周 鵬，張 軍，李 田，張繼業(yè)，*

(1. 西南交通大學(xué) 牽引動力國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610031；2. 成都流體動力創(chuàng)新中心，成都 610072)

0 引言

在稠密大氣環(huán)境下，當(dāng)高速輪軌列車運(yùn)行速度超過400 km/h時，其誘發(fā)的氣動噪聲、氣動阻力等問題十分突出，因此傳統(tǒng)高速列車進(jìn)一步提速的代價很大且十分不經(jīng)濟(jì)[1]。從交通工具的變革歷程來看，人類一直在追求更高速、更安全、更環(huán)保的交通出行方式。若“高速列車”在低真空管道中運(yùn)行，傳統(tǒng)高速輪軌列車面臨的氣動力、氣動噪聲等問題迎刃而解，“高速列車”進(jìn)一步提速具備了可能性[2]。值得注意的是，這里的“高速列車”不再是傳統(tǒng)的輪軌列車而是安全性更高、舒適性更好的磁浮車[3]。“磁浮車”與“真空管道”相結(jié)合的交通模式正逐漸成為國內(nèi)外專家和學(xué)者的研究熱點(diǎn)[4-6]。

盡管“磁浮車”與“真空管道”相結(jié)合的交通模式可以解決氣動阻力、氣動噪聲等傳統(tǒng)高速列車面臨的氣動問題，但管內(nèi)高速列車仍然面臨著一些新的氣動問題。與大氣環(huán)境相比，真空管道高速列車受管壁限制，其產(chǎn)生的流場與阻塞比有著密切聯(lián)系[7]。在真空管道高速列車氣動問題研究初期，大量研究主要集中在真空度、阻塞比、車速、環(huán)境壓力及溫度等參數(shù)對管內(nèi)氣動力的影響[8-10]以及這些系統(tǒng)參數(shù)的匹配設(shè)計(jì)[11-12]。隨著管內(nèi)列車速度增大，管內(nèi)氣流可能達(dá)到跨聲速或超聲速狀態(tài)，氣動熱、激波等復(fù)雜的氣動現(xiàn)象逐漸成為研究熱點(diǎn)[13-14]。當(dāng)管內(nèi)列車以跨聲速運(yùn)行時，列車前后方會出現(xiàn)正激波、尾流會出現(xiàn)膨脹波及激波相互作用的超聲速區(qū)域[15]。由于管壁限制，管內(nèi)氣流可能出現(xiàn)流動壅塞現(xiàn)象，進(jìn)而誘發(fā)激波[16-17]，激波的出現(xiàn)使得管內(nèi)氣動熱效應(yīng)會更加明顯[18]。管內(nèi)氣動熱效應(yīng)主要表現(xiàn)為兩方面，其一是管內(nèi)空氣受列車高速壓縮，環(huán)境中氣流溫度很快增大，當(dāng)激波出現(xiàn)時，波后氣流溫度急劇增大；其二是由于氣流黏性列車表面溫度邊界層較薄，溫度梯度大，列車表面溫度很高[19]。管內(nèi)環(huán)境溫度對管內(nèi)運(yùn)輸系統(tǒng)的設(shè)備會有明顯影響。張俊博等[20]建立了低真空管道常導(dǎo)磁懸浮列車計(jì)算模型，指出了懸浮導(dǎo)向電磁鐵存在超溫現(xiàn)象。

當(dāng)單列高速列車在真空管道內(nèi)運(yùn)行時，其經(jīng)過之處必然出現(xiàn)復(fù)雜的氣動熱變化。這種氣動熱變化必然對管內(nèi)環(huán)境溫度造成很大影響，管內(nèi)的氣動熱若不及時通過某種手段進(jìn)行處理，其對后續(xù)通過列車氣動特性會產(chǎn)生明顯的影響。因此，本文建立了含動邊界的準(zhǔn)二維真空管道列車數(shù)值計(jì)算模型，研究了不同初始環(huán)境溫度對真空管道高速列車氣動特性的影響。

1 數(shù)值計(jì)算模型

1.1 模型假設(shè)

由于實(shí)際的三維列車模型結(jié)構(gòu)、環(huán)境條件及運(yùn)行過程較為復(fù)雜，數(shù)值求解過程較慢。為便于分析真空管道高速列車誘發(fā)的氣動問題，這里對模型進(jìn)行一定的假設(shè)：

1）忽略加減速過程，列車以馬赫數(shù)1速度勻速直線運(yùn)動；

2）在垂直于車運(yùn)動方向的平面內(nèi)，流場參數(shù)的切向梯度較小，可以忽略，同時車地間隙較大，忽略地面效應(yīng)，計(jì)算域可簡化為準(zhǔn)二維軸對稱模型；

3）真空管道氣密性好，真空度能實(shí)現(xiàn)且維持在特定值；

4）管壁絕熱性好，與外界不存在熱交換；

5）列車運(yùn)動前，管內(nèi)氣流均勻混合且壓力、溫度等參數(shù)均勻分布，無初始湍流。

1.2 數(shù)學(xué)模型

1.2.1 連續(xù)性介質(zhì)條件

在真空管道內(nèi)，列車的運(yùn)行環(huán)境不是絕對真空，而是在一定范圍內(nèi)的低壓環(huán)境。當(dāng)管內(nèi)氣壓很低時，管內(nèi)可能出現(xiàn)稀薄氣體。Knudsen數(shù)是判斷管內(nèi)氣流是否會出現(xiàn)稀薄效應(yīng)的主要依據(jù)[21]，其表示為：

式中，Kn、λ 、l、T、p、d、kB為Knudsen數(shù)、分子平均自由程、流動特征長度、溫度、壓力、分子直徑、玻爾茲曼常數(shù)（1.3805×10?23）。當(dāng)Knudsen數(shù)超過0.01時，管內(nèi)氣流出現(xiàn)稀薄效應(yīng)。

在本文中，設(shè)置列車運(yùn)行時的環(huán)境壓力為0.001 atm，環(huán)境初始溫度T0分別為271.15 K、300 K、350 K、400 K，空氣分子直徑為3.874×10?10，流動特征長度取車高3.15 m，由上述得到的Knudsen數(shù)在1.771×10?5～2.595×10?5之間變化，遠(yuǎn)小于0.01，管內(nèi)氣流滿足連續(xù)介質(zhì)條件。

1.2.2 空氣物質(zhì)屬性

當(dāng)列車在管內(nèi)跨聲速運(yùn)動時，管內(nèi)氣流的密度、動力黏度、熱導(dǎo)率等物性參數(shù)發(fā)生變化。為了描述這些物性參數(shù)變化，可以通過Sutherland方程、分子動理論模型等建立起其與溫度、壓力等宏觀物理量的關(guān)系。

這里通過理想狀態(tài)方程建立密度與溫度、壓力之間的關(guān)系：

式中，ρ、R、Mw分別為密度、普適常數(shù)、空氣摩爾質(zhì)量。

通過分子動理論模型建立比熱比、動力黏度、熱導(dǎo)率與溫度之間的關(guān)系[22]，

式中，cp、f、 σL?J、EL?J、κ分別為定壓比熱比、分子自由度、Lennard-Jones特征長度、Lennard-Jones能量參數(shù)、熱導(dǎo)率。當(dāng)空氣溫度超過800 K時，空氣分子的振動能將被激活，空氣比熱比隨溫度發(fā)生變化[23]；而當(dāng)空氣溫度不超過800 K時，空氣比熱比幾乎不隨溫度發(fā)生變化，即特定比熱比的值為1.4。

1.2.3 控制方程

含動邊界的準(zhǔn)二維軸對稱非定常N-S積分方程為[24]：

式中，φ 、V、Vg、 Γ 、Jφ分別為通用標(biāo)量、氣流速度矢量、動邊界運(yùn)動速度矢量、擴(kuò)散系數(shù)、廣義源項(xiàng)。當(dāng)φ分別取1、u、v、e時，該方程表示為連續(xù)性方程、x方向、y方向的動量方程及含內(nèi)能項(xiàng)的能量方程。對于連續(xù)性方程、動量方程、能量方程，Γ分別取0、μ、κ。

1.2.4 湍流模型

雷諾數(shù)是判斷氣流為湍流態(tài)、過渡態(tài)、層流態(tài)的依據(jù)。假設(shè)列車靜止，無窮遠(yuǎn)來流速度為列車運(yùn)動速度，則雷諾數(shù)可以示為：

式中，Re、 ρ∞、v∞、 μ∞、l分別表示為雷諾數(shù)、無窮遠(yuǎn)來流的密度、速度、動力黏度及列車特征尺寸。若不考慮列車與地面的間隙，列車特征尺寸可取列車高度。

對于簡單的管道流，臨界雷諾數(shù)約為2300，而對于簡單的平板流，臨界雷諾數(shù)約為5×105[25]。對于真空管道列車?yán)@流，不屬于簡單的管道流及平板流，其臨界雷諾數(shù)尚不明確。在本文中，不同初始環(huán)境溫度下，由上述得到的管內(nèi)來流雷諾數(shù)在3.01×104～3.65×104之間變化，管內(nèi)氣流可能存在層流到湍流的過渡態(tài)。為了更加精確捕捉尾車附近的分離流及從層流-湍流之間的過渡流，引入Menter提出的SSTk-ω轉(zhuǎn)捩模型[26]：

式中，標(biāo)量 γinter標(biāo) 識氣流流動狀態(tài)。當(dāng) γinter=0時，流動為完全層流狀態(tài)；當(dāng) γinter=1時，流動為完全湍流狀態(tài)，且該值越大，邊界層為湍流可能性越大。

1.3 幾何模型

列車模型采用頭車-中間車-尾車三編組形式的組合模型，頭尾車完全相同，其中流線型長度為16.3 m，車身長度為12.09 m，而中間車長度為24.52 m，列車高度H為3.15 m。

由于采用動網(wǎng)格方法模擬列車的運(yùn)動過程，為保證列車周圍流場充分發(fā)展，計(jì)算域必須有足夠的運(yùn)動空間。在計(jì)算域中，頭車鼻尖到前方邊界水平距離為1500 m，尾車鼻尖到后方邊界水平距離為80 m，如圖1所示。列車運(yùn)行的阻塞比為0.3，計(jì)算域高度為5.75 m。空間坐標(biāo)原點(diǎn)位于頭車鼻尖處。

1.4 網(wǎng)格生成

為保證網(wǎng)格具有較高質(zhì)量且便于動態(tài)分層法更新計(jì)算域網(wǎng)格，計(jì)算域采用四邊形的全結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行填充，如圖2所示。網(wǎng)格精度對流場結(jié)構(gòu)（尤其是激波）捕捉精度尤為重要，因此需要對網(wǎng)格精度進(jìn)行檢驗(yàn)。值得注意的是，激波是非常薄的，網(wǎng)格尺寸足夠小，其捕捉效果才好，但限于計(jì)算資源，如此大的計(jì)算域只能降低捕捉激波的分辨率。Sui等[18]已經(jīng)對管內(nèi)列車準(zhǔn)二維計(jì)算模型進(jìn)行了網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)并指出當(dāng)列車表面網(wǎng)格尺寸為10 mm時，能夠滿足網(wǎng)格精度要求。這里列車表面最大網(wǎng)格尺寸為10 mm，整個計(jì)算域最大網(wǎng)格尺寸為500 mm，網(wǎng)格總量約1.70×106。列車邊界層內(nèi)至少保證15層網(wǎng)格，網(wǎng)格增長率為1.1，第一層網(wǎng)格到列車表面法向距離為0.3 mm。圖3給出了不同初始環(huán)境溫度下列車壁面y+值隨時間的變化曲線?？梢钥闯?，不同初始環(huán)境溫度下，當(dāng)列車運(yùn)動足夠時間時，列車壁面y+值逐漸趨于穩(wěn)定，其中最大y+值不超過1，最小y+值不低于0.001。

圖2 列車周圍網(wǎng)格分布Fig. 2 Grid distribution around the train

圖3 不同初始環(huán)境溫度下列車壁面y+分布Fig. 3 y+ value distribution on the train surface at different initial ambient temperatures

1.5 邊界條件及初始條件

列車前后方計(jì)算域邊界均為非反射壓力出口邊界，邊界處壓力及溫度值均與環(huán)境初始值保持一致，其中壓力值為0.001 atm，溫度值根據(jù)不同工況分別為273.15 K、300 K、350 K、400 K。列車與管壁均為無滑移壁面邊界，其中列車運(yùn)動速度為1馬赫。對稱軸（如圖1所示）為軸對稱邊界類型。初始環(huán)境中，管內(nèi)氣流均勻充分混合，處于層流狀態(tài)，無湍流運(yùn)動。

圖1 計(jì)算域幾何模型及邊界條件示意圖(單位：mm)Fig. 1 Schematic of the geometric model and boundary conditions of the computational domain(unit: mm)

1.6 求解方法

伴隨著管內(nèi)列車高速運(yùn)動，管內(nèi)出現(xiàn)的激波等復(fù)雜流動現(xiàn)象可能造成收斂困難。為提高求解穩(wěn)定性及收斂性，采用隱式求解器，通量采用Roe格式進(jìn)行分裂?？臻g格式采用二級迎風(fēng)格式對密度、動量、能量、湍流項(xiàng)等物理項(xiàng)進(jìn)行離散。非定常時間項(xiàng)仍采用對偶時間步來推進(jìn)，仿真時間步長為2×10?5s，保證最大庫朗數(shù)不超過1.0。整個仿真時間為2 s，能夠保證列車周圍流場充分發(fā)展并趨于穩(wěn)定，同時能夠防止波在計(jì)算域邊界發(fā)生反射現(xiàn)象。在每個時間步內(nèi)，最大迭代次數(shù)為20，流動方程及湍流方程的殘差設(shè)置為1×10?4。當(dāng)列車開始運(yùn)動時，流場變化大，殘差標(biāo)準(zhǔn)難以滿足，但隨著列車運(yùn)動，迭代步數(shù)增多，各指標(biāo)的殘差標(biāo)準(zhǔn)均滿足。

2 仿真結(jié)果與分析

2.1 列車氣動荷載變化

2.1.1 阻力變化

當(dāng)列車剛開始運(yùn)動時，列車周圍流場變化劇烈，其氣動阻力變化較大，但隨著列車運(yùn)動，其周圍流場逐漸趨于穩(wěn)定，氣動力也趨于穩(wěn)定，如圖4所示。

圖4 不同初始環(huán)境溫度下各車廂及整車阻力變化Fig. 4 Drag variation of each single car and the whole train at different initial ambient temperatures

表1給出了當(dāng)列車運(yùn)動2 s時，各車廂及整車阻力值?？梢钥闯?，隨著初始環(huán)境溫度增大，頭車阻力值減小，尾車阻力值增大，而中間車阻力值變化不到10 N。由于頭車受前方較強(qiáng)的正激波作用，相同環(huán)境條件下，頭車的阻力值比尾車的大。由于中間車壁面與來流方向平行，其阻力主要來源于黏性力，在不同環(huán)境溫度下的阻力值大小幾乎不變。隨著初始環(huán)境溫度增大，整車阻力值逐漸減小。整車阻力值與初始環(huán)境溫度值之間呈二次多項(xiàng)式變化關(guān)系，可表示為：

表1 各車廂及整車阻力值（列車運(yùn)動時間2 s）Table 1 Drag values of each single car and the whole train (t = 2 s)

式中，Tem為 初始環(huán)境溫度，F(xiàn)drag為 列車阻力。決定系數(shù)R2為0.9988。

2.1.2 表面壓力分布

圖5給出了不同初始環(huán)境溫度下列車表面壓力最大值最小值隨時間的變化規(guī)律。可以看出，隨著列車運(yùn)動，列車表面壓力最大值最小值趨于穩(wěn)定。隨著初始環(huán)境溫度增大，列車表面壓力最大值最小值越小。值得注意的是，在初始環(huán)境溫度為273.15 K的工況下，列車運(yùn)動時間在0.32 ～0.50 s之間，由于列車周圍流場未充分發(fā)展，列車表面壓力的最大值最小值出現(xiàn)較大幅度的波動，最大值超過250 Pa，而最小值接近20 Pa。

圖5 不同初始環(huán)境溫度下列車表面最大最小壓力變化Fig. 5 Maximum and minimum pressure variation on the train surface at different initial ambient temperatures

當(dāng)列車周圍流場充分發(fā)展后，列車壓力最大值出現(xiàn)在頭車鼻尖，而最小值出現(xiàn)在尾車流線型部位的邊界層分離處，如圖6所示。當(dāng)列車運(yùn)動2 s時，在初始環(huán)境溫度分別為273.15 K、300 K、350 K、400 K的工況下，列車表面壓力最大值分別為238.8 Pa、225.9 Pa、208.7 Pa、195.1 Pa，分別超過初始環(huán)境壓力值137.5 Pa、124.6 Pa、107.4 Pa、93.8 Pa，而列車表面壓力最小值分別為48.2 Pa、47.9 Pa、44.5 Pa、41.3 Pa，分別低于初始環(huán)境壓力值53.1 Pa、53.4 Pa、56.8 Pa、60.0 Pa。

圖6 不同初始環(huán)境溫度下列車表面壓力分布(t = 2 s)Fig. 6 Pressure distribution on the train surface at different initial ambient temperatures (t = 2 s)

2.1.3 表面溫度分布

圖7給出了不同初始環(huán)境溫度下列車表面溫度最大值最小值隨時間的變化規(guī)律?？梢钥闯?，隨著初始環(huán)境溫度增大，列車表面溫度最大值越大，但溫度最小值變化不具有單調(diào)性。在初始環(huán)境溫度為273.15 K的工況下，其列車表面溫度最小值比初始環(huán)境溫度為300 K的大。值得注意的是，在初始環(huán)境溫度為273.15 K的工況下，列車運(yùn)動時間在0.32～0.50 s之間，由于列車周圍流場未充分發(fā)展，列車表面溫度最大值最小值的分布位置有所變化，其值波動較大。

圖7 不同初始環(huán)境溫度下列車表面最高最低溫度變化Fig. 7 Maximum and minimum temperature variation on the train surface at different initial ambient temperatures

當(dāng)列車周圍流場充分發(fā)展后，列車溫度最大值最小值均出現(xiàn)在頭車流線型部位，如圖8所示。當(dāng)列車運(yùn)動2 s時，在初始環(huán)境溫度分別為273.15 K、300 K、350 K、400 K的工況下，列車表面溫度最大值分別為357.4 K、395.3 K、445.1 K、494.3 K，分別超過初始環(huán)境溫度值84.3 K、95.3 K、95.1 K、94.3 K，而列車表面溫度最小值分別為327.2 K、301.5 K、371.3 K、432.8 K，分別低于初始環(huán)境溫度值54.1 K、1.5 K、21.3 K、32.8 K。

圖8 不同初始環(huán)境溫度下列車表面溫度分布(t = 2 s)Fig. 8 Temperature distribution on the train surface at different initial ambient temperatures (t = 2 s)

2.2 壓力空間分布變化

圖9給出了列車運(yùn)動2 s時，不同初始環(huán)境溫度下，列車周圍空間壓力分布云圖。可以看出，在不同初始環(huán)境溫度下，列車誘發(fā)的流場具有相似結(jié)構(gòu)，尾流均伴隨著激波、膨脹波的反射、且列車前后方均有正激波形成。但隨著初始環(huán)境溫度增大，在相同時間段內(nèi)，尾流擾動區(qū)（尾流正激波與尾車鼻尖之間的區(qū)域）的范圍逐漸縮小，且低壓區(qū)域的壓力值逐漸減小，這與Bao等[27]研究結(jié)果保持一致。車前擾動區(qū)（列車前方正激波與頭車鼻尖之間的區(qū)域）的范圍逐漸擴(kuò)大，且高壓區(qū)域的壓力值逐漸減小?？梢?，提高初始環(huán)境溫度，可以延緩尾流波系的發(fā)展過程，而加快車前正激波的發(fā)展過程。當(dāng)列車運(yùn)動2 s時，在初始環(huán)境溫度分別為273.15 K、300 K、350 K、400 K的工況下，尾流擾動區(qū)的長度分別為173 m、153 m、118 m、90 m，車前擾動區(qū)的長度分別為190 m、210 m、241 m、274 m，而整個流場擾動區(qū)（含列車旁側(cè)區(qū)域）的長度分別為445 m、444 m、440 m、445 m。

圖9 不同初始環(huán)境溫度下列車周圍空間壓力分布(列車運(yùn)動2 s，單位：Pa)Fig. 9 Pressure distribution around the train at different initial ambient temperatures (t = 2 s,unit: Pa)

2.3 溫度分布變化

圖10給出了列車運(yùn)動2 s時，不同初始環(huán)境溫度下，列車周圍空間溫度分布云圖?？梢钥闯?，隨著初始環(huán)境溫度增大，整個擾動區(qū)的溫度越大。在不同初始環(huán)境溫度下，列車誘發(fā)的空間溫度分布具有相似結(jié)構(gòu)。與壓力分布不同，尾流軸線附近出現(xiàn)局部高溫帶（圖中紅色實(shí)線框圈出）。尾車流線型部分出現(xiàn)邊界層分離而形成脫落渦，局部溫度會降低，但由于尾車鼻尖附近產(chǎn)生的斜激波使得局部溫度會升高，因此，尾車鼻尖附近區(qū)域的溫度相對于尾流其它區(qū)域的溫度更高。

圖10 不同初始環(huán)境溫度下列車周圍空間溫度分布(列車運(yùn)動2 s，單位：K)Fig. 10 Temperature distribution around the train at different initial ambient temperatures (t = 2 s,unit: K)

為了分析溫度對空氣物質(zhì)屬性的影響，以初始環(huán)境溫度273.15 K為例，圖11、圖12分別給出了列車運(yùn)動2 s時，尾流動力黏度、熱導(dǎo)率的分布。可以看出，氣流動力黏度、熱導(dǎo)率的分布與溫度分布保持一致，溫度對空氣物質(zhì)屬性影響十分明顯。在尾流高溫帶中，層流黏度、熱導(dǎo)率較大，且湍流黏度、有效熱導(dǎo)率（熱導(dǎo)率與湍流熱導(dǎo)率之和）也較大。

圖11 尾流動力黏度分布(列車運(yùn)動2 s，單位：N·s/m2)Fig. 11 Dynamic viscosity distribution in the wake region(t = 2 s,unit: N·s/m2)

圖12 尾流熱導(dǎo)率分布(列車運(yùn)動2 s，單位：W/(m·K))Fig. 12 Thermal conductivity distribution in the wake region(t = 2 s,unit: W/(m·K))

2.4 尾流變化

為監(jiān)測尾流隨時間的變化情況，圖13給出了尾流區(qū)4個監(jiān)測點(diǎn)的布置示意圖。各監(jiān)測點(diǎn)間隔H/2，監(jiān)測點(diǎn)1剛好位于尾車鼻尖附近，且監(jiān)測點(diǎn)1、2處于脫落渦作用范圍內(nèi)。監(jiān)測點(diǎn)1-3位于對稱軸上方1 mm處。當(dāng)列車運(yùn)動時，監(jiān)測點(diǎn)隨之運(yùn)動，且保持監(jiān)測點(diǎn)與列車的相對位置不變化。

圖13 尾流區(qū)監(jiān)測點(diǎn)布置示意圖Fig. 13 Schematic diagram of the monitoring point layout in the wake region

圖14給出了不同初始環(huán)境溫度下，各監(jiān)測點(diǎn)溫度隨列車運(yùn)動時間的變化曲線。當(dāng)列車運(yùn)動1 s時，各監(jiān)測點(diǎn)溫度變化開始趨于穩(wěn)定的小幅度波動。由于監(jiān)測點(diǎn)1、2處于脫落渦作用范圍，其波動幅度較大。此外，在不同初始環(huán)境溫度下，各監(jiān)測點(diǎn)溫度變化趨勢一致，由于監(jiān)測點(diǎn)1-3處于尾流高溫帶，在相同時刻，其溫度均比監(jiān)測點(diǎn)4的高，且監(jiān)測點(diǎn)2的溫度最高。

圖14 不同初始環(huán)境溫度下各監(jiān)測點(diǎn)溫度變化Fig. 14 Temperature variation of all the monitoring points at different initial ambient temperatures

表2給出了列車運(yùn)動時間1～2 s內(nèi)，不同初始環(huán)境溫度下各監(jiān)測點(diǎn)溫度波動情況統(tǒng)計(jì)結(jié)果。各監(jiān)測點(diǎn)溫度波動的主頻為甚低頻0.76 Hz，監(jiān)測點(diǎn)2的溫度時均值最大，監(jiān)測點(diǎn)4的溫度時均值最小。監(jiān)測點(diǎn)主頻對應(yīng)的主振幅不超過2 K，說明尾流區(qū)域流場趨于穩(wěn)定。

表2 不同初始環(huán)境溫度下各監(jiān)測點(diǎn)溫度波動信息統(tǒng)計(jì)Table 2 Statistics of the temperature fluctuation for each monitoring point at different initial ambient temperatures

3 結(jié)論

本文借助動網(wǎng)格方法實(shí)現(xiàn)了真空管道高速列車在不同初始環(huán)境溫度下的運(yùn)動過程，研究了初始環(huán)境溫度變化對管內(nèi)流場分布及列車氣動特性的影響，能夠?yàn)槲磥碚婵展艿栏咚倭熊嚨臍鈩釉O(shè)計(jì)提供一定參考。

本文通過分子動理論模型考慮了管內(nèi)氣流的物理屬性變化，氣流溫度增大會導(dǎo)致熱導(dǎo)率與動力粘度增大。不同初始環(huán)境溫度下，氣流熱導(dǎo)率及動力粘度的空間分布結(jié)構(gòu)相似。初始環(huán)境溫度變化會導(dǎo)致管內(nèi)列車表面壓力、溫度、列車阻力等參數(shù)的明顯變化。隨著初始環(huán)境溫度增大，在同一時刻，頭車阻力值減小，尾車阻力值增大，而中間車阻力值幾乎不變，整車阻力值減小。隨著初始環(huán)境溫度增大，列車表面壓力最大值最小值均減小，列車表面溫度最大值增大，但溫度最小值變化不具有單調(diào)性。通過頻域數(shù)據(jù)分析，不同初始環(huán)境溫度對尾渦脫落頻率幾乎無影響，且溫度波動的主頻很低，這可能是由本文采用幾何較為簡單的軸對稱列車模型造成的。

伴隨著列車運(yùn)動，其周圍空氣受到強(qiáng)烈擾動，擾動區(qū)域范圍隨著列車運(yùn)動而不斷擴(kuò)大。與Bao等[27]三維列車模型的計(jì)算結(jié)果類似，尾流擾動區(qū)范圍隨著初始環(huán)境溫度增大而縮小，同時本文還發(fā)現(xiàn)了車前擾動區(qū)范圍隨初始環(huán)境溫度增大而擴(kuò)大，整個流場擾動區(qū)的長度變化不大。

本文只是初步研究不同初始環(huán)境溫度對管內(nèi)氣動特性的影響，文中幾何較為簡單且僅考慮了管內(nèi)對流傳熱過程。偏向?qū)嶋H工程應(yīng)用的三維列車模型及管內(nèi)輻射傳熱過程有待被進(jìn)一步研究。