高速列車底部結(jié)構(gòu)參數(shù)對氣動阻力作用規(guī)律

楊志剛， 毛 懋， 陳 羽

(1. 同濟大學(xué) 上海地面交通工具風(fēng)洞中心， 上海 201804;2. 同濟大學(xué) 上海市地面交通工具空氣動力學(xué)與熱環(huán)境模擬重點試驗室， 上海 201804; 3. 北京民用飛機技術(shù)研究中心， 北京 102211)

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(shè)施[1].當(dāng)列車運行速度達到300 km·h-1時，氣動阻力占運行總阻力的85%以上[2-3].隨著車速的提高和我國高速鐵路運營里程的不斷增加，高速列車的節(jié)能環(huán)保運行是車輛設(shè)計時面臨的重要問題.

高速列車空氣動力學(xué)的特點是大長細比、近地運行、底部結(jié)構(gòu)復(fù)雜和高雷諾數(shù)的流動[4].列車在300 km·h-1運行時，8節(jié)編組列車，壓差阻力與黏性阻力分別占到75%和25%[5].高速列車黏性阻力與車體表面積成正比，在編組長度和乘員空間要求下，減小列車的黏性阻力困難.高速列車底部的轉(zhuǎn)向架區(qū)域氣動阻力占8車氣動總阻力的27.4%[5]，且其主要為壓差阻力，Baker[6]指出當(dāng)?shù)亓鲃咏Y(jié)構(gòu)極為復(fù)雜，是高速列車氣動減阻的重點.Ido等[7]通過風(fēng)洞試驗發(fā)現(xiàn)列車底部的流速對底部結(jié)構(gòu)外形非常敏感.鄭循皓等[8]通過數(shù)值方法研究了頭、尾車末端裙板和外側(cè)導(dǎo)流結(jié)構(gòu)對轉(zhuǎn)向架氣動阻力的影響，指出適當(dāng)改進底部結(jié)構(gòu)有利于減小轉(zhuǎn)向架的氣動阻力.楊志剛等[9]分析了裙板對三車編組高速列車氣動阻力的影響，表明在頭、尾車一位端安裝裙板對列車氣動減阻最有效.黃志祥[10]通過風(fēng)洞試驗指出車底轉(zhuǎn)向架周圍的空腔間隙越小，有利于減小列車氣動阻力.陳羽[11]等研究了轉(zhuǎn)向架艙前后導(dǎo)流板對列車氣動阻力影響規(guī)律，表明不同形式底部導(dǎo)流板的列車總阻力相差可達20%，直式導(dǎo)流板對降低全車氣動阻力的效果最好.Niu[12]采用數(shù)值方法研究了排障器形狀對三車阻力的影響，在無側(cè)風(fēng)工況下可減阻9.59%.Zhang[13]研究了CRH2型高速列車轉(zhuǎn)向架艙前后導(dǎo)流板的傾角獨立變化對氣動阻力的影響.上述研究多針對列車底部單一結(jié)構(gòu)外形參數(shù)對氣動阻力的影響進行分析，缺少底部結(jié)構(gòu)多參數(shù)對高速列車氣動阻力的影響規(guī)律研究.

為了得到高速列車底部結(jié)構(gòu)主要參數(shù)對氣動阻力的作用規(guī)律，對高速列車底部結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)向架艙長度、裙板高度、轉(zhuǎn)向架艙前緣倒角、后緣倒角，排障器高度、水平曲率、寬度進行樣條曲線參數(shù)化建模，采用拉丁超立方數(shù)值實驗方法，通過計算流體力學(xué)方法求解得到了底部結(jié)構(gòu)參數(shù)對高速列車氣動總阻力和頭、中、尾各節(jié)車氣動阻力的作用規(guī)律，分析了底部結(jié)構(gòu)參數(shù)、流動和氣動阻力之間的關(guān)系，研究為高速列車底部結(jié)構(gòu)參數(shù)的全局氣動阻力優(yōu)化設(shè)計提供參考.

1 參數(shù)化模型

1.1 列車模型

建立了1∶8縮比的3節(jié)編組高速列車參數(shù)化模型.模型包含頭車、中間車、尾車，其中頭、尾車幾何外形一致.高速列車模型L×W×H為9 567 mm×408 mm×488 mm.模型包括排障器、轉(zhuǎn)向架艙、轉(zhuǎn)向架、車輛連接處，簡化了受電弓、雨刮等車身表面部件.其中頭車、尾車的轉(zhuǎn)向架為動力轉(zhuǎn)向架，中間車為拖車轉(zhuǎn)向架，列車及轉(zhuǎn)向架模型如圖1所示.轉(zhuǎn)向架艙由艙前壁A面、艙頂壁B面、艙后壁C面、艙內(nèi)兩側(cè)D面組成，如圖1d所示.

1.2 底部結(jié)構(gòu)參數(shù)化列車建模

本文中定義的底部結(jié)構(gòu)包括3個部分：轉(zhuǎn)向架艙、轉(zhuǎn)向架(含輪對)和排障器.由于轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)和功能的復(fù)雜性，不對它做幾何外形改變，參數(shù)化建模針對轉(zhuǎn)向架艙和排障器進行.使用基于樣條曲線的建模方法，對轉(zhuǎn)向架艙和排障器設(shè)計了7參數(shù)變量，并保證車體斷面形狀不變，如圖2所示.

b 排障器參數(shù)

轉(zhuǎn)向架艙的4個參數(shù)包括：轉(zhuǎn)向架艙長度l、裙板高度h1、轉(zhuǎn)向架艙前緣倒角Rf、轉(zhuǎn)向架艙后緣倒角Rr；排障器的3個參數(shù)包括：排障器厚度h2、排障器水平曲率控制控制點Rco、排障器寬度Wco.

轉(zhuǎn)向架艙長度l的變化范圍參考我國即有的高速列車轉(zhuǎn)向架艙尺寸，裙板高度變化范圍從無裙板到全覆蓋裙板，排障器底部距離軌面17 mm以上(1∶8模型)，排障器寬度小于車體寬度，水平曲率控制點不超過鼻尖位置，如表1所示.

表1 參數(shù)變化范圍

1.3 基于拉丁超立方的數(shù)值實驗設(shè)計

底部結(jié)構(gòu)包含7個變量參數(shù)，取值范圍較大且每個參數(shù)至少需要3水平，如果全部考慮7個參數(shù)的所有水平(即全因子法)，需要計算的仿真次數(shù)至少為2 187，需要消耗大量計算資源.

拉丁超立方抽樣是一種從多元參數(shù)分布中近似隨機抽樣的方法，屬于分層抽樣技術(shù)，常用于計算機實驗或蒙特卡洛積分.Mckay等[14]人于1979年提出了拉丁超立方抽樣，原理是：首先假設(shè)樣本空間S有K個變量，則變量記為x1，…，xk；其次確定模擬次數(shù)N，則對于變量xi(i=1，…，K)，其樣本空間被分割為N個互不重疊的子區(qū)間，每個子區(qū)間內(nèi)進行等概率的隨機抽樣；最后，每個樣本由一組xij(i=1，…，K,j=1，…，N)組成，其形式為Xi=[xi1，…，xiN](i=1，…，K).

1981年，Iman等[15]進一步發(fā)展了該方法.該方法把每個因子的設(shè)計空間均勻劃分，選取好點后再將每個因子的水平隨機組合，以此來定義設(shè)計矩陣的樣本點.改進方法的優(yōu)點是試驗次數(shù)大于因子數(shù)即可，在樣本空間可以做到均勻取點.該方法較好給出各個因素的相關(guān)性系數(shù)，得到參數(shù)對氣動阻力的作用規(guī)律[16].對于本文，設(shè)計變化參數(shù)K=7，設(shè)計模擬次數(shù)N=20.利用Isight軟件的DOE實驗設(shè)計模塊，對表1所示樣本空間抽取了20個樣本組合.試驗設(shè)計表如下所示，加上基礎(chǔ)樣本點0，共計21個樣本點，試驗設(shè)計見表2：

2 數(shù)值方法

2.1 計算方法

采用商業(yè)軟件FLUENT進行空氣動力學(xué)計算.列車運行速度為250 km·h-1，對應(yīng)馬赫數(shù)為0.204，作為不可壓縮流體進行求解.使用SIMPLE算法求解方程，先使用1階迎風(fēng)格式計算，再換用2階迎風(fēng)格式進行迭代.由于轉(zhuǎn)向架區(qū)域空腔和尾跡的非定常渦脫落，使得列車阻力系數(shù)無法收斂到一個穩(wěn)定的定常解，在迭代達到一定值時，氣動阻力系數(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列車氣動阻力系數(shù).

表2 高速列車底部結(jié)構(gòu)參數(shù)化試驗設(shè)計表

計算域和計算網(wǎng)格如圖3a和3b所示，其大小為：入口距離頭車鼻尖1L、出口距離尾車鼻尖2L、兩側(cè)距離車體中心線0.5L、高度10H.計算域兩側(cè)以及上邊界設(shè)為無反射對稱邊界條件，入口為速度入口，采用均勻來流，計算域出口設(shè)為壓力出口，車體及轉(zhuǎn)向架表面均為無滑移固壁邊界，采用移動地面邊界條件來模擬真實列車與地面的相對運動，地面移動速度與入口速度相等.采用三角形面網(wǎng)格和四面體網(wǎng)格，體網(wǎng)格數(shù)約為1 600萬.湍流模型采用了可實現(xiàn)的k-ε兩方程湍流模型，同時配合使用非平衡壁面函數(shù)，其考慮了壓力梯度效應(yīng)，可以較好地反映分離、再附著等問題[17].在車體與地面劃分了邊界層網(wǎng)格，邊界層第1層高度為1 mm，共5層，增長率1.15.計算得到車體表面平均y+為35，符合非平衡壁面函數(shù)的要求，車體邊界層網(wǎng)格如圖3 c所示.

2.2 計算方法驗證

在同濟大學(xué)上海地面交通工具風(fēng)洞中心進行1∶8縮比CRH3型列車空氣動力學(xué)試驗，如圖4所示.試驗中均勻來流，風(fēng)速從120 km·h-1～250km·h-1，試驗中地面為靜止地面，來流湍流強度為0.5%，測力的天平為盒式天平，內(nèi)置安裝在3節(jié)列車模型的重心位置.天平上表面為受力感應(yīng)面，通過應(yīng)力應(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路電子掃描閥獲得.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.上述系數(shù)定義如下：

(1)

(2)

式中:ρ為空氣密度，試驗中來流Ma數(shù)小于0.3，故取1.225 kg·m-3；v為來流速度；A為參考面積，試驗中取A=0.181 m2；p0為大氣壓，環(huán)境溫度約為20℃；大氣壓取101 325 Pa；p為絕對壓力值；Fd為氣動阻力.

圖3 計算域和計算網(wǎng)格

圖4 風(fēng)洞試驗布置

采用與2.1節(jié)相同的計算方法建立CRH3型高速列車數(shù)值計算模型，地面為固定壁面邊界條件，風(fēng)速與試驗中250 km·h-1工況一致.研究了計算精度與網(wǎng)格數(shù)量的關(guān)系，表3給出了不同網(wǎng)格密度(888萬、1 200萬、1 600萬、2 600萬和3 200萬)的算例與風(fēng)洞實驗結(jié)果的對比，1 600萬網(wǎng)格總阻力系數(shù)與2 600萬、3 200萬網(wǎng)格的計算偏差分別為3.6%、4.2%，與試驗結(jié)果偏差為1%.圖5給出了不同網(wǎng)格數(shù)下頭、中、尾三車的阻力分布，各節(jié)車阻力系數(shù)分布規(guī)律一致，頭、中、尾三車1 600萬網(wǎng)格與2 600萬、3 200萬網(wǎng)格的計算偏差分別為2.6%、1.6%，6.8%、8.4%，6.0%、4.0%.圖6給出了1 600萬網(wǎng)格下頭車車體上表面對稱中截面靜壓系數(shù)對比，表面靜壓系數(shù)分布與風(fēng)洞試驗測得趨勢一致.因此考慮計算精度及計算資源，本文參數(shù)化模型數(shù)值計算均采用1 600萬網(wǎng)格進行計算與分析.

表3 氣動阻力計算與試驗對比

圖5 氣動阻力系數(shù)

圖6 試驗與計算表面壓力系數(shù)對比

3 底部結(jié)構(gòu)參數(shù)對阻力影響規(guī)律

通過數(shù)值計算，得到了21個樣本點的各節(jié)車和三車總氣動阻力系數(shù)，如表4所示.阻力系數(shù)定義見式(1)，其中參考面積為各個樣本點模型的正投影面積.三車的總阻力系數(shù)變化范圍為0.317～0.435，極差值為0.118，列車底部結(jié)構(gòu)參數(shù)對三車氣動阻力有重要影響，最小樣本點S2、S18比最大樣本點S16的阻力系數(shù)減小了27.1%.

底部結(jié)構(gòu)參數(shù)對頭、中間、尾車的氣動阻力影響極差值分別為0.080、0.038和0.026，即底部結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響阻力系數(shù)絕對值：頭車>中間車>尾車，分別比最大樣本點減小了37%、39%和22%.由于中間車不存在類似頭、尾車外形的壓差阻力，底部結(jié)構(gòu)參數(shù)對氣動阻力影響比例最大的是中間車.

表4 樣本點阻力系數(shù)

3.1 底部結(jié)構(gòu)參數(shù)對三車阻力的作用規(guī)律

將高速列車三車總阻力分為車體和底部結(jié)構(gòu)阻力兩部分.其中底部結(jié)構(gòu)的氣動阻力包括排障器、轉(zhuǎn)向架、轉(zhuǎn)向架艙三部分的氣動阻力.除上述底部結(jié)構(gòu)外的均為車體部分.

圖7給出樣本點的車體和底部結(jié)構(gòu)阻力系數(shù)柱狀堆積圖，坐標(biāo)橫軸按氣動總阻力由小到大的順序排列，如S18代表樣本點18.拉丁超立方分布的21個樣本點車體阻力系數(shù)在0.204～0.218之間，車體阻力系數(shù)極差值為0.014.三車編組的底部結(jié)構(gòu)阻力系數(shù)在0.105～0.221之間，底部結(jié)構(gòu)氣動阻力系數(shù)極差值為0.116.底部結(jié)構(gòu)氣動阻力系數(shù)極差值比車體氣動阻力系數(shù)極差值大一個數(shù)量級.底部結(jié)構(gòu)的氣動阻力壓差阻力絕對主導(dǎo)，占比在97.8%以上.

圖7 三車車體與底部結(jié)構(gòu)阻力系數(shù)

同時，圖8給出底部結(jié)構(gòu)中排障器、轉(zhuǎn)向架艙和轉(zhuǎn)向架三個部件的氣動阻力系數(shù).橫坐標(biāo)排序為各樣本點的底部結(jié)構(gòu)氣動阻力系數(shù)由大到小排列.列車底部結(jié)構(gòu)的阻力最小的5個樣本點為S18、S2、S20、S19、S13，與三車氣動阻力最小的5個樣本點一致；底部結(jié)構(gòu)阻力最大的5個樣本點有S4、S14、S3、S16、S1，除S4外其余均為三車氣動阻力最大樣本點，且S4的三車總阻力在所有樣本點也為高阻力車體.由上述可知，底部結(jié)構(gòu)參數(shù)主要影響底部結(jié)構(gòu)自身的氣動阻力，進而決定了三車氣動阻力值的大小.

由圖8還可知，三車氣動阻力最小的5個樣本點中，排障器阻力系數(shù)平均值為0.027，占底部結(jié)構(gòu)阻力比例平均為22.3%；阻力最大的5個樣本點，排障器阻力系數(shù)平均值為0.012，占底部結(jié)構(gòu)阻力比例平均為6.0%.表明三車編組的低氣動阻力車體中，排障器的氣動阻力值和其在底部結(jié)構(gòu)中的占比大于高氣動阻力車體.

圖8 三車底部結(jié)構(gòu)阻力系數(shù)

為研究底部結(jié)構(gòu)各參數(shù)對三車氣動阻力的影響相關(guān)性，給出各參數(shù)的對整車阻力的相關(guān)系數(shù)，如下圖9所示.對于優(yōu)化拉丁超立方樣本點分布，其為非正態(tài)分布，采用Spearman的秩相關(guān)系數(shù)來評估，該相關(guān)系數(shù)絕對值的大小排序僅代表了底部結(jié)構(gòu)各個參數(shù)影響的重要程度，相關(guān)系數(shù)的取值范圍[-1,1]，相關(guān)系數(shù)為負(fù)即負(fù)相關(guān)，表示隨著參數(shù)數(shù)值增加氣動阻力減小，相關(guān)系數(shù)為正即正相關(guān)，表示隨著參數(shù)數(shù)值增大氣動阻力系數(shù)增加.其數(shù)值大小不具有含義[18]，其定義如下：

(3)

對于三車編組的氣動總阻力系數(shù)，裙板高度、排障器厚度、轉(zhuǎn)向架艙后緣倒角、排障器寬度和過度形式、轉(zhuǎn)向架艙長度這6個參數(shù)均為負(fù)相關(guān)，轉(zhuǎn)向架艙前緣倒角為正相關(guān).7個底部結(jié)構(gòu)設(shè)計參數(shù)對三車氣動阻力影響的重要程度排序依次為：裙板高度>排障器厚度>轉(zhuǎn)向架艙前緣倒角>轉(zhuǎn)向架艙后緣倒角>排障器寬度>排障器水平曲率>轉(zhuǎn)向架艙長度.

圖9 底部參數(shù)與三車氣動阻力相關(guān)系數(shù)

3.2 底部參數(shù)對各節(jié)車氣動阻力作用規(guī)律

3.2.1底部結(jié)構(gòu)參數(shù)對頭車阻力作用規(guī)律

圖10給出頭車的車體與底部結(jié)構(gòu)氣動阻力柱狀堆積圖.頭車車體氣動阻力變化范圍0.071～0.095，阻力差值為0.024，底部結(jié)構(gòu)的氣動阻力變化范圍0.060～0.120，極差值為0.060.底部結(jié)構(gòu)氣動阻力系數(shù)極差值是車體的2.5倍.

圖10 頭車車體與底部結(jié)構(gòu)阻力分布

圖11給出了頭車底部結(jié)構(gòu)部件的氣動阻力系數(shù).頭車底部結(jié)構(gòu)參數(shù)影響底部結(jié)構(gòu)自身的阻力系數(shù)，進而影響頭車總阻力系數(shù).對于頭車氣動阻力最小的5個樣本點中，排障器阻力系數(shù)平均值為0.021，占底部結(jié)構(gòu)阻力比例平均為31.4%；阻力最大的5個樣本點，排障器阻力系數(shù)平均值為0.009，占底部結(jié)構(gòu)阻力比例平均為8.7%.表明頭車的低氣動阻力車體中，排障器的氣動阻力值和其在底部結(jié)構(gòu)中的占比遠大于高氣動阻力車體.

圖11 頭車底部結(jié)構(gòu)阻力分布

根據(jù)式(3)得到頭車氣動阻力的秩相關(guān)系數(shù)，如圖12所示.排障器厚度、裙板高度、轉(zhuǎn)向架艙后緣倒角、排障器寬度和水平曲率這5個參數(shù)為負(fù)相關(guān)，轉(zhuǎn)向架艙長度和前緣倒角為正相關(guān).底部結(jié)構(gòu)參數(shù)對頭車氣動阻力影響的重要程度排序依次為：排障器厚度>裙板高度>轉(zhuǎn)向架艙后緣倒角>轉(zhuǎn)向架艙前緣倒角>轉(zhuǎn)向架艙長度>排障器水平曲率>排障器寬度.上述結(jié)果表明：底部結(jié)構(gòu)參數(shù)對頭車氣動阻力影響排序與其對三車氣動阻力的不同.

圖12 底部結(jié)構(gòu)參數(shù)與頭車阻力相關(guān)系數(shù)

3.2.2底部結(jié)構(gòu)參數(shù)對中間車阻力作用規(guī)律

圖13給出中間車的車體和底部結(jié)構(gòu)阻力系數(shù)柱狀堆積圖.中間車車體阻力系數(shù)在0.037～0.048之間，車體阻力系數(shù)極差值為0.011.底部結(jié)構(gòu)阻力系數(shù)在0.015～0.055之間，底部結(jié)構(gòu)氣動阻力系數(shù)極差值為0.040.底部結(jié)構(gòu)氣動阻力系數(shù)極差值為車體的3.6倍.圖14給出底部結(jié)構(gòu)中轉(zhuǎn)向架艙、轉(zhuǎn)向架兩個部件的氣動阻力系數(shù).底部結(jié)構(gòu)阻力最大的樣本點，中間車總阻力也為最大值.

圖13 中間車車體與底部結(jié)構(gòu)阻力

圖14 中間車底部結(jié)構(gòu)阻力分布

相關(guān)系數(shù)如圖15所示，排障器厚度、裙板高度、轉(zhuǎn)向架艙后緣倒角、排障器寬度、水平曲率和轉(zhuǎn)向架艙長度這6個參數(shù)均為負(fù)相關(guān)，前緣倒角為正相關(guān).由于頭車排障器影響中間車底部氣流狀態(tài)，所以排障器對中間車阻力也有影響.底部結(jié)構(gòu)參數(shù)對中間車氣動阻力影響的排序依次為：裙板高度>轉(zhuǎn)向架艙前緣倒角>排障器寬度>轉(zhuǎn)向架艙后緣倒角>轉(zhuǎn)向架艙長度>排障器厚度>排障器水平曲率.中間車底部結(jié)構(gòu)參數(shù)影響的排序不同于頭車.

圖15 底部參數(shù)與中間車阻力相關(guān)系數(shù)

Fig.15 Correlation coefficients between underbody parameters and aerodynamic drag of middle car

3.2.3底部結(jié)構(gòu)參數(shù)對尾車阻力作用規(guī)律

圖16給出尾車的車體和底部結(jié)構(gòu)阻力系數(shù)柱狀堆積圖.尾車車體阻力系數(shù)在0.078～0.095之間，車體阻力系數(shù)極差值為0.017.尾車的底部結(jié)構(gòu)阻力系數(shù)在0.024～0.061之間，樣本點底部結(jié)構(gòu)氣動阻力系數(shù)極差值為0.037.

圖16 尾車車體與底部結(jié)構(gòu)阻力占比

圖17分別給出尾車轉(zhuǎn)向架、轉(zhuǎn)向架艙、排障器的氣動阻力系數(shù).底部結(jié)構(gòu)阻力仍然影響了尾車的阻力系數(shù).各個樣本點的排障器阻力系數(shù)平均值為0.004，遠小于頭車排障器.

圖17 尾車底部結(jié)構(gòu)阻力分布

底部參數(shù)與尾車氣動阻力的相關(guān)系數(shù)如圖18所示，其中排障器寬度、水平曲線控制點、轉(zhuǎn)向架艙長度為負(fù)相關(guān)，排障器厚度、轉(zhuǎn)向架艙后緣倒角、前緣倒角為正相關(guān).參數(shù)影響阻力的排序依次為：裙板高度>轉(zhuǎn)向架艙前緣倒角>轉(zhuǎn)向架艙長度>排障器寬度>排障器水平曲率>排障器厚度>轉(zhuǎn)向架艙后緣倒角.可以看到，尾車裙板高度高負(fù)相關(guān)，前緣倒角高正相關(guān)，與中間車的結(jié)論一致.排障器參數(shù)相關(guān)系數(shù)排序靠后，由于頭、尾車對稱設(shè)計，雖然尾車外形與頭車一致，但是底部結(jié)構(gòu)參數(shù)對氣動阻力的影響規(guī)律與頭車不同.

3.3 底部結(jié)構(gòu)參數(shù)對流場影響分析

將氣動阻力系數(shù)最大和最小的各5個樣本點分別定義為高阻力和低阻力樣本點.低阻力樣本點為：

圖18 底部參數(shù)與尾車阻力相關(guān)系數(shù)

S18、S2、S20、S19、S13；高阻力樣本點為：S16、S1、S14、S3、S10.圖19為高速列車離地間隙1/2高度時兩組樣本點列車底部X方向速度分布，低氣動阻力樣本點速度曲線為實線，高氣動阻力樣本點的速度曲線為虛線.

由圖19可知，高氣動阻力樣本底部流速均明顯高于低阻力樣本點.列車底部結(jié)構(gòu)氣動阻力是轉(zhuǎn)向架艙、轉(zhuǎn)向架、排障器相互影響的結(jié)果，由于底部參數(shù)改變導(dǎo)致底部平均流速變化，低阻力樣本點列車底部處于更低的來流之中，因此來流動壓減小，轉(zhuǎn)向架和轉(zhuǎn)向架艙的滯止壓力降低.上述原因是決定三車總氣動阻力的主要因素.

圖19 高阻力與低阻力樣本點列車底部X方向速度對比

圖20給出高阻力和低阻力三車中部車體下方速度型分布，頭車底部高阻力車體較低阻力車體流速平均大20 m·s-1，與Zhang[13]研究底部導(dǎo)流板對列車底部流速的影響規(guī)律相似.隨著流動向下游發(fā)展，高阻力車體與低阻力車體底部流速差減小，在中間車中部兩者平均差值為12 m·s-1，在尾車中部平均差值為4 m·s-1.上述流場結(jié)構(gòu)差異使得頭車的氣動阻力極差值大于中間車和尾車.

圖20 列車底部X方向速度分布

Fig.20Xvelocity profile underneath train body

對于頭車的底部結(jié)構(gòu)參數(shù)，排障器厚度最重要的影響參數(shù).圖21給出排障器差異最大的兩個樣本點S8和S15，對比分析頭車排障器對流場的影響原因.氣流在經(jīng)過頭車底部時，由于S15排障器厚度的增加，排障器與地面間隙減小，列車底部流動平均速度降低，轉(zhuǎn)向架前方來流速度減小，來流動壓減小使得轉(zhuǎn)向架上滯止壓力降低，底部結(jié)構(gòu)氣動阻力減小.

圖21 S8和S15樣本點頭車底部速度矢量圖

在底部結(jié)構(gòu)參數(shù)中，轉(zhuǎn)向架艙前緣倒角也呈現(xiàn)明顯的正相關(guān)性，且在中間車、尾車中.通過圖22可以看到，較大的前緣倒角使得剪切層上拋對轉(zhuǎn)向架造成氣流沖擊，S13較S18轉(zhuǎn)向架下部流速大5 m·s-1以上，更高的氣流速度使得艙內(nèi)轉(zhuǎn)向架的氣動阻力增加.

a 速度矢量圖

b 速度差值云圖

通過圖23的S6和S18水平截面的速度矢量圖對比，可以看到裙板高度的增加減少了進入轉(zhuǎn)向架艙內(nèi)的氣流，艙內(nèi)的流速降低，減小了轉(zhuǎn)向架和轉(zhuǎn)向架艙的氣動阻力.

圖23 S6和S18頭車轉(zhuǎn)向架艙水平面速度矢量圖

4 結(jié)論

本文對高速列車底部結(jié)構(gòu)進行參數(shù)化，采用拉丁超立方試驗設(shè)計的和計算流體力學(xué)的方法，研究了7個主要底部結(jié)構(gòu)參數(shù)對高速列車氣動阻力的作用規(guī)律，研究結(jié)果表明：

(1) 底部結(jié)構(gòu)參數(shù)主要影響底部結(jié)構(gòu)自身的氣動阻力，進而影響三車氣動阻力值的大小，根據(jù)拉丁超立方數(shù)值試驗得到所有樣本點的三車、頭、中、尾車阻力系數(shù)極差值分別為0.118、0.080、0.038和0.031，最小樣本點較最大樣本點氣動阻力分別減小了27%、37%、39%和22%；

(2) 底部結(jié)構(gòu)參數(shù)對于三車總阻力和各節(jié)車的影響規(guī)律不同，其中三車主要影響參數(shù)為裙板高度>排障器厚度>轉(zhuǎn)向架艙前緣倒角；頭車主要影響參數(shù)為排障器厚度>裙板高度>轉(zhuǎn)向架艙后緣倒角；中間車主要影響參數(shù)為裙板高度>轉(zhuǎn)向架艙前緣倒角；尾車主要影響參數(shù)為裙板高度>轉(zhuǎn)向架艙前緣倒角>轉(zhuǎn)向架艙長度，有必要考慮針對頭、中、尾三車底部結(jié)構(gòu)分別進行氣動設(shè)計，以達到最優(yōu)減阻效果；

(3) 列車底部結(jié)構(gòu)參數(shù)主要通過改變列車底部來流速度來影響列車底部結(jié)構(gòu)氣動阻力，進而作用影響三車氣動阻力.