陳羽　高喆　王毅剛　楊志剛

摘要：為減小高速列車運行時的氣動阻力，設計直式、斜式、內(nèi)圓弧式和外圓弧式等4種轉(zhuǎn)向架前后底部導流板的高速列車模型.通過風洞試驗驗證數(shù)值模擬方法的有效性，采用數(shù)值計算分析底部導流板對列車氣動阻力和底部流場的影響.結(jié)果表明：不同形式底部導流板的列車總阻力相差可達20%，其中頭車氣動阻力因數(shù)極差值最大為0.062.導流板影響列車底部氣流速度和轉(zhuǎn)向架區(qū)域壓力分布，其導流作用使得轉(zhuǎn)向架區(qū)域氣動阻力和轉(zhuǎn)向架的阻力同時改變.轉(zhuǎn)向架前后導流板的導流效果越好，轉(zhuǎn)向架區(qū)域的氣動阻力越??；同時，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較小值.底部采用直式導流板對降低全車氣動阻力的效果最好.

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

中圖分類號： U270.1 文獻標志碼：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)境約束下解決我國交通運輸能力供給不足的重要設施.[1]列車明線運行時受到的氣動阻力與運行速度的平方成正比，消耗的功率與速度的三次方成正比，當速度達到300 km/h時，氣動阻力將會占總阻力的80%以上.[2]

轉(zhuǎn)向架和輪對是列車的走行部分，由于其結(jié)構(gòu)形式復雜，對列車行駛時的氣動性能有很大影響.文獻[3]給出8節(jié)車編組高速列車的各個部分對整車阻力的貢獻情況，其中轉(zhuǎn)向架系統(tǒng)的氣動阻力占列車總阻力27%.因此，轉(zhuǎn)向架系統(tǒng)的氣動減阻研究對于高速列車進行有效氣動減阻有現(xiàn)實意義.

近年來，列車底部氣流流動和轉(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]通過風洞試驗發(fā)現(xiàn)列車底部的氣流對底部外形非常敏感.田紅旗等[7]采用車體底罩對高速列車氣動減阻性能進行分析，但未考慮添加導流裝置對列車阻力的影響.鄭循皓等[8]分析頭尾車末端裙板和導流結(jié)構(gòu)對轉(zhuǎn)向架阻力的影響，指出適當改進車底結(jié)構(gòu)有利于減小轉(zhuǎn)向架氣動阻力.黃志祥等[9]研究轉(zhuǎn)向架艙后部設置導流結(jié)構(gòu)的三車減阻性能，但沒有考慮列車的雙向運行特性，在實際應用中有一定局限性.轉(zhuǎn)向架前后車體結(jié)構(gòu)對于轉(zhuǎn)向架空腔是重要的導流結(jié)構(gòu)，其直接影響轉(zhuǎn)向架區(qū)域的流場結(jié)構(gòu)和氣動阻力.探究其形式對轉(zhuǎn)向架和列車的氣動減阻影響有重要意義.

本文建立4種不同形式的轉(zhuǎn)向架前后導流板高速列車模型，使用計算流體力學方法，通過求解定常的NS方程對設計的列車模型進行計算，分析導流板對于高速列車三車、轉(zhuǎn)向架系統(tǒng)氣動阻力和車體底部流場的影響，為高速列車的氣動減阻設計制造提供更有力的數(shù)據(jù)參考.

1 研究對象

將1︰10縮比三車編組的復雜高速列車模型作為研究對象，頭車和尾車均為動力轉(zhuǎn)向架，中間車為拖車轉(zhuǎn)向架，見圖1.動力轉(zhuǎn)向架包括構(gòu)架、驅(qū)動電機、齒輪箱和輪對等主要用于列車走行的功能性設備，拖車轉(zhuǎn)向架包括構(gòu)架、齒輪箱、輪對和剎車盤等主要部件，沿列車運行方向由前至后編號為第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擋結(jié)構(gòu).研究重點集中在底部流場，所以不考慮頂部受電弓和空調(diào)系統(tǒng)對列車流場的影響.為真實反映靠近地面附近流動，地面模型將軌道包含在內(nèi)，輪對與軌道相接觸.

對轉(zhuǎn)向架區(qū)域及轉(zhuǎn)向架設計4種形式的車體底部導流板見圖2.模型A為直式導流板；模型B為斜式導流板，導流板與水平面夾角θ=45°；模型C為內(nèi)圓弧式導流板，模型D為外圓弧式導流板.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行特性， 6組轉(zhuǎn)向架前后均安裝導流板，采用對稱形式分布.以來流方向為前方，定義轉(zhuǎn)向架前方導流板為Ga，后方導流板為Gb，轉(zhuǎn)向架上頂面為Gc.對于轉(zhuǎn)向架附近的類似空腔流動的流動形式來說，Gc面的長度對轉(zhuǎn)向架安裝限界和流動結(jié)構(gòu)有重要影響[10]，為保證設計方案的可對比性，Gc面的長度固定不變.

2 研究方法

2.1 數(shù)值方法

使用混合型網(wǎng)格進行空間離散，以提高對復雜幾何外形的適應性和數(shù)值計算精度[11]，計算網(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，增長率為1.15，在體網(wǎng)格劃分時對轉(zhuǎn)向架附近的區(qū)域進行局部加密.通過計算雷諾時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，計算模型體網(wǎng)格數(shù)量約為1 200萬個.計算域的基本結(jié)構(gòu)見圖4，三車總長為L，列車頭部鼻尖距離入口0.5L，尾車鼻尖距離計算域出口1.3L，高度方向為0.6L（即12H），計算域兩側(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）均勻來流，對應雷諾數(shù)為2.5×106（以車體高度為特征長度），流動進入自模擬區(qū)[2]；地面和軌道為移動壁面邊界條件，速度大小和方向與速度入口一致；計算域頂部及兩側(cè)外邊界面為對稱邊界條件；列車車體、轉(zhuǎn)向架區(qū)域和轉(zhuǎn)向架為無滑移壁面邊界條件.

使用FLUENT求解.由于計算馬赫數(shù)小于0.3，按不可壓縮流動計算；流動雷諾數(shù)在105以上量級，因此按湍流計算，湍流模型使用可實現(xiàn)的kε模型[12]和非平衡壁面函數(shù).對可實現(xiàn)的kε模型對正應力進行約束，并且渦黏系數(shù)與旋轉(zhuǎn)應變率相關(guān)，在用于邊界層以及帶有分離流動時計算精度較高.先使用一階格式再換用二階迎風格式的方法進行迭代.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)無法收斂到一個穩(wěn)定的定常解，當?shù)_到一定值時，阻力因數(shù)在較小的范圍內(nèi)呈現(xiàn)準周期震蕩，取呈現(xiàn)準周期性震蕩時若干周期的平均值作為阻力因數(shù).

2.2 數(shù)值方法驗證

首先對數(shù)值方法進行驗證.風洞試驗在同濟大學上海地面交通工具風洞中心開口式氣動聲學風洞中進行.縮比的高速列車模型空氣動力學試驗見圖5.風洞噴口尺寸為6.00 m×4.25 m，試驗模型阻塞比小于1%，試驗段軸向靜壓系數(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，試驗中均勻來流，風速為120～250 km/h，來流湍流強度為0.5%.在風向角為0的情況下測量列車的氣動阻力因數(shù)Cd和車體表面靜壓因數(shù)Cp.

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

氣動力數(shù)值模擬與模型試驗結(jié)果間的最大差值為7.1%，表面靜壓因數(shù)與試驗趨勢一致，表明本文的數(shù)值模擬方法分析氣動性能可信度較高.

3 結(jié)果對比和分析

3.1 導流板對氣動阻力影響分析

4種導流板列車模型頭車、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.導流板形式對頭、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，可知底部導流板形式對頭車阻力影響最大.

將頭車、中間車和尾車的氣動阻力分為車體阻力、轉(zhuǎn)向架區(qū)域阻力和轉(zhuǎn)向架阻力貢獻，見圖8.列車模型簡化除轉(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[3]和[7]給出的大.不同形式底部導流板對頭車、中間車和尾車氣動阻力的影響規(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)域的氣動阻力，不同形式導流板車體的氣動阻力基本保持不變.

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%.因為流向車體下方的氣流經(jīng)過鼻錐加速后，通過排障器與路基的縫隙在第1組轉(zhuǎn)向架前速度達到最大，流向第1個轉(zhuǎn)向架區(qū)域的氣流具有很大的動能，因此在第1個轉(zhuǎn)向架區(qū)域產(chǎn)生很大的阻力，且對外形變化敏感，是頭車阻力在三車阻力中極差值最大的原因.不同形式的底部導流板使得各組轉(zhuǎn)向架上阻力的增大的同時伴隨著轉(zhuǎn)向架區(qū)域阻力減小，不同導流板在第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，可知導流板對轉(zhuǎn)向架阻力的影響程度大于轉(zhuǎn)向架區(qū)域.

3.2 導流板對底部流場影響分析

列車底部的流動復雜，是在三維空腔、轉(zhuǎn)向架阻塞和地面效應共同作用下的湍流場.氣流在鼻尖和地面的收縮效應下加速進入轉(zhuǎn)向架艙，各模型頭部外形和離地間隙一致，因此進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)向后運動，部分氣流經(jīng)兩側(cè)流出轉(zhuǎn)向架艙；氣流對轉(zhuǎn)向架的沖擊形成的復雜湍流使得流動總壓減小，上述原因使得底部流速不斷降低.z=0.01 m時車體底部平均速度分布見圖9.

在轉(zhuǎn)向架區(qū)域模型C導流效果最好，平均流速遠大于其他各個模型，模型C轉(zhuǎn)向架滯止壓力增大，是其轉(zhuǎn)向架氣動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)向架前方具體的來流速度分布相關(guān).

轉(zhuǎn)向架前方來流速度分布見圖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：不同形式導流板引起的速度分布差異在z=0.04～0.08 m的軸箱、電機和剎車盤高度范圍內(nèi)；模型C氣流僅在導流板上部發(fā)生流動分離，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的氣流在進入空腔后會在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)向架上的氣動阻力最小.模型B的轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)流場結(jié)構(gòu)與模型D類似，在輪軸高度以下，模型B與A的轉(zhuǎn)向架前方來流速度大小相近，在電機和齒輪箱位置高度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，電機和軸箱的滯止壓力增大是模型A與B轉(zhuǎn)向架氣動阻力差異的原因.

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

對于轉(zhuǎn)向架區(qū)域，Ga面上的負壓和Gb面上的正壓都作為列車的行駛阻力而存在.由于動力轉(zhuǎn)向架的電機非對稱分布，所以前后導流板的壓力也為非對稱分布.模型C的Ga面后部流動分離區(qū)域小，氣流進入轉(zhuǎn)向架空腔時在Ga面上形成的負壓明顯減弱，且Gb面下部對氣流的導流作用使得其正壓亦有所降低，轉(zhuǎn)向架區(qū)域氣動阻力最小.模型D在Ga面后部大尺度形成負壓的情況最嚴重，且在Gb面上形成較大正壓.同理，模型B的導流效果優(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.導流效果的提高使得模型Ga面后部的流動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)域氣動阻力減少，但滯止壓力大幅提高轉(zhuǎn)向架自身所受的氣動阻力.兩者共同作用的結(jié)果決定整車氣動阻力的大小，由于真實的列車轉(zhuǎn)向架的結(jié)構(gòu)組成比文中的研究對象得更復雜，導流效果增強，會帶來轉(zhuǎn)向架處空氣阻力的顯著提高.故可以預見，在實際中，模型A的直式導流板會使得高速列車的整體氣動阻力最小.

4 結(jié) 論

采用計算流體力學方法對不同形式車體底部導流板的列車模型進行氣動阻力和流場計算分析，結(jié)果表明：

1）轉(zhuǎn)向架前后導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)向架上的氣動阻力，二者共同作用的結(jié)果決定列車的氣動阻力，不同形式底部導流板使得列車全車氣動阻力差異達到20%.

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

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

參考文獻：

[1]沈志云. 高速列車的動態(tài)環(huán)境及其技術(shù)的根本特點[J]. 鐵道學報， 2006， 28（4）： 16.

SHEN Zhiyun. Dynamic environment of highspeed train and its distinguished technology[J]. Journal of China Railway Society， 2006， 28（4）： 16.

[2]田紅旗. 列車空氣動力學[M]. 北京： 中國鐵道出版社， 2007： 237243.

[3]姚拴寶， 郭迪龍， 楊國偉， 等. 高速列車氣動阻力分布特性研究[J]. 鐵道學報， 2012， 34（7）： 1823

YAO Shuangbao， GUO Dilong， YANG Guowei， et al. Distribution of highspeed train aerodynamic drag[J]. Journal of the China Railway Society， 2012， 34（7）： 1823.

[4]BAKER C. The flow around high speed trains[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics， 2010， 98（67）： 277298.

[5]QUINN A， HAYWARD M. Full scale aerodynamic measurements underneath a high speed train[C]// Proceedings of the BBAA VI. Milano， 2008： 2024.

[6]IDO A， SAITOU S， NKAKADE K， et al. Study on underfloor flow to reduce ballast flying phenomena[C]// Proceedings of 8th World Congress on Railway Research. Seoul， 2008.

[7]田紅旗， 高廣軍. 270 km/h高速列車氣動力性能研究[J]. 中國鐵道科學， 2003， 24（2）： 1418.

TIAN Hongqi， GAO Guangjun. Analysis and evaluation on the aerodynamic behavior of 270 km/h highspeed train[J]. China Railway Science and Technology， 2003， 24（2）： 1418.

[8]鄭循皓， 張繼業(yè)， 張衛(wèi)華. 高速列車轉(zhuǎn)向架空氣阻力的數(shù)值模擬[J]. 交通運輸工程學報， 2011， 11（2）： 4551.

ZHENG Xunhao， ZHANG Jiye， ZHANG Weihua. Numerical simulation of aerodynamic drag for high speed train bogies[J]. Journal of Traffic and Transportation Engineering， 2011， 11（2）： 4551.

[9]黃志祥， 陳立， 蔣科林. 高速列車減小空氣阻力措施的風洞試驗研究[J]. 鐵道學報， 2012， 34（4）： 1621.

HUANG Zhixiang， CHEN Li， JIANG Kelin. Wind tunnel test of air drag reduction schemes of highspeed trains[J]. Journal of the China Railway Society， 2012， 34（4）： 1621.

[10]OSHKAI P， GEVECI M， ROCKWELL D， et al. Imaging of acoustically coupled oscillations due to flow past a shallow cavity： effect of cavity length scale[J]. Journal of Fluids and Structures， 2005， 20（2）： 277308.

[11]楊志剛， 高喆， 陳羽， 等. 裙板安裝對高速列車氣動性能影響的數(shù)值分析[J]. 計算機輔助工程， 2010， 19（3）： 1621.

YANG Zhigang， GAO Zhe， CHEN Yu， et al. Numerical analysis on influence on aerodynamic performance of highspeed train caused by installation of skirt plates[J]. Computer Aided Engineering， 2010， 19（3）： 1621.

[12]SHIH T H， LIOU W W， SHABBIR A， et al. A new kε eddy viscosity model for high Reynolds number turbulent flowmodel development and validation[J]. Computers & Fluids， 1995， 24（3）： 227238.

[13]陳魁. 試驗設計與分析[M]. 北京： 清華大學出版社， 2007： 100102.

（編輯 武曉英）