高速列車底部導流板的氣動減阻特性研究

姜琛 ，龍金蘭 ，高廣軍 ?，苗秀娟

（1.中南大學 軌道交通安全教育部重點實驗室，湖南 長沙 410075；2.軌道交通安全關鍵技術國際合作聯(lián)合實驗室，湖南 長沙 410075；3.中南大學軌道交通列車安全保障技術國家地方聯(lián)合工程研究中心，湖南 長沙 410075；4.工程車輛安全性設計與可靠性技術湖南省重點實驗室，湖南 長沙 410114；5.長沙理工大學 汽車與機械工程學院，湖南 長沙 410114）

近年來隨著各國高速列車技術的進步，列車速度進一步提高，多國的高速列車已經(jīng)達到350+km/h級別.然而隨著高鐵運行速度的提高，運行阻力的問題也越來越突出，其中氣動阻力占據(jù)著主導地位［1］.研究表明，當運行速度為300 km/h 時，氣動阻力占列車運行總阻力的85%以上［2-3］；同時CRH3C 型高速列車每百千米能耗達4 610.74 kW·h，其中60%以上的能耗由列車牽引引起，牽引能耗的80%由氣動阻力引起［4］.因此，減少高速列車氣動阻力對高鐵系統(tǒng)節(jié)能降耗，實現(xiàn)“碳達峰”、“碳中和”有重要意義.

此前，列車主要的減阻方式是頭型的流線化設計和局部結構的平順化.大量學者通過代理模型和遺傳算法對列車頭型進行優(yōu)化［5-9］，并取得了良好的減阻效果.此外，部分學者通過研究轉向架位置［10］、Jacobs 轉向架［11］、轉向架底部結構參數(shù)［12］以及受電弓桿件［13］等局部設計方法，一定程度上降低了列車運行阻力.然而，列車底部流場復雜，且轉向架等功能性部件限制了車身上傳統(tǒng)的減阻手段，因此，底部區(qū)域一直未成為主要減阻研究對象.研究表明，8 車編組的CRH3 型高速列車轉向架阻力約占總阻力的27.4%［14］，在時速450 km 的更高速列車的氣動減阻需求下，不得不在列車底部挖掘減阻潛力.在轉向架功能和限界的制約下，采用導流裝置對列車底部空氣流動疏導是一種可行性高的減阻方案.導流裝置能有效改變流場結構，已經(jīng)在轉向架的防積雪結冰方面有著廣泛應用［15-16］，但在該類裝置起到防積雪作用的同時，大多會提高整車阻力系數(shù).專注于減阻的導流板在高速列車上的應用還較少，段麗麗等［17］探究了在列車尾部安裝橫向、豎向和斜向三種角度導流板，發(fā)現(xiàn)在尾部安裝斜向導流板可以同時降低尾部的氣動阻力和升力.Liu 等［18］探究了在轉向架艙前后不同位置安裝弧形導流板對空氣阻力的影響，發(fā)現(xiàn)僅在頭車1 號轉向架前端安裝導流板，就可達到三車減阻11.99%的效果，但該種結構導流板伸出部分偏薄，實際運行中結構強度難以保證.

上述減阻方法大多對轉向架結構進行簡化，而本文盡可能地保留轉向架外形結構，以更真實地體現(xiàn)安裝導流板前后底部流場的變化.所采用的導流板，結構更簡單、強度更高、易于安裝，減阻效果明顯，具有較高的工程應用價值.

1 控制方程和湍流模型

1.1 基本控制方程

明線運行的高速列車，在馬赫數(shù)不超過0.3 時，數(shù)值計算流場按不可壓縮流考慮.連續(xù)性方程如式（1）所示［19］.

三個方向上的運動方程為：

式中：ui或uj為u、v、w三個坐標上的流場速度分量；xi或xj為x、y、z三個坐標分量；ρ為空氣密度；p為壓力.

1.2 湍流模型

本文考慮到轉向架區(qū)域機械結構的復雜性，需要精確模擬流線彎曲程度較大的流動，而Realizablek-ε湍流模型在已有研究中表現(xiàn)出了對氣動力計算精度高的優(yōu)越性，因此采用Realizablek-ε湍流模型來進行數(shù)值仿真.Realizablek-ε湍流模型中的湍流黏性系數(shù)μt方程為：

式中：μt為湍流黏性系數(shù)；k為湍流動能；ε為湍流耗散率，Cu為湍流常數(shù).

湍流動能k方程為：

湍流耗散率ε方程為：

式中：μ1為層流黏性系數(shù)；C1、C2、σk、σε為經(jīng)驗常數(shù).

2 計算模型

2.1 幾何模型

原始模型采用頭車-中間車-尾車的三車編組CRH380B 型高速列車，主要結構包括車體、轉向架和轉向架艙，如圖1（a）和圖1（b）所示.本文著重關注列車底部的流動情況，因此合理忽略車頂受電弓、車門、車窗等復雜的外部結構，簡化風擋、空調等結構，同時最大限度地保留轉向架的復雜外形，如圖1（c）和圖1（d）所示.三車編組列車總長L=76.525 m，總寬W=3.265 m，總高H=3.890 m.

圖1 高速列車簡化幾何模型Fig.1 Simplified geometric model of high-speed trains

為改善列車底部流動情況，在轉向架艙前后端安裝截面為三角形的導流板.根據(jù)列車運行狀態(tài)選取4 種典型安裝位置進行氣動阻力減阻分析，導流板安裝位置和形狀參數(shù)如圖2 所示，其中，安裝位置1為各車轉向架艙前后端板均安裝導流板；安裝位置2 為各轉向架艙端板僅在雙向開行的來流方向安裝導流板；安裝位置3 為僅在頭車和尾車的雙向開行來流方向轉向架艙端板安裝導流板；安裝位置4 僅在頭車來流側轉向架艙端板安裝導流板.為滿足車輛限界，以保證行車安全，導流板高度極限以齒輪箱底部到列車底部之間的高度差Δh來決定.本文模型中，Δh=145 mm，故導流板最大高度選取為140 mm.

圖2 導流板安裝位置與形狀參數(shù)Fig.2 Deflector installation positions and shape parameters

2.2 計算域與邊界條件

取列車高度H為特征長度，進行CRH380B 型高速列車明線運行氣動特性的數(shù)值模擬，計算域如圖3所示（未按比例繪制）.采取列車靜止不動，給定與列車運行速度數(shù)值相同、方向相反的來流模擬列車在空氣中高速運行.設置如圖3 所示的計算域與邊界條件，其中速度入口給定流速為83.33 m/s的來流，滑移壁面給定與來流流速相同的滑移速度.

圖3 計算域與邊界條件Fig.3 Computational domain and boundary conditions

2.3 網(wǎng)格劃分與無關性驗證

采用切割體網(wǎng)格對計算區(qū)域進行網(wǎng)格劃分，計算區(qū)域網(wǎng)格如圖4 所示.車體與轉向架的最小網(wǎng)格尺寸分別設置為10 mm 和5 mm，同時為了使y+滿足30～300 的要求，根據(jù)y+計算器設置8 層棱柱層，棱柱層增長率為1.2，并控制第一層棱柱層厚度為1 mm.車體周圍和底部流場情況復雜，故對列車周圍和底部分別設置加密區(qū)進行網(wǎng)格加密，加密區(qū)域如圖3 所示.仿真計算在STAR-CCM+軟件中進行，近壁面處采用兩層全y+壁面處理函數(shù)控制求解，進行5 000 步迭代計算，取殘差穩(wěn)定到10-5時的結果進行對比.

圖4 計算區(qū)域網(wǎng)格Fig.4 Grid of the computational domain

網(wǎng)格疏密程度對計算結果有著重要影響，為使計算結果盡量準確，同時兼顧計算經(jīng)濟性，需要進行網(wǎng)格無關性驗證.本文劃分了粗糙、中等和精細三種網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量分別約為1 234 萬、2 670 萬和4 048萬.采用阻力系數(shù)（Cd）與無量綱速度（U）為評價指標，分別定義為：

式中：Fd為運行阻力；Uinf為列車運行速度；S為列車的投影面積，此處取11.51 m2；u、v和w分別為x、y、z方向上的速度.

圖5 展示在y=0 截面上，距離轉向架1 和轉向架6 中心各0.4H，z=0～1 m 上三種網(wǎng)格的無量綱速度U曲線.可以看出，中等網(wǎng)格與精細網(wǎng)格曲線基本重合，而粗糙網(wǎng)格與兩者的偏差較大，特別是在轉向架6上.

圖5 y=0截面上頭車與尾車轉向架區(qū)域的無量綱速度Fig.5 The dimensionless velocity in the bogie area of the head car and the tail car on plane of y=0

表1 所示為三種網(wǎng)格的阻力及阻力系數(shù)，可以看出，粗糙網(wǎng)格阻力系數(shù)相對于精細網(wǎng)格誤差為3.44%，而中等網(wǎng)格相對于精細網(wǎng)格的誤差僅為0.58%.結合無量綱速度曲線和和阻力系數(shù)誤差，綜合計算的經(jīng)濟性與準確性，選取中等網(wǎng)格進行后續(xù)計算.

表1 三種網(wǎng)格阻力及阻力系數(shù)Tab.1 Drag and drag coefficient of the three grids

3 計算結果與分析

3.1 導流板安裝位置對空氣阻力的影響

表2 對比了導流板的不同安裝位置對空氣阻力的影響，發(fā)現(xiàn)在導流板安裝位置1 時，雖然轉向架上的阻力減小最多，但車體和轉向架艙上的阻力也增加得最多，整車減阻效果較差.綜合來看，在導流板安裝位置2 的減阻效果最好，可達7.08%.同時可以發(fā)現(xiàn)，安裝位置4的減阻率僅比安裝位置2少0.02%，理論上可以使用此種安裝方式，但考慮到在實際運行的8 車編組乃至更長編組的列車中，中間車對空氣阻力的影響將會更顯著，僅在頭車安裝導流板將無法滿足要求，因此安裝位置2 更契合實際運行情況下的減阻需求.

表2 不同安裝位置導流板下的空氣阻力Tab.2 Aerodynamic drag under the deflector at different installation positions

圖6 對比了y=0 截面上4 種位置導流板對轉向架1～轉向架3 區(qū)域內壓力與流場的影響.可以看出，在轉向架1 區(qū)域內，4 種安裝位置的壓力分布與流場情況大致相同：由于導流板的阻擋作用，除了導流板和轉向架艙后端板外，轉向架區(qū)域呈現(xiàn)出大范圍的負壓區(qū)，流場較為均勻，流速平緩；在轉向架中部構架下方由于空間縮小，氣流被壓縮形成了漩渦；在轉向架艙后端板處，安裝位置1的氣流受到后導流板的阻擋，一部分回流到轉向架區(qū)域構架處，一部分在轉向架艙后方形成漩渦，其余三種安裝位置的回流的氣流減少.轉向架2 區(qū)域內流場情況大致與轉向架1相同，但由于轉向架艙2后端板沒有與轉向架艙1類似的垂直部分，因此沒有漩渦形成.在轉向架3 區(qū)域內，位置1安裝和位置2安裝的轉向架艙前端氣流受到導流板和制動盤的擠壓，流線形成漩渦，而位置3安裝和位置4安裝上的轉向架區(qū)域流場較為均勻.

圖6 y=0截面上轉向架速度流線Fig.6 Streamlines on the bogie region at the plane of y=0

3.2 導流板角度對空氣阻力的影響

如表3 所示，5 種角度的導流板均有減阻效果.安裝導流板后，轉向架艙與車體總阻力增大，隨著導流板角度增大，阻力隨之增大；而轉向架阻力明顯減小，角度越大，阻力減小得越多.綜合三車總阻力情況，15°的傾角導流板減阻效果最佳，減阻率達7.08%，隨著角度的增大，三車總阻力也逐漸增大，減阻率減低.

表3 不同角度導流板下的空氣阻力Tab.3 Aerodynamic drag of deflectors with different angles

圖7展示了原始模型、15°和75°導流板模型的轉向架區(qū)域上的壓力分布情況和流場情況.可以看出，在原始轉向架1 區(qū)域中，列車底部高速氣流由于轉向架艙內空間擴大，一部分偏轉進入轉向架內，在轉向架前端形成紊亂的流場，氣流繞過輪對、電機和構架等從轉向架后端流出；另一部分高速氣流直接撞擊在前后電機、齒輪箱、輪對、軸箱和構架上，還有部分氣流從電機與齒輪箱的間隙直接作用在轉向架艙1 的后端板上，在這些區(qū)域上形成大范圍的正壓區(qū).此外，車體兩側有部分氣流在轉向架艙后端偏轉進入艙內，形成漩渦.在安裝了導流板后，高速氣流在到達轉向架區(qū)域前，首先作用在導流板上，在導流板上形成了正壓區(qū)，角度越大，形成的正壓區(qū)范圍也越大.同時，氣流在導流板處被向下導流，使得更多的氣流直接繞過轉向架區(qū)域向后流動，因此，有效地縮小了原始轉向架上的正壓區(qū)范圍，可以看到，導流板角度越大，正壓區(qū)的縮小越明顯.此外，轉向架前端被大范圍的負壓區(qū)覆蓋，有效地減小了壓差阻力.但是，仍有部分氣流在導流板兩端被壓縮，導致流速增大，在轉向架區(qū)域后端導致了裙板和轉向架艙后端板兩側壓力增大.

同樣的，在轉向架2 區(qū)域內，氣流在導流板處被向下導流，減弱了在電機、齒輪箱以及輪對上的直接作用，減小了這些區(qū)域的正壓面積.但可以看到，導流板兩側的流速變高，抗蛇行減振器安裝座上的壓力增大.在轉向架3 區(qū)域內，原型轉向架正壓區(qū)主要分布在輪對和制動盤上，流線在轉向架艙前端板上形成紊亂的漩渦；在安裝導流板后，輪對與制動盤上的壓力明顯減小，并且在導流板前端的狹小區(qū)域和轉向架艙前端板上分別形成了氣流漩渦.在轉向架4區(qū)域內，安裝導流板的模型比原始模型轉向架上的輪對、制動盤上的壓力降低，但在與抗蛇行減振器相連的構架上壓力增大；安裝導流板前后的流場分布情況大致相同，氣流在轉向架艙前端、轉向架構架與制動夾鉗處紊亂無序.在轉向架5 和轉向架6 區(qū)域內，導流板位于轉向架后方，由于上一導流板的導流，轉向架艙后端板高壓減小，但是導流板本身導流方向與來流方向相反，氣流形成了較大漩渦，導流板角度越大，形成的漩渦越明顯.

3.3 導流板高度對空氣阻力的影響

如表4 所示，5 種高度導流板均有減阻效果.與不同角度的導流板有著相同的規(guī)律，當安裝導流板時，車體、轉向架艙上總阻力增大，隨著導流板高度的增加，阻力也隨之增大；轉向架減阻效果明顯，導流板越高，轉向架上阻力減小得越多.綜合三車總阻力情況，15°傾角、100 mm 高的導流板模型減阻效果最顯著，達7.08%.超過或低于100 mm 高度后，減阻效果逐漸變差.

圖8 展示了原始模型、60 mm 和140 mm 導流板模型的轉向架區(qū)域上的壓力分布情況和流場情況.可以看到，在轉向架1 區(qū)域內，導流板有效減少高速氣流在轉向架前端的偏轉，并且減少了氣流對電機、齒輪箱和輪對等的沖擊，同時，轉向架前端被大范圍負壓區(qū)域覆蓋，有效減小了轉向架區(qū)域的壓差阻力，導流板越高，減阻效果越明顯；可以觀察到，60 mm高的導流板雖然能減少高速氣流對轉向加艙后端板的沖擊，但是仍有部分氣流作用在端板上，導流能力不夠；氣流在導流板兩端被壓縮，流速增大，對軸箱、構架、后方的裙板和轉向架艙后端板兩側作用增強.同樣的，在轉向架2 區(qū)域內，導流板減弱了氣流對電機、輪對以及轉向架艙后端板的作用，有效減小了這些區(qū)域的正壓面積.在轉向架3 區(qū)域內，導流板模型上輪對、制動盤和轉向架艙后端板的壓力明顯減小，在導流板前端狹小區(qū)域內和轉向架艙前端板上形成紊亂的氣流漩渦，高度越高，導流板前端的區(qū)域越小，漩渦也越明顯.在轉向架4～轉向架6 區(qū)域內，三種模型流場分布情況大致相同，導流板在后方將氣流向下導流，減少了對后端板的沖擊，但在轉向架區(qū)域6 上，氣流對導流板的沖擊增大；在轉向架5 區(qū)域內，三個模型前端都形成了兩個旋向相反的氣流漩渦.

3.4 轉向架區(qū)域速度與壓力分析

由上文可知，15°傾角、100 mm 高導流板減阻效果最好，本節(jié)以原始模型和15°-100 mm 模型為研究對象，基于轉向架區(qū)域內的速度和壓力情況繼續(xù)分析導流板減阻機理.

按照2.3節(jié)中的方法，在每一個轉向架前后兩端各提取一根曲線，如圖9 所示.氣流速度越快，對轉向架結構的沖擊越大，造成的阻力也越大.圖10 展示了各轉向架區(qū)域速度分布情況，可以發(fā)現(xiàn)，沿列車長度方向，底部流速逐漸減小，沿高度方向上，流速也逐漸減小，說明氣流受到轉向架結構的阻擋，流速降低.安裝導流板后，列車底部的流速較原始模型明顯降低，特別是在轉向架下方的位置上.說明來流在經(jīng)過導流板后，受到導流板的阻擋及導流，流速降低，對轉向架結構的沖擊作用減小，從而降低了轉向架上的阻力.

圖9 速度與壓力提取線示意圖Fig.9 Schematic diagram of speed and pressure extraction lines

圖10 轉向架區(qū)域不同曲線上的無量綱速度Fig.10 Dimensionless velocity along different curves in bogie areas

轉向架區(qū)域的阻力主要是壓差阻力，即在轉向架迎風側，受到來流的沖擊，壓力為正，起到阻礙列車運行的作用，在背風側，壓力為負，同樣表現(xiàn)為阻礙列車運行作用.迎風側與背風側的壓力差越大，列車運行阻力就越大.因此，提取圖9 中各曲線上的壓力值，并用迎風側曲線壓力值減去背風側曲線壓力值，得到各個轉向架前后壓力差曲線，如圖11 所示.可以看到，安裝導流板后，除了轉向架4 和轉向架6外，其余轉向架上的壓力差都顯著減小，且表現(xiàn)為負值，說明導流板能有效減小壓差阻力，使得壓力在列車運行過程中起到推動作用.

圖11 轉向架區(qū)域每對曲線的壓力差Fig.11 Profiles of pressure difference between each pair of curve in bogie areas

4 結論

本文以CRH380B 型列車為研究對象，探究了在列車底部不同位置安裝不同角度和高度導流板對空氣阻力的影響，對比了不同模型的各個區(qū)域所受阻力情況，并分析了轉向架區(qū)域表面壓力和流場情況.通過研究分析得出以下結論：

1）各轉向架艙僅在雙向開行的來流方向安裝導流板時，三車總的減阻效果最好；

2）安裝導流板后車體和轉向架艙的空氣阻力比原始模型有所上升，但轉向架上的阻力大幅度減小，總體上能有效減低整車空氣阻力，其中15°傾角、100 mm 高的導流板具有最佳減阻效果，減阻率為7.08%.

3）導流板安裝處會產生局部正壓區(qū)，增大車體表面壓力，但能大幅度減小轉向架上正壓區(qū)域面積，有效減小轉向架上的壓差阻力，并能明顯改善轉向架底部的流場結構，使流動更平緩.

本文在探討導流板安裝位置和角度的影響時，先取15°傾角、100 mm 高度的導流板，以至于無法確定在其他高度與角度的組合條件下，是否會具有更佳的減阻效果.因此，在后續(xù)研究中，可以通過可升降式導流板的形式來探究更多角度與高度組合條件下的減阻效果，同時實現(xiàn)在每一個轉向架的來流方向安裝導流板的減阻形式，并開展8 車模型的底部導流板減阻計算.