高廣軍，張普陽，商雯斐，鄧贊，張潔，王家斌

(1.中南大學 重載快捷大功率電力機車全國重點實驗室，湖南 長沙，410075；2.中南大學 交通運輸工程學院 軌道交通安全教育部重點實驗室，湖南 長沙，410075)

科學技術(shù)的飛速發(fā)展和鐵路建設(shè)的不斷推進極大地推動列車不斷提速，我國作為高速列車的創(chuàng)新領(lǐng)跑者，將不斷促進列車運行速度持續(xù)提升。列車運行動能與速度的平方成正比，高速列車的進一步提速勢必對其制動能力特別是緊急制動能力提出嚴格要求[1]。如當高速列車由350 km/h提速至400 km/h時，其動能至少增加1.3倍，制動時所需耗散能量也增加約31%，緊急制動距離則相應(yīng)延長，致使高速列車無法安全、可靠停車，應(yīng)對自然災害等突發(fā)事件的能力也相應(yīng)減弱，極易引起追尾、碰撞等安全事故，因此，亟需針對更高速列車制動技術(shù)開展相關(guān)研究[2-3]。針對高速列車安全制動問題，大量學者對列車黏著制動與非黏著制動方法進行了研究與優(yōu)化，如：黃志輝等[4]通過對閘瓦制動材料進行優(yōu)化來實現(xiàn)制動性能提升，以滿足制動距離需求；陰澤澤[5]對DF8B 型機車制動系統(tǒng)進行了優(yōu)化，實現(xiàn)了控制電路簡化并縮短了制動距離；王立超等[6]采用有限元法分析了不同氣隙下磁軌制動器的吸力特性，對極靴間隙進行了優(yōu)化，從而提高了吸力；裴玉春等[7]提出了以電制動為主、磁軌制動為輔的制動方法，可以有效地縮短制動距離；吳云飛[8]對渦流制動系統(tǒng)工作原理進行了分析并給出了總體布置方案，通過建立渦流制動系統(tǒng)仿真模型并優(yōu)化參數(shù)以改善渦流制動性能。上述研究對高速列車制動能力的提高有促進作用，但是，一方面，輪軌間的黏著系數(shù)限制了黏著制動的進一步發(fā)展，另一方面，磁軌制動對鋼軌的磨耗較大且需配備蓄電池等，顯著增加了高速列車質(zhì)量，而頻繁使用渦流制動容易引起鋼軌發(fā)熱，產(chǎn)生較大內(nèi)應(yīng)力，存在脹軌甚至破壞軌道的風險，這在很大程度上限制了現(xiàn)有非黏著制動的應(yīng)用。為了解決此問題，大量學者致力于探索新的可靠制動方式。風阻制動因具有綠色環(huán)保、簡單、制動效果顯著等特點引起了研究者的廣泛關(guān)注。2019年，東日本旅客鐵道公司推出了試驗型的Alfa-X 型動車組并測試了一種緊急制動方式，即在車頂安裝空氣動力阻力板從而在地震時保障高速列車快速停下[9]。尹崇宏等[10]對一種“蝶式”風阻制動裝置進行了仿真分析，對風阻制動板之間的串聯(lián)干涉作用進行了評估。張碩果等[11]基于SPH 方法對風阻制動板開啟的動態(tài)過程進行了數(shù)值模擬，建議采用80°以獲取最大制動阻力。馬飛等[12]對多種工況下的風阻制動裝置進行了評估，發(fā)現(xiàn)設(shè)計速度為400 km/h的高速列車時，風阻制動板有助于列車緊急制動。NIU 等[13]基于SSTk-ω湍流模型進行數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)采用單個大型制動板安裝于車廂間下游區(qū)域能夠顯著增強高速列車制動力，而受電弓及空調(diào)會影響風阻制動板的制動效果。ZHAI等[14]對風阻制動板動態(tài)變形過程中的列車空氣動力特性進行了分析，發(fā)現(xiàn)在風阻制動板動態(tài)開啟過程中會形成脈沖氣動阻力，對其周邊流場造成影響，而橫風能夠強化這一現(xiàn)象。王偉等[15]對首排與多組制動風翼板縱向布置的選擇進行了仿真分析，考慮迎風角度、位置布局及風翼板數(shù)量等因素，提出了制動效果、氣動性能較好的綜合方案。劉軍等[16]提出了一種位于列車車體兩側(cè)的風阻制動裝置并對3種不同結(jié)構(gòu)布局進行數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)隨著列車車速提高，翼型風阻制動板的輔助效果增強。NIU等[17]發(fā)現(xiàn)車廂連接處增設(shè)風阻制動板能夠顯著增加列車的氣動阻力，且相比于上游風阻制動板，下游風阻制動板產(chǎn)生的氣動阻力的波動程度更小。WU等[18]對帶有風阻制動裝置的列車交會情況進行了研究，發(fā)現(xiàn)風阻制動列車表面的壓力波發(fā)生變化且會在交會列車表面產(chǎn)生幾次壓力波。TIAN等[19]研究了橫風對帶有風阻制動裝置的列車的影響以及不同風向角橫風對風阻制動列車的影響，指出風阻制動裝置會小幅度增加高速列車的脫軌系數(shù)，但脫軌系數(shù)低于0.8，仍能夠滿足列車安全運行需求。

綜上所述，目前研究者對風阻制動的研究大多局限于等截面車身位置布置風阻制動板，受鐵路限界的影響較大，且板間干涉效應(yīng)也較明顯，亟需研究更具優(yōu)勢的風阻制動技術(shù)。高速列車流線型頭、尾風阻制動技術(shù)具有橫截面積小、加速效應(yīng)大等特點，在充分利用列車表面氣流動能的同時能夠更好地適應(yīng)鐵路限界的要求，符合更高速列車的緊急制動需求。為此，本文作者針對高速列車流線型頭、尾風阻制動板對列車氣動特性的影響進行研究，以便實現(xiàn)更高速度的列車安全制動與驟增動能的有效耗散。

1 數(shù)值模擬設(shè)置

1.1 數(shù)學模型

基于雷諾時均法(RANS)及Realizablek-ε湍流模型進行數(shù)值模擬，研究風阻制動高速列車及風阻制動板周圍的空氣流動特性。采用雷諾時均方法能夠有效保證計算精度并節(jié)省計算資源。Realizablek-ε湍流模型能夠更好地適用于高雷諾數(shù)場景、強分離流動、負壓渦旋等現(xiàn)象的準確模擬，對本文研究模型所對應(yīng)的流場特性具有較好的適應(yīng)性與針對性。流體連續(xù)性方程、動量守恒方程、能量守恒方程及Realizablek-ε湍流模型的湍流動能k方程及耗散率ε方程見參考文獻[20-22]。

1.2 幾何模型

為保障風阻制動列車表面強分離氣流的充分發(fā)展，本文構(gòu)建1∶1三車編組流線型頭、尾風阻制動高速列車數(shù)值仿真幾何模型，見圖1。選定高速列車高度H=3.9 m 作為數(shù)值模擬特征長度，相應(yīng)地，高速列車長度(L)、寬度(W)分別為L=21.2H，W=0.89H。在數(shù)值模擬中，為方便網(wǎng)格劃分并減少計算量，簡化高速列車編組間車鉤、緩沖器、風擋、受電弓等結(jié)構(gòu)。同時，采用3種工況高速列車模型進行對比，其中，Case 1為原始無風阻制動高速列車車體模型，Case 2為高速列車頭、尾各裝配四排風阻制動板的車體模型，Case 3 為高速列車頭、尾各裝配六排風阻制動板的車體模型。

圖1 各工況高速列車車體幾何模型俯、主視圖Fig.1 Top view and front view of the geometric models of the high-speed train bodies in different working conditions

1.3 計算域及邊界條件

依據(jù)高速列車模型建立計算域，見圖2。設(shè)定計算域長、寬、高分別為61.2H、22.0H和16.0H，使阻塞比遠小于1。采用這一尺寸的計算域能夠更好地表征高速列車氣動特性，保障氣流經(jīng)過高速列車表面能夠得到充分發(fā)展，從而更好地記錄風阻制動板影響下高速列車表面氣流的分離發(fā)展與尾渦的耗散延伸。設(shè)定計算域入口速度Uinf為111.11 m/s的均勻流速，采用零靜壓邊界條件作為壓力出口條件。為保障計算域虛擬擴大，將頂面和側(cè)面邊界條件設(shè)為一致以形成鏡像流場。采用路基與地面為運動壁面并保證其運動速度與入口速度幅值一致，為111.11 m/s。將高速列車模型設(shè)置為靜止狀態(tài)，模擬高速列車運動過程。

圖2 計算域示意圖Fig.2 Schematic diagrams of the computational domain

采用Poly-hexcore體網(wǎng)格生成方法生成計算網(wǎng)格。該方法能夠?qū)崿F(xiàn)多面體與六面體網(wǎng)格共節(jié)點連接，從而提升網(wǎng)格求解計算效率。以Case 3 為例，3種網(wǎng)格尺度下列車尾部第五排風阻板背風面流場特性及頭車、中車、尾車氣動阻力對比分析結(jié)果如圖3(a)和圖3(b)所示。從圖3(a)和圖3(b)可知：在3種網(wǎng)格尺度下，流場特性及列車所受氣動阻力呈現(xiàn)出整體相似性，細和中網(wǎng)格條件下氣動阻力差距較小，而粗網(wǎng)格條件下的氣動阻力與另外2種網(wǎng)格條件下的氣動阻力差別較大。因此，為保證計算精度并有效節(jié)省計算資源，本文采用中網(wǎng)格條件進行數(shù)值模擬，其計算網(wǎng)格劃分規(guī)模足夠細致，如圖3(c)所示。原始無風阻制動高速列車網(wǎng)格數(shù)達7 500萬個，風阻制動高速列車網(wǎng)格數(shù)達9 600萬個，充分保留了風阻制動板幾何結(jié)構(gòu)細節(jié)。為更好地探明本文高速列車流線型頭、尾風阻制動板的制動增阻效果，在高速列車和風阻制動板周圍設(shè)置空間網(wǎng)格加密區(qū)并在車體及風阻制動板表面設(shè)置12 層棱柱層網(wǎng)格，以保證列車及風阻制動板周圍的流場預測精度。

1.4 求解參數(shù)設(shè)置

本文采用大型計算流體力學仿真商用軟件ANSYS Fluent 進行數(shù)值模擬。采用有限體積離散方法，以有效提高計算效率。采用穩(wěn)態(tài)計算方法，選取雷諾時均流場進行仿真計算，能夠避免對小尺度、高頻率的湍流進行直接計算。采用合理湍流模型進行模擬，從而大幅度減少計算量以節(jié)省計算資源。針對速度-壓力耦合計算問題，結(jié)合Simplec 算法進行迭代計算以實現(xiàn)對風阻制動高速列車的數(shù)值模擬，通過合理設(shè)置壓力校正亞松弛因子以實現(xiàn)數(shù)值仿真迭代過程加速收斂。

1.5 數(shù)據(jù)處理

對本文研究中用到的物理量進行量綱一處理，以便對比分析。對高速列車氣動阻力F、高速列車表面壓力P進行了如下量綱一處理：

其中：Cd為阻力系數(shù)；Cp為壓力系數(shù)；ρ為空氣密度，ρ=1.225 kg/m3；St為高速列車最大橫截面面積；Pref為參考壓力。

2 風阻制動列車周圍空氣流動特性

當原始無風阻制動高速列車及風阻制動高速列車制動板展開時，列車頭部的空氣流動特性見圖4(a)、(c)和(e)。從圖4(a)可見：由于高速列車頭部流線型位置存在加速效應(yīng)，車身周圍氣流高速運動且緊貼列車表面順滑發(fā)展而不產(chǎn)生大尺度分離。分析圖4(c)中Case 2可知，氣流沖擊風阻制動板迎風面，同時，氣流在風阻板邊緣形成強分離現(xiàn)象，風阻制動板下游的負壓渦流顯著減緩空氣流速。從圖4(e)中Case 3可知：進一步增加高速列車風阻制動板數(shù)量，高速列車表面氣流強分離現(xiàn)象更加明顯；一部分氣流撞擊到風阻制動板表面，速度耗散并降低，另一部分氣流則在風阻制動板頂緣形成強剪切流，能夠向后方持續(xù)發(fā)展并加速；而在風阻制動板后方形成的負壓渦流逐步沿車身向下游持續(xù)發(fā)展，直至沖擊后方風阻制動板并又一次耗散。從圖4可見：流線型頭部的風阻制動板間因存在高度梯度分布特性，使得流線型部位風阻制動板之間干涉效應(yīng)減弱，而氣流在等截面車頂位置尚未再附著便受到后排風阻制動板阻滯作用，使得風阻板間相互干涉作用明顯增強，因而，流線型位置風阻制動板單位投影面積的增阻效率更高；隨著風阻制動板數(shù)量增加，對流場的激擾作用也明顯加強，說明風阻制動效果與風阻制動板數(shù)量增多呈現(xiàn)了一定的正相關(guān)性。

圖4 各工況列車流場Fig.4 Train flow fields in different working conditions

高速列車流線型尾部及車身周邊的流場見圖4(b)、(d)和(f)。從4(b)、(d)和(f)可見：當列車高速運行時(見圖4(b))，列車尾部形成光順下洗流并緊貼車體表面發(fā)展，在鼻尖下方產(chǎn)生小范圍的尾流低速區(qū)域；在開啟列車尾部風阻制動板后，風阻制動板誘導產(chǎn)生剪切流，緊貼車體的下洗流轉(zhuǎn)變?yōu)閺姺蛛x氣流，且剪切層逐漸向下游發(fā)展，尾流低速區(qū)域擴大，列車尾部速度減小明顯(見圖4(d))；增加高速列車尾部風阻制動板數(shù)量，氣流分離作用更加顯著，尾流低速區(qū)域進一步擴展，速度減小更加明顯(見圖4(f))；等截面車身位置的風阻制動板后方渦流在耗散前會受到后排風阻制動板的阻滯作用，進而削弱了氣流在下游風阻板迎風面的沖擊強度和背風側(cè)的分離強度，然而，氣流在經(jīng)過流線型位置的風阻制動板后，一部分直接沖擊風阻板迎風面，另一部分向后方不斷發(fā)展，致使尾流低速區(qū)不斷發(fā)展擴大。各工況列車尾部渦流見圖5。由圖5 可知：風阻制動板對高速列車尾部流場激擾作用顯著，導致原始高速列車尾部的反向旋轉(zhuǎn)大尺度渦旋消失，并在高速列車尾部形成紊亂的空氣流動結(jié)構(gòu)，且距離尾車鼻尖越遠，尾部渦流紊亂程度增強。

圖5 各工況列車尾部渦流Fig.5 Eddy current at the rear of trains in different working conditions

針對高速列車不同位置設(shè)置采樣切片，探究風阻制動板對列車周圍附面層分布特性的影響，結(jié)果見圖6。以Case 1 車體為例，在圖6 中A、B、C3 個位置切片，觀察附面層形態(tài)，通過對比可知：相比于Case 1，Case 2與Case 3的風阻制動板結(jié)構(gòu)誘發(fā)強氣流分離現(xiàn)象，列車周圍附面層分布范圍明顯變大；附面層的增厚充分反映出列車周圍空氣流速顯著下降，風阻板背風側(cè)區(qū)域壓力受到影響嚴重；此外，風阻板誘導強分離氣流沿車身方向持續(xù)向后發(fā)展，使得車身周圍附面層分布范圍逐漸增大。對比分析Case 2與Case 3，風阻制動板數(shù)量的增多能夠促使附面層高度進一步增大，但其寬度并沒有明顯增大。

圖6 各工況不同測點附面層Fig.6 Surface layers of different measuring points in different working conditions

高速列車在各工況下的近表面流線見圖7。從Case 3局部放大示意圖可知：相比于原始無風阻制動高速列車表面的光順氣流，風阻制動板使得氣流受到阻滯并形成漩渦結(jié)構(gòu)；氣流受到風阻制動板阻滯作用后，一方面，在制動板頂緣產(chǎn)生強剪切氣流并持續(xù)向后發(fā)展，另一方面，也會繞過風阻制動板的側(cè)方向后形成大尺度分離漩渦；低速渦流從兩側(cè)向后方呈漩渦式流動并持續(xù)發(fā)展，逐步增大速度，直到?jīng)_擊至下游風阻制動板。

圖7 各工況列車近表面流線Fig.7 Near-surface streamlines of trains in different working conditions

3 風阻制動列車氣動載荷特征

高速列車周圍壓力等值面分布特性見圖8。通過采用列車周圍正壓系數(shù)為0.053(紅色部分)與負壓系數(shù)為-0.106(藍色部分)構(gòu)建車身周圍壓力等值面。從圖8 可見：相比于原始無風阻制動高速列車，風阻制動板開啟后，頭車鼻尖上游壓力驟增，尾車后方正壓分布范圍明顯縮減，進而提升高速列車車體部分的壓差阻力。由于風阻制動板對周圍流場產(chǎn)生的激擾作用，使其迎風面受到猛烈氣流沖擊、背風側(cè)受到大尺度分離流作用，進而使其呈現(xiàn)出迎風面正壓、背風面負壓的分布特征，導致風阻板受到較高的壓差阻力，提升風阻制動列車的整車氣動阻力。

圖8 各工況整車壓力分布Fig.8 Train pressure distribution in different working conditions

圖9所示為原始高速列車和風阻制動列車頭車迎風面壓力分布。由圖9可知：原始高速列車只有在頭車鼻尖及頭型流線曲率變化處產(chǎn)生一定的正壓分布，隨著氣流攀爬分離而逐步轉(zhuǎn)為負壓分布；而對于風阻制動高速列車而言，高速氣流直接沖擊風阻制動板迎風面，在風阻制動板上游的頭車表面呈現(xiàn)出明顯的正壓分布，增加了頭車的阻力系數(shù)；與此同時，風阻制動板的開啟還增加了高速列車有效迎風面積，從而提升了頭車的空氣阻力；此外，Ban1-4-1和Ban1-4-2風阻板僅上緣出現(xiàn)少量相對明顯的正壓分布，說明其受到上游Ban1-3-1 和Ban1-3-2 風阻板誘發(fā)的分離流動影響較大，Ban1-4-1和Ban1-4-2所受到氣動阻力較小。

圖9 各工況列車頭車壓力分布Fig.9 Pressure distribution of the train head car in different working conditions

各工況下列車尾車壓力分布如圖10所示。從圖10 可見：尾車風阻制動板的開啟會促使強分離氣流形成，大尺度漩渦結(jié)構(gòu)促使尾流區(qū)域內(nèi)速度損失更加大，進而在風阻制動列車尾部產(chǎn)生較強的表面負壓；風阻制動板背風面負壓進一步增強了高速列車尾部的負壓分布強度；隨著風阻制動列車駐壓區(qū)氣流沖擊與尾流區(qū)分離作用增強，風阻制動列車前后壓差阻力明顯增加，進而提升了整車所受氣動阻力；隨著風阻制動板數(shù)量增加，迎風面氣流沖擊與背風側(cè)強分離效應(yīng)進一步增強，頭車正值壓力與尾車負值壓力均得到一定程度增強。因而，適當增加風阻制動板的數(shù)量可以增大整車壓差阻力，進而有效提升列車整車氣動阻力。

圖10 各工況下列車尾車壓力分布Fig.10 Pressure distribution of the train tail car in different working conditions

不同工況下風阻制動板的氣動阻力系數(shù)見圖11。從圖11可見：以Case 2為例，在頭車位置，Ban1-3-1與Ban1-3-2因具有明顯的高度梯度分布特性而受力最大，Ban1-1-2受氣流直接沖擊，因而其受到的氣動阻力較大；Ban1-2 系列制動板與前排制動板距離較近，而Ban1-4 系列制動板所處位置曲率變化較緩慢，因而，這2處制動板受干涉作用更為明顯，所受氣動阻力相應(yīng)降低；Case 3 在Case 2 的基礎(chǔ)上增添了Ban1-5 與Ban1-6 系列制動板，受力比Ban1-3系列制動板的受力小而比Ban1-2系列與Ban1-4 系列制動板的受力大，使得頭車總氣動阻力增大；在這2種工況下，頭車同等位置的制動板受力較近；在尾車位置，就Case 2 而言，氣流經(jīng)過發(fā)展加速再附著后直接沖擊Ban3-1 系列制動板，因而，尾車位置Ban3-1 系列制動板受力最大，Ban3-3 系列制動板因與前排制動板存在高度梯度而氣動阻力較高，Ban3-2 系列與Ban3-4 系列制動板受板間干涉影響而受力降低；Case 3增設(shè)了尾車風阻制動板數(shù)量，由于增設(shè)的制動板先于其余制動板受到氣流沖擊并產(chǎn)生分離作用而對其后排制動板產(chǎn)生影響，因而與Case 2 相比，尾車同等位置的制動板受力發(fā)生改變，如Case 3 中的Ban3-5 系列制動板受力比Case 2 中Ban3-3 系列制動板受力小，而Case 3 中Ban3-4 系列制動板受力要比Case 2 中Ban3-2 系列制動板受力大。需指出的是，在同一種工況下，相比等截面車身位置的風阻制動板，除氣流直接沖擊的制動板以外，具有高度梯度分布特性的流線型部位制動板能夠提供相對較大的氣動阻力，而隨著制動板數(shù)量增多，尾車總氣動阻力提高。

圖11 各工況下風阻制動板阻力系數(shù)對比Fig.11 Comparison of drag coefficient of aerodynamic braking plates in different working conditions

安裝風阻制動板的凹槽結(jié)構(gòu)對列車氣動阻力的影響見圖12(a)。從圖12(a)可見：當風阻制動板開啟時，凹槽直接裸露于高速氣流中；當高速氣流流經(jīng)風阻制動板凹槽時，在凹槽的前沿產(chǎn)生氣流分離，且分離結(jié)構(gòu)在凹槽內(nèi)逐漸發(fā)展擴大并撞擊凹槽后側(cè)端板，進而增加列車車體部分的氣動阻力。通過對比可知：Case 2與Case 3整車車體及凹槽所帶來的增阻效果分別約為原始無風阻制動高速列車的123%和125%，相比于頭車，尾車及凹槽受到的氣動阻力更大。綜上所述，在高速列車頭、尾及等截面車身位置布置風阻制動板及凹槽能夠使列車氣動阻力增大。從圖12(b)可見：相比于原始無風阻制動高速列車，Case 2頭、尾車氣動阻力分別提升了約525%、505%，整車氣動阻力提升約408%，Case 3 頭、尾車氣動阻力分別提升了約670%、654%，整車氣動阻力提升約517%。

圖12 各工況列車各部位氣動阻力分析Fig.12 Aerodynamic drag analysis of each part in different working conditions

4 結(jié)論

1)風阻制動板能夠顯著改變列車周圍流場，高速氣流直接沖擊風阻制動板并在制動板頂緣發(fā)生強剪切分離，在制動板下游形成明顯的低速渦流分離區(qū)，列車尾部渦流趨于紊亂，低速區(qū)域發(fā)展擴大，表面附面層變厚增高。

2)流線型部位風阻制動板的開啟影響列車周圍流場并誘發(fā)分離，增強了高速列車流線型頭部和尾部表面的正負壓力分布特性，從而大幅度增加整車所受的氣動壓差阻力，進一步促進氣動阻力提升，而風阻制動板數(shù)量增加能夠提高氣動阻力。

3)相比于等截面車身位置的風阻制動板，高速列車流線型頭、尾位置的風阻制動板存在一定的高度梯度分布特性，在一定程度上能夠保證板后氣流的進一步發(fā)展，從而減弱風阻制動板間的干涉作用。

4)處于高速氣流直接沖擊及因存在高度梯度分布特性的風阻制動板受力相對較大，受板間干涉作用影響較大的風阻制動板受力較小，這為后續(xù)風阻制動板空間布局優(yōu)化指明了方向。

5)相比于原始無風阻制動高速列車，本文Case 3的增阻效果最佳。風阻板安裝凹槽可將車體氣動阻力提升約125%，而風阻制動裝置可將頭、尾車氣動阻力分別提升約670%、654%，整車氣動阻力提升約517%。