj為第j個試驗(yàn)因素的極差，其反應(yīng)該因素水平波動時設(shè)計(jì)指標(biāo)的變動幅度.復(fù)雜車體和簡化車體的18個模型流線型長度和水平剖面型線的極差分析如圖15所示.對于整車氣動阻力，考慮底部結(jié)構(gòu)使得流線型長度因素的影響增大、頭部水平剖面因素的影響減小.底部結(jié)構(gòu)對于頭車和尾車氣動阻力的優(yōu)化極差影響相反，對于頭車氣動阻力，底部結(jié)構(gòu)的考慮減小了2個外形優(yōu)化因素的影響；對于尾車阻力，底部結(jié)構(gòu)的考慮均增大了2個優(yōu)化因素的影響，其中尾車流線型長度的影響增幅明顯，較簡化車體優(yōu)化極差增加了0.024.

3結(jié)論

通過計(jì)算流體力學(xué)和正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)分析的方法研究了底部結(jié)構(gòu)對高速列車的氣動阻力、底部流動和尾跡特征的影響，得到了復(fù)雜車體氣動阻力優(yōu)化規(guī)律，主要結(jié)論如下：

a復(fù)雜車體b簡化車體

(1) 底部結(jié)構(gòu)對頭車和中間車上部流場不產(chǎn)生影響，各個轉(zhuǎn)向架區(qū)域產(chǎn)生極大的壓差阻力，尾車后部0.15l范圍內(nèi)壓力系數(shù)減小，鼻尖靜壓系數(shù)下降0.06.流線段逆壓梯度增大，車體底部流速降低，尾車流動分離提前，兩反對稱尾渦的渦核之間橫向距離增大，尾渦間夾角增大.

(2) 壓差阻力和黏性阻力在復(fù)雜車體和簡化車體中的分配比例不同，復(fù)雜車體壓差阻力約占65%，黏性阻力約占35%，簡化車體壓差阻力約占20%，黏性阻力約占80%.

(3) 拓?fù)浜喕圀w模型可以作為真實(shí)復(fù)雜車體的氣動阻力優(yōu)化設(shè)計(jì)模型.底部結(jié)構(gòu)不改變拓?fù)浜喕Ｐ驮O(shè)計(jì)參數(shù)的優(yōu)化趨勢，但其減小了頭車的流線型參數(shù)優(yōu)化極差值，增大了尾車優(yōu)化參數(shù)的極差值.對于流線外型良好的頭車，其氣動阻力優(yōu)化的重點(diǎn)為轉(zhuǎn)向架周邊結(jié)構(gòu)，而尾車氣動阻力對流線型長度參數(shù)更加敏感.

致謝：同濟(jì)大學(xué)上海地面交通工具風(fēng)洞中心的博士生夏超協(xié)助完成風(fēng)洞試驗(yàn)的工作，在此致以衷心的感謝！

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收稿日期：2015-05-31

基金項(xiàng)目：上海市地面交通工具空氣動力與熱環(huán)境模擬重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室項(xiàng)目;中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金

通訊作者：楊志剛(1961—)，男，教授，博士生導(dǎo)師，工學(xué)博士，主要研究方向?yàn)槠嚳諝鈩恿W(xué).E-mail：zhigangyang@#edu.cn

中圖分類號：U270.1

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Influences of Underbody Structures on Flow Field and Aerodynamic Optimization Laws of High Speed Train

CHEN Yu, YANG Zhigang, GAO Zhe, SHAN Xizhuang

(Shanghai Automotive Wind Tunnel Center, Tongji University, Shanghai 201804, China)

Abstract：In order to obtain the influence of underbody structures on flow field and aerodynamic drag optimization laws of high speed train, the computational fluid dynamic and the orthogonal experimental analysis methods were adopted to studied underbody flow field, wake and the optimization law in complex train model. The results indicated that the pressure coefficient drops 0.06 in nose region of the tail car, and bogies moved the flow separation of the tail car ahead. The distances and the angle between antisymmetric wake vortices cores increased. The simplified topology model in concept design was suitable for aerodynamic optimization in complex train model design. However underbody structures decreased the optimization range of the head car, and increased the parameter optimization range of the tail car. The drag reduction of the head car should focus on bogie sections, and drag reduction of the tail car was more sensitive to streamline length.

Key words：high speed train; aerodynamic drag; complex train model; underbody structures; aerodynamic optimization

第一作者： 陳羽(1986—)，男，博士生，主要研究方向?yàn)楦咚倭熊嚳諝鈩恿W(xué)及氣動噪聲.E-mail：08_yu_chen@#edu.cn