高速列車車身風(fēng)阻制動板氣動外形設(shè)計

王樂卿，高廣軍，吳雨薇，王家斌，韓帥，張潔

(1.中南大學(xué)交通運(yùn)輸工程學(xué)院軌道交通安全教育部重點(diǎn)實驗室，湖南長沙，410075；2.中南大學(xué)軌道交通安全關(guān)鍵技術(shù)國際合作聯(lián)合實驗室，湖南長沙，410075；3.中南大學(xué)軌道交通列車安全保障技術(shù)國家地方聯(lián)合工程研究中心，湖南長沙，410075)

制動技術(shù)是保障高速動車組運(yùn)行安全的核心技術(shù)之一。根據(jù)“復(fù)興號”緊急制動距離要求，在不改變制動系統(tǒng)性能的情況下，當(dāng)列車車速從300 km/h 提高到350 km/h 時，緊急制動距離從3 800 m 增加到6 500 m[1]，增加約71%。由于動車組的制動動能與速度的平方呈正比[2]，隨著列車運(yùn)行速度的提高，在保持原有制動技術(shù)不變的情況下，無法按原有區(qū)間信號要求的制動距離停車，因此，有必要對列車輔助制動技術(shù)開展研究。風(fēng)阻制動作為一種非黏著輔助緊急制動技術(shù)，具有可靠性高、高速區(qū)段制動效果好等優(yōu)點(diǎn)，引起國內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注。

KAZUMASA 等[3]開發(fā)了應(yīng)用于宮崎試驗線500 km/h高速M(fèi)LU002N型磁浮列車的風(fēng)阻制動裝置。2000 年，YOSHIMURA 等[4]在山梨試驗線上，通過空氣動力學(xué)計算優(yōu)化設(shè)計了矩形的風(fēng)阻制動裝置。2005 年，JR 東日本公司與川崎重工公司共同開發(fā)了安裝在E954/E955 系列試驗電動車上的“貓耳朵”型風(fēng)阻制動裝置[5-6]，當(dāng)列車以360 km/h的初速緊急制動時，制動距離可縮短300 m。2017年，TAKAMI 等[7]開發(fā)了基于E954 型試驗車的小型分散式矩形風(fēng)阻制動裝置。2018年，LEE等[8]設(shè)計了一種受商用飛機(jī)襟翼啟發(fā)的矩形高速列車空氣動力制動板，當(dāng)制動板與地面呈55°安裝時，可實現(xiàn)列車氣動增阻30%。

我國風(fēng)阻制動技術(shù)研發(fā)工作始于2011 年，并于2014 年在滬昆高速鐵路初步完成了350 km/h 高速列車車身風(fēng)阻制動工況運(yùn)行試驗[9-11]。嚴(yán)遠(yuǎn)等[12]設(shè)計了一種安裝于高速列車車廂頂部的與水平地面斜向45°裝設(shè)的風(fēng)阻制動板。滕世平[13]提出了一種安裝于動車組車體兩側(cè)側(cè)墻內(nèi)的“鰓式”風(fēng)阻制動裝置，并通過向外延伸展開實現(xiàn)快速制動。2020 年，NIU 等[14-16]針對不同風(fēng)阻制動板的氣動特性進(jìn)行了大量的仿真比較，并提出了安裝于車廂間隙處的高速列車風(fēng)阻制動板，其可使高速列車氣動增阻159%。湯勁松等[17]針對400 km/h 高速列車緊急制動研制了一種風(fēng)阻制動裝置，發(fā)現(xiàn)當(dāng)列車運(yùn)行速度為350 km/h 時，第一塊風(fēng)阻板產(chǎn)生的風(fēng)阻制動力為2.15 kN。

現(xiàn)有文獻(xiàn)大多為對風(fēng)阻制動板結(jié)構(gòu)設(shè)計后直接裝車進(jìn)行研究，需要大量人力資源和數(shù)值仿真計算資源，而且風(fēng)阻制動板的形狀多為傳統(tǒng)的矩形或者貓耳朵。在此，本文根據(jù)仿真設(shè)計需求，首先對安裝在部分車頂?shù)闹苿影逋庑?矩形、貝殼形及翅形)與安裝角(75°和90°)進(jìn)行探討，進(jìn)而擇優(yōu)裝車進(jìn)行流場仿真分析，最終驗證得到風(fēng)阻制動性能較優(yōu)的氣動外形設(shè)計和安裝角度，為后續(xù)風(fēng)洞試驗的開展提供數(shù)據(jù)支撐，并為更高速列車風(fēng)阻制動技術(shù)提供理論支撐。

1 數(shù)值仿真方法

1.1 湍流模型

SSTk-ω湍流模型是兩方程渦流黏度模型，可較好地解決車身和風(fēng)阻制動板周圍附面層復(fù)雜、不穩(wěn)定的流體問題。本文采用基于SSTk-ω湍流模型的RANS仿真方法模擬帶有風(fēng)阻制動板的列車周圍的流場變化情況，具體內(nèi)容見文獻(xiàn)[18]。

1.2 數(shù)值仿真參數(shù)

1.2.1 幾何模型

在傳統(tǒng)的矩形設(shè)計和貓耳朵設(shè)計的基礎(chǔ)上設(shè)計了矩形、貝殼形及翅形的風(fēng)阻制動板；布置于車頂上方的高速列車風(fēng)阻制動板安裝角度多選取為75°或90°[3-6,17,19]，因此，本文選取這2種安裝角度，共建立了6組滿足列車限界標(biāo)準(zhǔn)、迎風(fēng)面積相同、形狀或角度不同的風(fēng)阻制動板。風(fēng)阻制動板模型如圖1 所示。6 組風(fēng)阻制動板根據(jù)幾何外形分別命名為ban1，ban1x，ban2，ban2x，ban3 和ban3x，其中，風(fēng)阻制動板ban1，ban2，ban3 為垂直地面安裝，即安裝角度為90°，風(fēng)阻制動板ban1x，ban2x，ban3x 安裝角度為75°，具體參數(shù)設(shè)置見表1。在嚴(yán)格滿足列車限界標(biāo)準(zhǔn)的原則下，針對車頂輪廓特征和制動板形狀特征，擇優(yōu)選取制動板面積，全尺寸下制動板面積為1.54 m2。本研究主要圍繞風(fēng)阻制動板的氣動外形設(shè)計，制動板厚度的影響較小，因此，制動板厚度取0.01 m。在形狀尺寸設(shè)置上，風(fēng)阻制動板寬度均為2.2 m，ban1 和ban1x 高均為0.7 m，ban2，ban2x，ban3 和ban3x 高均為0.81 m，板中圓弧半徑為0.75 m。圖2所示為風(fēng)阻制動板裝設(shè)于列車車頂后的位置與鐵路限界標(biāo)準(zhǔn)的直觀比照示意圖。圖中6組風(fēng)阻制動板均嚴(yán)格滿足列車限界標(biāo)準(zhǔn)要求，列車限界標(biāo)準(zhǔn)范圍的尺寸與GB 146—2020[20]機(jī)車車輛上部限界標(biāo)準(zhǔn)(圖3)中的客運(yùn)專線動車組輪廓尺寸保持一致。

圖1 風(fēng)阻制動板模型Fig.1 Aerodynamic braking plate models

圖2 風(fēng)阻制動板位置與鐵路限界示意圖Fig.2 Schematic diagrams of location of aerodynamic braking plates and railway clearances

圖3 客運(yùn)專線鐵路限界[20]Fig.3 Clearances of high-speed railways[20]

表1 風(fēng)阻制動板參數(shù)Table 1 Parameters of aerodynamic braking plates

制動板安裝于列車車頂，主要影響列車頂部流場結(jié)構(gòu)，且列車車頂距離地面高度較高，可認(rèn)為車頂流場受地面影響較小，因此，建立裝設(shè)風(fēng)阻制動板6 組車頂模型進(jìn)行仿真計算分析。其中，車頂模型為全尺寸下從兩節(jié)編組的列車模型車頂最高點(diǎn)向下0.38 m 截取的車頂部分，車頂裝設(shè)有均布放置的10 塊風(fēng)阻制動板。圖4 所示為裝設(shè)ban2x風(fēng)阻制動板的車頂模型中風(fēng)阻制動板在車頂上的布置情況。裝板后的全尺寸車頂模型高度H1=1.19 m。

圖4 裝設(shè)風(fēng)阻制動板的車頂模型Fig.4 A roof model installed with aerodynamic braking plates

圖5所示為原始高速列車兩車編組模型和裝設(shè)有最優(yōu)風(fēng)阻制動板的列車模型示意圖。確定制動板優(yōu)化模型及安裝角度后，采用ICE3 列車模型，驗證制動板整車增阻效果?？紤]到網(wǎng)格質(zhì)量和規(guī)模，省略了列車的受電弓等一些細(xì)節(jié)特征，僅保留車體的主要輪廓[21]。列車總長L=51.35 m，寬W=2.86 m，高H=3.89 m。

圖5 高速列車模型示意圖Fig.5 Schematic diagram of high speed train models

根據(jù)BS EN 14067-6∶2010 標(biāo)準(zhǔn)[22]，采用1∶7 比例模型進(jìn)行仿真計算。選取車頂模型高度H1為車頂模型的特征高度，列車高度H為列車模型的特征高度。

1.2.2 計算參數(shù)設(shè)置

圖6所示為車頂模型計算域。其中，模型最前端距入口邊界為9H1，尾部距壓力出口為26H1，計算域高度為11H1，阻塞比約為0.8%。計算域的前表面和后表面分別定義為速度入口和壓力出口，出口邊界條件為表壓為0 Pa 的壓力出口。計算域的上表面和2個側(cè)表面定義為對稱面。車頂模型和地面設(shè)為靜止無滑移邊界[23]，以符合后續(xù)風(fēng)洞試驗設(shè)置要求。

圖6 車頂模型計算域Fig.6 Computational domain for the roof model

表2所示為車頂模型網(wǎng)格設(shè)置參數(shù)。體網(wǎng)格類型選擇六面體和多面體混合網(wǎng)格類型。為提高數(shù)值計算可靠性，在模型周圍設(shè)置了加密區(qū)，網(wǎng)格法向尺寸增長率為120%。為準(zhǔn)確預(yù)測模型表面附近的流動，在模型表面附面層區(qū)域內(nèi)設(shè)置了10 層網(wǎng)格單元。圖7所示為車頂模型體網(wǎng)格示意圖，網(wǎng)格數(shù)量為710萬個左右。

圖7 車頂模型網(wǎng)格圖Fig.7 Grid distributions on and around roof model

表2 車頂模型表面網(wǎng)格尺寸設(shè)置Table 2 Surface grid settings of roof model

計算相關(guān)設(shè)置如下：入口風(fēng)速設(shè)置為80 m/s(馬赫數(shù)小于0.3)，根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)[22]，湍流強(qiáng)度為0.5%。采用有限體積法對控制方程進(jìn)行離散，選用SIMPLEC 算法對壓力場和速度場進(jìn)行耦合，使用二階迎風(fēng)格式處理控制方程中的對流項和耗散項。為保證仿真結(jié)果收斂，殘差設(shè)定為10-6。

列車模型計算網(wǎng)格設(shè)置與上述車頂模型計算網(wǎng)格設(shè)置基本相同。圖8所示為列車模型計算域。其中，頭車最前端距入口邊界9H，尾部距壓力出口26H，計算域高度為11H，阻塞比約為0.3%。

圖8 列車模型計算域Fig.8 Computational domain for the train model

表3所示為列車模型表面網(wǎng)格設(shè)置參數(shù)。其中，未裝板兩車模型包含約1 594萬個體網(wǎng)格單元，裝設(shè)風(fēng)阻制動板后模型包含約2 745萬個體網(wǎng)格單元。圖9所示為所生成的列車模型周圍網(wǎng)格示意圖。

圖9 列車模型網(wǎng)格示意圖Fig.9 Grid diagrams on and around train model

表3 列車表面網(wǎng)格設(shè)置Table 3 Surface grid settings of train model

1.2.3 網(wǎng)格無關(guān)性檢驗

在仿真模擬計算中，為確保計算中使用的網(wǎng)格密度對計算結(jié)果基本無影響，需要進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性檢驗。對風(fēng)速80 m/s 時高速列車兩車模型進(jìn)行模擬計算，使用相同的迭代方法與迭代步數(shù)對3種不同網(wǎng)格數(shù)的工況進(jìn)行分析。為便于分析，將計算得到的壓力進(jìn)行量綱一化處理。壓力系數(shù)公式[24]為

式中，Cp為壓力系數(shù)；ρ為空氣密度，ρ=1.225 kg/m3；Uupstream為來流速度，Uupstream=80 m/s；P∞為參考壓力，P∞=0 Pa；P為列車表面靜壓。

表4所示為網(wǎng)格尺度對列車氣動力的影響。由表4可知，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)從1 261萬個增加到1 942萬個時，列車所受氣動力變化率小于5%。將不同網(wǎng)格工況下頭車阻力換算成阻力系數(shù)，與風(fēng)洞試驗頭車阻力系數(shù)[21]對比發(fā)現(xiàn)，在精細(xì)網(wǎng)格、中等網(wǎng)格工況下，頭車阻力系數(shù)差異均小于5%，而在粗糙網(wǎng)格工況下，頭車阻力系數(shù)差異為7%。因此，可認(rèn)為中等網(wǎng)格密度滿足網(wǎng)格無關(guān)性要求。為節(jié)省計算資源，選用中等網(wǎng)格(1 594 萬個)作為計算所用網(wǎng)格設(shè)置。此外，圖10 所示為不同網(wǎng)格密度下頭車上表面壓力分布曲線。圖中，X軸表示曲線的量綱一位置，lx為沿高速列車模型x軸方向的距離，L為兩節(jié)編組列車全長。由圖10可知，3種網(wǎng)格數(shù)量的頭車表面壓力分布基本一致。

表4 網(wǎng)格尺度對列車氣動力的影響Table 4 Influence of grid size on train aerodynamics

圖10 不同網(wǎng)格密度下的頭車表面壓力分布Fig.10 Surface pressure distributions of head car on different meshes

2 不同氣動外形的風(fēng)阻制動板氣動性能分析

2.1 車頂模型氣動阻力分析

表5 所示為裝設(shè)不同氣動外形風(fēng)阻制動板的6組車頂模型計算方案，每一個車頂模型上方均勻安裝了10 個風(fēng)阻制動板，從前往后依次命名為板1～板10。在阻力系數(shù)相同的情況下，列車所受阻力與迎風(fēng)面積成正比，阻力系數(shù)公式[25]為

表5 車頂模型計算方案Table 5 Calculation cases for roof model

式中：Fd為氣動阻力；S為迎風(fēng)面積；Cd為阻力系數(shù)。

來流80 m/s 的風(fēng)場作用下車頂模型氣動阻力仿真計算結(jié)果根據(jù)式(2)換算為車頂模型全尺寸下的結(jié)果，如表6 所示。從表6 可見：裝設(shè)斜向75°貝殼形風(fēng)阻板ban2x 的車頂所受氣動總阻力最大，為22 285 N。在ban2x 車頂模型中，除板1 的氣動阻力相對較小之外，其余9塊板受到的氣動阻力均大于其他模型中各板所受氣動阻力，因此，可認(rèn)為在車頂均勻布置ban2x 的方案風(fēng)阻制動效果最好?？紤]列車雙向運(yùn)行情況，此工況風(fēng)阻制動板將根據(jù)運(yùn)行方向?qū)嵌冗M(jìn)行調(diào)整。

表6 裝設(shè)風(fēng)阻制動板的車頂模型各板及總氣動阻力Table 6 Aerodynamic drag on each plate and total of roof model with aerodynamic braking plates N

2.2 車頂模型周圍流場結(jié)構(gòu)

2.2.1 速度場分析

圖11 所示為6 組裝設(shè)風(fēng)阻制動板的車頂模型沿車體橫向?qū)ΨQ截面上的速度云圖。由圖11可知，由于風(fēng)阻制動板具有鈍體屬性，在10 個風(fēng)阻制動板后均產(chǎn)生了1個較大的漩渦和若干小漩渦，這些漩渦彼此之間相互干涉，其中，板1形成的大漩渦與板2 所在區(qū)域重疊，致使板2 前后速度差較小，風(fēng)阻制動效果較弱。

圖11 裝設(shè)風(fēng)阻制動板的車頂模型速度云圖Fig.11 Velocity contours around roof model with aerodynamic braking plates

75°設(shè)置風(fēng)阻板的車頂模型周圍低速區(qū)面積要大于90°設(shè)置風(fēng)阻板的車頂模型周圍的低速區(qū)面積。ban2x 的形狀為貝殼形(兩端低，中間高)，與矩形及翅形相比，貝殼形與車體輪廓更為接近，氣流過渡上更加平緩，能在一定程度上削弱板間干涉效應(yīng)，從而從整體上加大10 個風(fēng)阻板前后速度差。板的安裝角度、形狀對周圍氣流流速產(chǎn)生了顯著影響。

2.2.2 邊界層特性

圖12 所示為裝設(shè)6 組不同氣動外形風(fēng)阻制動板后車頂上方邊界層厚度分布圖，選擇99%的來流速度等值線來顯示車頂周圍的邊界層厚度。由圖12(a)可見，裝設(shè)風(fēng)阻制動板后，從車頭到車尾邊界層逐漸增厚。其中，裝設(shè)ban2x的車頂增厚最顯著。由圖12(b)～(g)可知，板的氣動外形對車頂上方的邊界層范圍有著顯著影響；75°設(shè)置風(fēng)阻板的車頂上方邊界層均比90°設(shè)置風(fēng)阻制動板的范圍大；而當(dāng)裝設(shè)角度相同時，貝殼形板對邊界層范圍影響最大，矩形的影響范圍其次，翅形的影響范圍最小。綜上可知，ban2x對車頂上方邊界層影響最大。

圖12 車頂模型邊界層分布Fig.12 Boundary layers around roof models

2.2.3 壓力分布特性

圖13 所示為裝設(shè)風(fēng)阻制動板的車頂模型壓力云圖。從圖13 可見，風(fēng)阻制動板周圍的靜壓力分布發(fā)生了顯著變化。板前的氣流阻塞形成正壓區(qū)域；受板頂部的氣流分離影響，板后的氣流減少，板后形成強(qiáng)負(fù)壓區(qū)域。車頂模型中，靠近車頭的板1正壓及負(fù)壓區(qū)域較其他板明顯更大，即板1前后的壓力差最大，所受氣動阻力也最大。另外，比較6 個模型中對應(yīng)位置的風(fēng)阻制動板，在ban2x車頂模型中，板3～板10 的前后正壓和負(fù)壓區(qū)域面積均比其余的車頂模型的高，因此，每塊板所受的氣動阻力也會比其余車頂模型相應(yīng)位置的板所受氣動阻力高，這與表6所示結(jié)果相吻合。

圖13 裝設(shè)風(fēng)阻制動板的車頂模型壓力云圖Fig.13 Pressure contours around roof model with aerodynamic braking plates

圖14 所示為裝設(shè)不同氣動外形風(fēng)阻制動板車頂模型中剖面的表面壓力分布曲線。從圖14可見：裝設(shè)風(fēng)阻制動板后，風(fēng)阻板周圍的壓力分布發(fā)生明顯突變，空間位置越接近板，壓力的變化振幅越大。同時，由板1引起的車頂表面壓差比板2～板10中任意一塊板引起的大得多。由于板1周圍氣流流動分離，導(dǎo)致該區(qū)域產(chǎn)生了2 次正向的壓力突變。受板5后方漩渦的影響，風(fēng)擋處產(chǎn)生的壓力變?yōu)樨?fù)值。比較這6 組車頂模型的壓力分布曲線可知，氣動外形不同的風(fēng)阻制動板對車頂表面靜壓力分布曲線總體趨勢上影響不大，但對壓力幅值有著較為明顯的影響。

圖14 裝設(shè)不同氣動外形風(fēng)阻制動板的車頂模型壓力分布Fig.14 Pressure distributions on roof model equipped with different aerodynamic braking plates

上述仿真結(jié)果表明，75°安裝的貝殼形風(fēng)阻板ban2x放置在高速列車車頂時，產(chǎn)生的氣動增阻最大，因此，后續(xù)將選用此種方案對風(fēng)阻制動板裝車進(jìn)行研究。

3 高速列車車身風(fēng)阻制動板氣動性能分析

比較75°安裝貝殼形制動板ban2x 的兩車模型與未裝制動板的原車模型在流場中的氣動性能，并對其風(fēng)阻制動性能進(jìn)行量化分析。

3.1 空載兩車模型仿真方法驗證

對未裝設(shè)制動板的原車模型進(jìn)行仿真驗證。將列車中剖面表面壓力分布曲線與XIA 等[26]給出的結(jié)果進(jìn)行對比，如圖15 所示。圖中，L0為文獻(xiàn)[26]在進(jìn)行風(fēng)洞實驗時選用的三節(jié)編組動車組全長。由于本文選擇兩節(jié)編組模型，因此，為方便比較，根據(jù)文獻(xiàn)[27]中方法，將兩車模型的頭、尾車流線型區(qū)域的表面壓力系數(shù)分別與風(fēng)洞試驗三節(jié)動車組的頭尾車表面壓力系數(shù)進(jìn)行對比。從圖15 可見，本文原車模型的表面壓力系數(shù)分布曲線與文獻(xiàn)[26]中的數(shù)據(jù)吻合較好，表明本文選用的網(wǎng)格劃分與數(shù)值計算方法的精確性較高。

圖15 原車模型仿真方法驗證Fig.15 Validation of numerical method using original train model

3.2 列車氣動阻力分析

裝設(shè)ban2x后的高速列車兩車模型與原車模型運(yùn)行速度均為80 m/s。數(shù)值計算所得各部分的氣動阻力換算為列車全尺寸下的計算結(jié)果，結(jié)果如表7所示。兩節(jié)編組的高速列車車頂上方均勻安裝了10 個風(fēng)阻制動板，從車頭至車尾依次為板1～板10；4個轉(zhuǎn)向架從車頭到車尾依次命名為轉(zhuǎn)向架1～轉(zhuǎn)向架4，頭車車身命名為車身1，尾車車身命名為車身2。

從表7 可見，裝設(shè)ban2x 的高速列車兩車模型所受的總氣動阻力為35 335 N，遠(yuǎn)大于未裝設(shè)風(fēng)阻制動板的高速列車原車模型所受的氣動阻力12 412 N，增阻約185%。其中，板2受到氣動阻力最小，所受阻力為原車模型所受總阻力的10.1%，板1受到氣動阻力最大，所受阻力為原車模型所受總阻力的35.3%?？梢姡焊黠L(fēng)阻制動板均起到了較明顯的增阻效果。

表7 原車模型與裝設(shè)ban2x風(fēng)阻制動板的兩車模型各部分氣動阻力Table 7 Aerodynamic drag on each part and total of two-car grouping model with and without ban2x aerodynamic braking plates N

3.3 列車周圍流場結(jié)構(gòu)

3.3.1 流線分析

圖16 所示為列車周圍流線圖。從圖16 可見，放置風(fēng)阻制動板后，車頂氣流呈現(xiàn)減速趨勢。風(fēng)阻制動板的阻擋作用產(chǎn)生了繞流，氣流撞擊制動板后從板的側(cè)端和上端經(jīng)過，繞流到板的后方，而在這個過程中，氣流速度明顯減小。氣流在制動板后方形成加速—減速—加速的過程。從圖16(b)可知，由于風(fēng)阻制動板的流動分離作用，車尾處部分氣流軌跡上升到距車體一定高度；由于缺少車頂部氣流的匯入與擠壓，裝設(shè)風(fēng)阻制動板的車體尾部的氣流流速要明顯低于未裝設(shè)風(fēng)阻制動板的車體尾部流速。

圖16 列車周圍流線圖Fig.16 Streamlines around train colored with velocity magnitude

3.3.2 速度場分析

圖17 所示為原車模型和裝設(shè)ban2x 風(fēng)阻制動板的兩車模型中剖面流場速度云圖，可見：未裝設(shè)制動板的原車模型由于采用流線型車頭設(shè)計，低速區(qū)主要出現(xiàn)在頭尾車鼻尖附近和列車底部區(qū)域；而裝設(shè)ban2x風(fēng)阻制動板后，列車周圍流速分布發(fā)生明顯改變：由于ban2x 與水平地面存在75°夾角，并在車頂均勻布置，車頂部分減速區(qū)域明顯增大，且越接近車尾氣流減速越明顯。同樣，每個板后部均存在較大的漩渦，說明每個板都起到了較好的風(fēng)阻增阻效果。

圖17 中心對稱平面上列車周圍速度云圖Fig.17 Velocity contours around train in symmetry plane

3.3.3 邊界層特性

圖18 所示為列車上方邊界層示意圖。從圖18可見：裝設(shè)風(fēng)阻制動板后，高速列車車頭處、車頂上方以及車尾處的邊界層輪廓發(fā)生了顯著變化，沿車身方向上各個位置的邊界層厚度均有所提高。同時，由于板1的影響，車頭處邊界層有顯著的變厚現(xiàn)象。在車頂上方，風(fēng)阻制動板對邊界層厚度有著顯著影響。

圖18 列車周圍邊界層Fig.18 Boundary layers around train

3.3.4 壓力場分析

圖19 所示為裝設(shè)ban2x 板的兩車模型壓力云圖。從圖19 可見：裝設(shè)ban2x 風(fēng)阻制動板后，風(fēng)阻制動板周圍的靜壓力分布發(fā)生了顯著變化，但整體的壓力分布規(guī)律與車頂模型的基本一致；板1所受到的氣動阻力最大。另外，由于板1～板10 風(fēng)阻制動板的綜合作用，車尾部氣流分流明顯，車尾附近的地面壓力顯著降低。

圖19 中心對稱平面上列車周圍及列車表面壓力云圖Fig.19 Pressure contours around and on train in symmetry plane

圖20 所示為裝板高速列車兩車模型和原車模型表面壓力系數(shù)Cp沿車身X軸方向的分布曲線。由圖20 可知，空間位置越接近風(fēng)阻制動板，壓力的變化振幅就越大。頭車上的風(fēng)阻制動板引起的壓力峰值大于尾車上的風(fēng)阻制動板引起的壓力峰值，該現(xiàn)象是頭車上的風(fēng)阻制動板先遇到氣流引起氣流分離所致。

圖20 列車表面壓力分布Fig.20 Pressure distributions on train

綜上所述，將75°安裝的貝殼形風(fēng)阻板ban2x均布放置于高速列車車頂，高速列車產(chǎn)生的氣動阻力較不裝板時提高了185%，增阻特性顯著提高。但在考慮列車雙向運(yùn)行情況時，風(fēng)阻制動板需根據(jù)運(yùn)行方向?qū)嵌冗M(jìn)行調(diào)整。

4 結(jié)論

1)提出了3 種外形(貝殼形、矩形和翅形)、2種裝設(shè)角度(75°和90°)的風(fēng)阻制動板，組成6 種風(fēng)阻制動板設(shè)計方案。其中，貝殼形的風(fēng)阻板氣動增阻效果明顯比矩形及翅形的風(fēng)阻制動板的氣動增阻效果好；75°裝設(shè)風(fēng)阻板的列車制動性能比90°裝設(shè)的制動性能好。

2)將貝殼形、與水平地面成75°夾角的風(fēng)阻制動板裝設(shè)于原始高速列車兩車模型上，其總風(fēng)阻制動力較原型模型提升了185%，增阻特性顯著提高。