底部导流板形式对高速列车气动阻力的影响

摘要：为减小高速列车运行时的气动阻力，设计直式、斜式、内圆弧式和外圆弧式等4种转向架前后底部导流板的高速列车模型.通过风洞试验验证数值模拟方法的有效性，采用数值计算分析底部导流板对列车气动阻力和底部流场的影响.结果表明：不同形式底部导流板的列车总阻力相差可达20%，其中头车气动阻力因数极差值最大为0.062.导流板影响列车底部气流速度和转向架区域压力分布，其导流作用使得转向架区域气动阻力和转向架的阻力同时改变.转向架前后导流板的导流效果越好，转向架区域的气动阻力越小；同时，气流冲击使得转向架上的滞止压力增大；在二者的共同作用下高速列车的总阻力存在一个较小值.底部采用直式导流板对降低全车气动阻力的效果最好.

关键词：高速列车； 转向架； 底部导流板； 气动阻力； 滞止压力

中图分类号： U270.1 文献标志码：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

高速铁路是在能源和环境约束下解决我国交通运输能力供给不足的重要设施.[1]列车明线运行时受到的气动阻力与运行速度的平方成正比，消耗的功率与速度的三次方成正比，当速度达到300 km/h时，气动阻力将会占总阻力的80%以上.[2]

转向架和轮对是列车的走行部分，由于其结构形式复杂，对列车行驶时的气动性能有很大影响.文献[3]给出8节车编组高速列车的各个部分对整车阻力的贡献情况，其中转向架系统的气动阻力占列车总阻力27%.因此，转向架系统的气动减阻研究对于高速列车进行有效气动减阻有现实意义.

近年来，列车底部气流流动和转向架系统减阻技术不断受到研究人员的关注[45].IDO等[6]通过风洞试验发现列车底部的气流对底部外形非常敏感.田红旗等[7]采用车体底罩对高速列车气动减阻性能进行分析，但未考虑添加导流装置对列车阻力的影响.郑循皓等[8]分析头尾车末端裙板和导流结构对转向架阻力的影响，指出适当改进车底结构有利于减小转向架气动阻力.黄志祥等[9]研究转向架舱后部设置导流结构的三车减阻性能，但没有考虑列车的双向运行特性，在实际应用中有一定局限性.转向架前后车体结构对于转向架空腔是重要的导流结构，其直接影响转向架区域的流场结构和气动阻力.探究其形式对转向架和列车的气动减阻影响有重要意义.

本文建立4种不同形式的转向架前后导流板高速列车模型，使用计算流体力学方法，通过求解定常的NS方程对设计的列车模型进行计算，分析导流板对于高速列车三车、转向架系统气动阻力和车体底部流场的影响，为高速列车的气动减阻设计制造提供更有力的数据参考.

1 研究对象

将1U10缩比三车编组的复杂高速列车模型作为研究对象，头车和尾车均为动力转向架，中间车为拖车转向架，见图1.动力转向架包括构架、驱动电机、齿轮箱和轮对等主要用于列车走行的功能性设备，拖车转向架包括构架、齿轮箱、轮对和刹车盘等主要部件，沿列车运行方向由前至后编号为第1～6组转向架.为减小转向架其他周边结构对分析的影响，列车转向架两侧不安装裙板，车厢之间连接采用密闭式风挡结构.研究重点集中在底部流场，所以不考虑顶部受电弓和空调系统对列车流场的影响.为真实反映靠近地面附近流动，地面模型将轨道包含在内，轮对与轨道相接触.

对转向架区域及转向架设计4种形式的车体底部导流板见图2.模型A为直式导流板；模型B为斜式导流板，导流板与水平面夹角θ=45°；模型C为内圆弧式导流板，模型D为外圆弧式导流板.模型C和D的圆弧半径R均为0.1H（H为车体高度）.考虑到列车的双向运行特性， 6组转向架前后均安装导流板，采用对称形式分布.以来流方向为前方，定义转向架前方导流板为Ga，后方导流板为Gb，转向架上顶面为Gc.对于转向架附近的类似空腔流动的流动形式来说，Gc面的长度对转向架安装限界和流动结构有重要影响[10]，为保证设计方案的可对比性，Gc面的长度固定不变.

2 研究方法

2.1 数值方法

使用混合型网格进行空间离散，以提高对复杂几何外形的适应性和数值计算精度[11]，计算网格见图3.车体和转向架表面生成共5层三棱柱边界层网格，第1层网格厚度为1 mm，增长率为1.15，在体网格划分时对转向架附近的区域进行局部加密.通过计算雷诺时均方程得到车体表面y+平均值约为60，满足非平衡壁面函数要求，计算模型体网格数量约为1 200万个.计算域的基本结构见图4，三车总长为L，列车头部鼻尖距离入口0.5L，尾车鼻尖距离计算域出口1.3L，高度方向为0.6L（即12H），计算域两侧边距离车体中心线均为0.5L.

在速度入口截面给定350 km/h（约97 m/s）均匀来流，对应雷诺数为2.5×106（以车体高度为特征长度），流动进入自模拟区[2]；地面和轨道为移动壁面边界条件，速度大小和方向与速度入口一致；计算域顶部及两侧外边界面为对称边界条件；列车车体、转向架区域和转向架为无滑移壁面边界条件.

使用FLUENT求解.由于计算马赫数小于0.3，按不可压缩流动计算；流动雷诺数在105以上量级，因此按湍流计算，湍流模型使用可实现的kε模型[12]和非平衡壁面函数.对可实现的kε模型对正应力进行约束，并且涡黏系数与旋转应变率相关，在用于边界层以及带有分离流动时计算精度较高.先使用一阶格式再换用二阶迎风格式的方法进行迭代.由于非连续区域和尾流区的非定常涡脱落，从而使得列车阻力因数无法收敛到一个稳定的定常解，当迭代达到一定值时，阻力因数在较小的范围内呈现准周期震荡，取呈现准周期性震荡时若干周期的平均值作为阻力因数.

2.2 数值方法验证

首先对数值方法进行验证.风洞试验在同济大学上海地面交通工具风洞中心开口式气动声学风洞中进行.缩比的高速列车模型空气动力学试验见图5.风洞喷口尺寸为6.00 m×4.25 m，试验模型阻塞比小于1%，试验段轴向静压系数梯度小于0.005 m-1.列车模型为三车编组形式的1U8缩比CRH3型列车，试验中均匀来流，风速为120～250 km/h，来流湍流强度为0.5%.在风向角为0的情况下测量列车的气动阻力因数Cd和车体表面静压因数Cp.

算法验证中计算域、边界条件设置与第2.1节中的设置相同.将试验与该模型的数值计算结果进行对比，给出喷口速度220 km/h时列车头车和尾车受到的气动阻力因数以及头车上表面对称中截面线静压因数曲线，见表1和图6.

气动力数值模拟与模型试验结果间的最大差值为7.1%，表面静压因数与试验趋势一致，表明本文的数值模拟方法分析气动性能可信度较高.

3 结果对比和分析

3.1 导流板对气动阻力影响分析

4种导流板列车模型头车、中间车和尾车的阻力因数和三车总阻力因数见图7.

总气动阻力因数最小的为模型A，与阻力最大的模型C差异可达到20%.模型B与模型A的总阻力因数相差0.006，模型D的阻力因数较模型A大0.036.导流板形式对头、中和尾3车各自阻力因数影响的极差[13]不同，头车阻力因数的极差为0.062，中间车为0.035，尾车为0.023，可知底部导流板形式对头车阻力影响最大.

将头车、中间车和尾车的气动阻力分为车体阻力、转向架区域阻力和转向架阻力贡献，见图8.列车模型简化除转向架区域以外的其他非连续结构，转向架区域和转向架阻力所占各节列车总阻力比例较文献[3]和[7]给出的大.不同形式底部导流板对头车、中间车和尾车气动阻力的影响规律一致：一方面造成转向架自身阻力的变化，另一方面影响转向架区域的气动阻力，不同形式导流板车体的气动阻力基本保持不变.

头车第1组转向架及转向架区域阻力占6组转向架及转向架区域阻力总和的33%～35%.因为流向车体下方的气流经过鼻锥加速后，通过排障器与路基的缝隙在第1组转向架前速度达到最大，流向第1个转向架区域的气流具有很大的动能，因此在第1个转向架区域产生很大的阻力，且对外形变化敏感，是头车阻力在三车阻力中极差值最大的原因.不同形式的底部导流板使得各组转向架上阻力的增大的同时伴随着转向架区域阻力减小，不同导流板在第1组转向架及转向架区域的阻力因数极差分别为0.060和0.031，可知导流板对转向架阻力的影响程度大于转向架区域.

3.2 导流板对底部流场影响分析

列车底部的流动复杂，是在三维空腔、转向架阻塞和地面效应共同作用下的湍流场.气流在鼻尖和地面的收缩效应下加速进入转向架舱，各模型头部外形和离地间隙一致，因此进入车体底部气流的质量流量相同，均为1.68 kg/s.各模型底部转向架后方的质量流量见表4.部分气流沿列车底部继续向后运动，部分气流经两侧流出转向架舱；气流对转向架的冲击形成的复杂湍流使得流动总压减小，上述原因使得底部流速不断降低.z=0.01 m时车体底部平均速度分布见图9.

在转向架区域模型C导流效果最好，平均流速远大于其他各个模型，模型C转向架滞止压力增大，是其转向架气动阻力增加的最主要因素.模型D转向架区域平均流速最低，其转向架阻力最小.模型A和B转向架区域的底部质量流量和平均速度相近，二者转向架上的阻力与转向架前方具体的来流速度分布相关.

转向架前方来流速度分布见图10，第2组转向架区域的流线见图11.其余转向架区域流场结构类似，这里以其为例分析说明.由图10可知：不同形式导流板引起的速度分布差异在z=0.04～0.08 m的轴箱、电机和刹车盘高度范围内；模型C气流仅在导流板上部发生流动分离，转向架舱内的气流流速最大，在轴箱前方速度为48 m/s，使得模型C转向架所受到的滞止压力最大.模型D的气流在进入空腔后会在Ga面附近的空间里气流分离形成大尺度的漩涡结构（见图11），能量产生耗散，转向架舱内气流速度降低到14 m/s，模型D转向架上的气动阻力最小.模型B的转向架舱内流场结构与模型D类似，在轮轴高度以下，模型B与A的转向架前方来流速度大小相近，在电机和齿轮箱位置高度z=0.04～0.1 m范围内，模型B转向架前方的气流平均速度大于模型A，二者在第2，4和6组转向架齿轮箱高度速度差分别为18，10和6 m/s，电机和轴箱的滞止压力增大是模型A与B转向架气动阻力差异的原因.

不同形式导流板均改变转向架区域的气动阻力，主要影响区域为导流板Ga和Gb区域的压差阻力，Gc区域主要为黏性阻力，不随导流板形式而变化.第2组转向架前后导流板表面压力分布云图见表5.

对于转向架区域，Ga面上的负压和Gb面上的正压都作为列车的行驶阻力而存在.由于动力转向架的电机非对称分布，所以前后导流板的压力也为非对称分布.模型C的Ga面后部流动分离区域小，气流进入转向架空腔时在Ga面上形成的负压明显减弱，且Gb面下部对气流的导流作用使得其正压亦有所降低，转向架区域气动阻力最小.模型D在Ga面后部大尺度形成负压的情况最严重，且在Gb面上形成较大正压.同理，模型B的导流效果优于模型A而造成图示的压力分布结果.模型C的阻力因数最小，其后依次是模型B和模型A，模型D的阻力因数最大.导流效果的提高使得模型Ga面后部的流动分离和能量耗散减小，车体底部平均流速增加，转向架区域气动阻力减少，但滞止压力大幅提高转向架自身所受的气动阻力.两者共同作用的结果决定整车气动阻力的大小，由于真实的列车转向架的结构组成比文中的研究对象得更复杂，导流效果增强，会带来转向架处空气阻力的显著提高.故可以预见，在实际中，模型A的直式导流板会使得高速列车的整体气动阻力最小.

4 结 论

采用计算流体力学方法对不同形式车体底部导流板的列车模型进行气动阻力和流场计算分析，结果表明：

1）转向架前后导流板的形式影响底部平均流速和转向架前方速度分布曲线，改变转向架区域和转向架上的气动阻力，二者共同作用的结果决定列车的气动阻力，不同形式底部导流板使得列车全车气动阻力差异达到20%.

2）内圆弧式导流板的导流效果最好，使转向架区域的气动阻力下降，却带来转向架上的气动阻力的大幅增加和列车总阻力的增加.外圆弧式导流效果最差，转向架区域气动阻力增加明显，转向架上的气动阻力较小，但总阻力仍然很大.

3）由于实际的转向架的结构更为复杂，转向架舱内气流流速的增加将提高转向架自身气动阻力，实际情况中直式底部导流板的列车气动阻力最小.

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