流線型部位風(fēng)阻制動(dòng)板對(duì)高速列車氣動(dòng)特性的影響分析

高廣軍，張普陽(yáng)，商雯斐，鄧贊，張潔，王家斌

(1.中南大學(xué) 重載快捷大功率電力機(jī)車全國(guó)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙，410075；2.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(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙，410075)

科學(xué)技術(shù)的飛速發(fā)展和鐵路建設(shè)的不斷推進(jìn)極大地推動(dòng)列車不斷提速，我國(guó)作為高速列車的創(chuàng)新領(lǐng)跑者，將不斷促進(jìn)列車運(yùn)行速度持續(xù)提升。列車運(yùn)行動(dòng)能與速度的平方成正比，高速列車的進(jìn)一步提速勢(shì)必對(duì)其制動(dòng)能力特別是緊急制動(dòng)能力提出嚴(yán)格要求[1]。如當(dāng)高速列車由350 km/h提速至400 km/h時(shí)，其動(dòng)能至少增加1.3倍，制動(dòng)時(shí)所需耗散能量也增加約31%，緊急制動(dòng)距離則相應(yīng)延長(zhǎng)，致使高速列車無(wú)法安全、可靠停車，應(yīng)對(duì)自然災(zāi)害等突發(fā)事件的能力也相應(yīng)減弱，極易引起追尾、碰撞等安全事故，因此，亟需針對(duì)更高速列車制動(dòng)技術(shù)開(kāi)展相關(guān)研究[2-3]。針對(duì)高速列車安全制動(dòng)問(wèn)題，大量學(xué)者對(duì)列車黏著制動(dòng)與非黏著制動(dòng)方法進(jìn)行了研究與優(yōu)化，如：黃志輝等[4]通過(guò)對(duì)閘瓦制動(dòng)材料進(jìn)行優(yōu)化來(lái)實(shí)現(xiàn)制動(dòng)性能提升，以滿足制動(dòng)距離需求；陰澤澤[5]對(duì)DF8B 型機(jī)車制動(dòng)系統(tǒng)進(jìn)行了優(yōu)化，實(shí)現(xiàn)了控制電路簡(jiǎn)化并縮短了制動(dòng)距離；王立超等[6]采用有限元法分析了不同氣隙下磁軌制動(dòng)器的吸力特性，對(duì)極靴間隙進(jìn)行了優(yōu)化，從而提高了吸力；裴玉春等[7]提出了以電制動(dòng)為主、磁軌制動(dòng)為輔的制動(dòng)方法，可以有效地縮短制動(dòng)距離；吳云飛[8]對(duì)渦流制動(dòng)系統(tǒng)工作原理進(jìn)行了分析并給出了總體布置方案，通過(guò)建立渦流制動(dòng)系統(tǒng)仿真模型并優(yōu)化參數(shù)以改善渦流制動(dòng)性能。上述研究對(duì)高速列車制動(dòng)能力的提高有促進(jìn)作用，但是，一方面，輪軌間的黏著系數(shù)限制了黏著制動(dòng)的進(jìn)一步發(fā)展，另一方面，磁軌制動(dòng)對(duì)鋼軌的磨耗較大且需配備蓄電池等，顯著增加了高速列車質(zhì)量，而頻繁使用渦流制動(dòng)容易引起鋼軌發(fā)熱，產(chǎn)生較大內(nèi)應(yīng)力，存在脹軌甚至破壞軌道的風(fēng)險(xiǎn)，這在很大程度上限制了現(xiàn)有非黏著制動(dòng)的應(yīng)用。為了解決此問(wèn)題，大量學(xué)者致力于探索新的可靠制動(dòng)方式。風(fēng)阻制動(dòng)因具有綠色環(huán)保、簡(jiǎn)單、制動(dòng)效果顯著等特點(diǎn)引起了研究者的廣泛關(guān)注。2019年，東日本旅客鐵道公司推出了試驗(yàn)型的Alfa-X 型動(dòng)車組并測(cè)試了一種緊急制動(dòng)方式，即在車頂安裝空氣動(dòng)力阻力板從而在地震時(shí)保障高速列車快速停下[9]。尹崇宏等[10]對(duì)一種“蝶式”風(fēng)阻制動(dòng)裝置進(jìn)行了仿真分析，對(duì)風(fēng)阻制動(dòng)板之間的串聯(lián)干涉作用進(jìn)行了評(píng)估。張碩果等[11]基于SPH 方法對(duì)風(fēng)阻制動(dòng)板開(kāi)啟的動(dòng)態(tài)過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬，建議采用80°以獲取最大制動(dòng)阻力。馬飛等[12]對(duì)多種工況下的風(fēng)阻制動(dòng)裝置進(jìn)行了評(píng)估，發(fā)現(xiàn)設(shè)計(jì)速度為400 km/h的高速列車時(shí)，風(fēng)阻制動(dòng)板有助于列車緊急制動(dòng)。NIU 等[13]基于SSTk-ω湍流模型進(jìn)行數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)采用單個(gè)大型制動(dòng)板安裝于車廂間下游區(qū)域能夠顯著增強(qiáng)高速列車制動(dòng)力，而受電弓及空調(diào)會(huì)影響風(fēng)阻制動(dòng)板的制動(dòng)效果。ZHAI等[14]對(duì)風(fēng)阻制動(dòng)板動(dòng)態(tài)變形過(guò)程中的列車空氣動(dòng)力特性進(jìn)行了分析，發(fā)現(xiàn)在風(fēng)阻制動(dòng)板動(dòng)態(tài)開(kāi)啟過(guò)程中會(huì)形成脈沖氣動(dòng)阻力，對(duì)其周邊流場(chǎng)造成影響，而橫風(fēng)能夠強(qiáng)化這一現(xiàn)象。王偉等[15]對(duì)首排與多組制動(dòng)風(fēng)翼板縱向布置的選擇進(jìn)行了仿真分析，考慮迎風(fēng)角度、位置布局及風(fēng)翼板數(shù)量等因素，提出了制動(dòng)效果、氣動(dòng)性能較好的綜合方案。劉軍等[16]提出了一種位于列車車體兩側(cè)的風(fēng)阻制動(dòng)裝置并對(duì)3種不同結(jié)構(gòu)布局進(jìn)行數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)隨著列車車速提高，翼型風(fēng)阻制動(dòng)板的輔助效果增強(qiáng)。NIU等[17]發(fā)現(xiàn)車廂連接處增設(shè)風(fēng)阻制動(dòng)板能夠顯著增加列車的氣動(dòng)阻力，且相比于上游風(fēng)阻制動(dòng)板，下游風(fēng)阻制動(dòng)板產(chǎn)生的氣動(dòng)阻力的波動(dòng)程度更小。WU等[18]對(duì)帶有風(fēng)阻制動(dòng)裝置的列車交會(huì)情況進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)風(fēng)阻制動(dòng)列車表面的壓力波發(fā)生變化且會(huì)在交會(huì)列車表面產(chǎn)生幾次壓力波。TIAN等[19]研究了橫風(fēng)對(duì)帶有風(fēng)阻制動(dòng)裝置的列車的影響以及不同風(fēng)向角橫風(fēng)對(duì)風(fēng)阻制動(dòng)列車的影響，指出風(fēng)阻制動(dòng)裝置會(huì)小幅度增加高速列車的脫軌系數(shù)，但脫軌系數(shù)低于0.8，仍能夠滿足列車安全運(yùn)行需求。

綜上所述，目前研究者對(duì)風(fēng)阻制動(dòng)的研究大多局限于等截面車身位置布置風(fēng)阻制動(dòng)板，受鐵路限界的影響較大，且板間干涉效應(yīng)也較明顯，亟需研究更具優(yōu)勢(shì)的風(fēng)阻制動(dòng)技術(shù)。高速列車流線型頭、尾風(fēng)阻制動(dòng)技術(shù)具有橫截面積小、加速效應(yīng)大等特點(diǎn)，在充分利用列車表面氣流動(dòng)能的同時(shí)能夠更好地適應(yīng)鐵路限界的要求，符合更高速列車的緊急制動(dòng)需求。為此，本文作者針對(duì)高速列車流線型頭、尾風(fēng)阻制動(dòng)板對(duì)列車氣動(dòng)特性的影響進(jìn)行研究，以便實(shí)現(xiàn)更高速度的列車安全制動(dòng)與驟增動(dòng)能的有效耗散。

1 數(shù)值模擬設(shè)置

1.1 數(shù)學(xué)模型

基于雷諾時(shí)均法(RANS)及Realizablek-ε湍流模型進(jìn)行數(shù)值模擬，研究風(fēng)阻制動(dòng)高速列車及風(fēng)阻制動(dòng)板周圍的空氣流動(dòng)特性。采用雷諾時(shí)均方法能夠有效保證計(jì)算精度并節(jié)省計(jì)算資源。Realizablek-ε湍流模型能夠更好地適用于高雷諾數(shù)場(chǎng)景、強(qiáng)分離流動(dòng)、負(fù)壓渦旋等現(xiàn)象的準(zhǔn)確模擬，對(duì)本文研究模型所對(duì)應(yīng)的流場(chǎng)特性具有較好的適應(yīng)性與針對(duì)性。流體連續(xù)性方程、動(dòng)量守恒方程、能量守恒方程及Realizablek-ε湍流模型的湍流動(dòng)能k方程及耗散率ε方程見(jiàn)參考文獻(xiàn)[20-22]。

1.2 幾何模型

為保障風(fēng)阻制動(dòng)列車表面強(qiáng)分離氣流的充分發(fā)展，本文構(gòu)建1∶1三車編組流線型頭、尾風(fēng)阻制動(dòng)高速列車數(shù)值仿真幾何模型，見(jiàn)圖1。選定高速列車高度H=3.9 m 作為數(shù)值模擬特征長(zhǎng)度，相應(yīng)地，高速列車長(zhǎng)度(L)、寬度(W)分別為L(zhǎng)=21.2H，W=0.89H。在數(shù)值模擬中，為方便網(wǎng)格劃分并減少計(jì)算量，簡(jiǎn)化高速列車編組間車鉤、緩沖器、風(fēng)擋、受電弓等結(jié)構(gòu)。同時(shí)，采用3種工況高速列車模型進(jìn)行對(duì)比，其中，Case 1為原始無(wú)風(fēng)阻制動(dòng)高速列車車體模型，Case 2為高速列車頭、尾各裝配四排風(fēng)阻制動(dòng)板的車體模型，Case 3 為高速列車頭、尾各裝配六排風(fēng)阻制動(dòng)板的車體模型。

圖1 各工況高速列車車體幾何模型俯、主視圖Fig.1 Top view and front view of the geometric models of the high-speed train bodies in different working conditions

1.3 計(jì)算域及邊界條件

依據(jù)高速列車模型建立計(jì)算域，見(jiàn)圖2。設(shè)定計(jì)算域長(zhǎng)、寬、高分別為61.2H、22.0H和16.0H，使阻塞比遠(yuǎn)小于1。采用這一尺寸的計(jì)算域能夠更好地表征高速列車氣動(dòng)特性，保障氣流經(jīng)過(guò)高速列車表面能夠得到充分發(fā)展，從而更好地記錄風(fēng)阻制動(dòng)板影響下高速列車表面氣流的分離發(fā)展與尾渦的耗散延伸。設(shè)定計(jì)算域入口速度Uinf為111.11 m/s的均勻流速，采用零靜壓邊界條件作為壓力出口條件。為保障計(jì)算域虛擬擴(kuò)大，將頂面和側(cè)面邊界條件設(shè)為一致以形成鏡像流場(chǎng)。采用路基與地面為運(yùn)動(dòng)壁面并保證其運(yùn)動(dòng)速度與入口速度幅值一致，為111.11 m/s。將高速列車模型設(shè)置為靜止?fàn)顟B(tài)，模擬高速列車運(yùn)動(dòng)過(guò)程。

圖2 計(jì)算域示意圖Fig.2 Schematic diagrams of the computational domain

采用Poly-hexcore體網(wǎng)格生成方法生成計(jì)算網(wǎng)格。該方法能夠?qū)崿F(xiàn)多面體與六面體網(wǎng)格共節(jié)點(diǎn)連接，從而提升網(wǎng)格求解計(jì)算效率。以Case 3 為例，3種網(wǎng)格尺度下列車尾部第五排風(fēng)阻板背風(fēng)面流場(chǎng)特性及頭車、中車、尾車氣動(dòng)阻力對(duì)比分析結(jié)果如圖3(a)和圖3(b)所示。從圖3(a)和圖3(b)可知：在3種網(wǎng)格尺度下，流場(chǎng)特性及列車所受氣動(dòng)阻力呈現(xiàn)出整體相似性，細(xì)和中網(wǎng)格條件下氣動(dòng)阻力差距較小，而粗網(wǎng)格條件下的氣動(dòng)阻力與另外2種網(wǎng)格條件下的氣動(dòng)阻力差別較大。因此，為保證計(jì)算精度并有效節(jié)省計(jì)算資源，本文采用中網(wǎng)格條件進(jìn)行數(shù)值模擬，其計(jì)算網(wǎng)格劃分規(guī)模足夠細(xì)致，如圖3(c)所示。原始無(wú)風(fēng)阻制動(dòng)高速列車網(wǎng)格數(shù)達(dá)7 500萬(wàn)個(gè)，風(fēng)阻制動(dòng)高速列車網(wǎng)格數(shù)達(dá)9 600萬(wàn)個(gè)，充分保留了風(fēng)阻制動(dòng)板幾何結(jié)構(gòu)細(xì)節(jié)。為更好地探明本文高速列車流線型頭、尾風(fēng)阻制動(dòng)板的制動(dòng)增阻效果，在高速列車和風(fēng)阻制動(dòng)板周圍設(shè)置空間網(wǎng)格加密區(qū)并在車體及風(fēng)阻制動(dòng)板表面設(shè)置12 層棱柱層網(wǎng)格，以保證列車及風(fēng)阻制動(dòng)板周圍的流場(chǎng)預(yù)測(cè)精度。

1.4 求解參數(shù)設(shè)置

本文采用大型計(jì)算流體力學(xué)仿真商用軟件ANSYS Fluent 進(jìn)行數(shù)值模擬。采用有限體積離散方法，以有效提高計(jì)算效率。采用穩(wěn)態(tài)計(jì)算方法，選取雷諾時(shí)均流場(chǎng)進(jìn)行仿真計(jì)算，能夠避免對(duì)小尺度、高頻率的湍流進(jìn)行直接計(jì)算。采用合理湍流模型進(jìn)行模擬，從而大幅度減少計(jì)算量以節(jié)省計(jì)算資源。針對(duì)速度-壓力耦合計(jì)算問(wèn)題，結(jié)合Simplec 算法進(jìn)行迭代計(jì)算以實(shí)現(xiàn)對(duì)風(fēng)阻制動(dòng)高速列車的數(shù)值模擬，通過(guò)合理設(shè)置壓力校正亞松弛因子以實(shí)現(xiàn)數(shù)值仿真迭代過(guò)程加速收斂。

1.5 數(shù)據(jù)處理

對(duì)本文研究中用到的物理量進(jìn)行量綱一處理，以便對(duì)比分析。對(duì)高速列車氣動(dòng)阻力F、高速列車表面壓力P進(jìn)行了如下量綱一處理：

其中：Cd為阻力系數(shù)；Cp為壓力系數(shù)；ρ為空氣密度，ρ=1.225 kg/m3；St為高速列車最大橫截面面積；Pref為參考?jí)毫Α?/p>

2 風(fēng)阻制動(dòng)列車周圍空氣流動(dòng)特性

當(dāng)原始無(wú)風(fēng)阻制動(dòng)高速列車及風(fēng)阻制動(dòng)高速列車制動(dòng)板展開(kāi)時(shí)，列車頭部的空氣流動(dòng)特性見(jiàn)圖4(a)、(c)和(e)。從圖4(a)可見(jiàn)：由于高速列車頭部流線型位置存在加速效應(yīng)，車身周圍氣流高速運(yùn)動(dòng)且緊貼列車表面順滑發(fā)展而不產(chǎn)生大尺度分離。分析圖4(c)中Case 2可知，氣流沖擊風(fēng)阻制動(dòng)板迎風(fēng)面，同時(shí)，氣流在風(fēng)阻板邊緣形成強(qiáng)分離現(xiàn)象，風(fēng)阻制動(dòng)板下游的負(fù)壓渦流顯著減緩空氣流速。從圖4(e)中Case 3可知：進(jìn)一步增加高速列車風(fēng)阻制動(dòng)板數(shù)量，高速列車表面氣流強(qiáng)分離現(xiàn)象更加明顯；一部分氣流撞擊到風(fēng)阻制動(dòng)板表面，速度耗散并降低，另一部分氣流則在風(fēng)阻制動(dòng)板頂緣形成強(qiáng)剪切流，能夠向后方持續(xù)發(fā)展并加速；而在風(fēng)阻制動(dòng)板后方形成的負(fù)壓渦流逐步沿車身向下游持續(xù)發(fā)展，直至沖擊后方風(fēng)阻制動(dòng)板并又一次耗散。從圖4可見(jiàn)：流線型頭部的風(fēng)阻制動(dòng)板間因存在高度梯度分布特性，使得流線型部位風(fēng)阻制動(dòng)板之間干涉效應(yīng)減弱，而氣流在等截面車頂位置尚未再附著便受到后排風(fēng)阻制動(dòng)板阻滯作用，使得風(fēng)阻板間相互干涉作用明顯增強(qiáng)，因而，流線型位置風(fēng)阻制動(dòng)板單位投影面積的增阻效率更高；隨著風(fēng)阻制動(dòng)板數(shù)量增加，對(duì)流場(chǎng)的激擾作用也明顯加強(qiáng)，說(shuō)明風(fēng)阻制動(dòng)效果與風(fēng)阻制動(dòng)板數(shù)量增多呈現(xiàn)了一定的正相關(guān)性。

圖4 各工況列車流場(chǎng)Fig.4 Train flow fields in different working conditions

高速列車流線型尾部及車身周邊的流場(chǎng)見(jiàn)圖4(b)、(d)和(f)。從4(b)、(d)和(f)可見(jiàn)：當(dāng)列車高速運(yùn)行時(shí)(見(jiàn)圖4(b))，列車尾部形成光順下洗流并緊貼車體表面發(fā)展，在鼻尖下方產(chǎn)生小范圍的尾流低速區(qū)域；在開(kāi)啟列車尾部風(fēng)阻制動(dòng)板后，風(fēng)阻制動(dòng)板誘導(dǎo)產(chǎn)生剪切流，緊貼車體的下洗流轉(zhuǎn)變?yōu)閺?qiáng)分離氣流，且剪切層逐漸向下游發(fā)展，尾流低速區(qū)域擴(kuò)大，列車尾部速度減小明顯(見(jiàn)圖4(d))；增加高速列車尾部風(fēng)阻制動(dòng)板數(shù)量，氣流分離作用更加顯著，尾流低速區(qū)域進(jìn)一步擴(kuò)展，速度減小更加明顯(見(jiàn)圖4(f))；等截面車身位置的風(fēng)阻制動(dòng)板后方渦流在耗散前會(huì)受到后排風(fēng)阻制動(dòng)板的阻滯作用，進(jìn)而削弱了氣流在下游風(fēng)阻板迎風(fēng)面的沖擊強(qiáng)度和背風(fēng)側(cè)的分離強(qiáng)度，然而，氣流在經(jīng)過(guò)流線型位置的風(fēng)阻制動(dòng)板后，一部分直接沖擊風(fēng)阻板迎風(fēng)面，另一部分向后方不斷發(fā)展，致使尾流低速區(qū)不斷發(fā)展擴(kuò)大。各工況列車尾部渦流見(jiàn)圖5。由圖5 可知：風(fēng)阻制動(dòng)板對(duì)高速列車尾部流場(chǎng)激擾作用顯著，導(dǎo)致原始高速列車尾部的反向旋轉(zhuǎn)大尺度渦旋消失，并在高速列車尾部形成紊亂的空氣流動(dòng)結(jié)構(gòu)，且距離尾車鼻尖越遠(yuǎn)，尾部渦流紊亂程度增強(qiáng)。

圖5 各工況列車尾部渦流Fig.5 Eddy current at the rear of trains in different working conditions

針對(duì)高速列車不同位置設(shè)置采樣切片，探究風(fēng)阻制動(dòng)板對(duì)列車周圍附面層分布特性的影響，結(jié)果見(jiàn)圖6。以Case 1 車體為例，在圖6 中A、B、C3 個(gè)位置切片，觀察附面層形態(tài)，通過(guò)對(duì)比可知：相比于Case 1，Case 2與Case 3的風(fēng)阻制動(dòng)板結(jié)構(gòu)誘發(fā)強(qiáng)氣流分離現(xiàn)象，列車周圍附面層分布范圍明顯變大；附面層的增厚充分反映出列車周圍空氣流速顯著下降，風(fēng)阻板背風(fēng)側(cè)區(qū)域壓力受到影響嚴(yán)重；此外，風(fēng)阻板誘導(dǎo)強(qiáng)分離氣流沿車身方向持續(xù)向后發(fā)展，使得車身周圍附面層分布范圍逐漸增大。對(duì)比分析Case 2與Case 3，風(fēng)阻制動(dòng)板數(shù)量的增多能夠促使附面層高度進(jìn)一步增大，但其寬度并沒(méi)有明顯增大。

圖6 各工況不同測(cè)點(diǎn)附面層Fig.6 Surface layers of different measuring points in different working conditions

高速列車在各工況下的近表面流線見(jiàn)圖7。從Case 3局部放大示意圖可知：相比于原始無(wú)風(fēng)阻制動(dòng)高速列車表面的光順氣流，風(fēng)阻制動(dòng)板使得氣流受到阻滯并形成漩渦結(jié)構(gòu)；氣流受到風(fēng)阻制動(dòng)板阻滯作用后，一方面，在制動(dòng)板頂緣產(chǎn)生強(qiáng)剪切氣流并持續(xù)向后發(fā)展，另一方面，也會(huì)繞過(guò)風(fēng)阻制動(dòng)板的側(cè)方向后形成大尺度分離漩渦；低速渦流從兩側(cè)向后方呈漩渦式流動(dòng)并持續(xù)發(fā)展，逐步增大速度，直到?jīng)_擊至下游風(fēng)阻制動(dòng)板。

圖7 各工況列車近表面流線Fig.7 Near-surface streamlines of trains in different working conditions

3 風(fēng)阻制動(dòng)列車氣動(dòng)載荷特征

高速列車周圍壓力等值面分布特性見(jiàn)圖8。通過(guò)采用列車周圍正壓系數(shù)為0.053(紅色部分)與負(fù)壓系數(shù)為-0.106(藍(lán)色部分)構(gòu)建車身周圍壓力等值面。從圖8 可見(jiàn)：相比于原始無(wú)風(fēng)阻制動(dòng)高速列車，風(fēng)阻制動(dòng)板開(kāi)啟后，頭車鼻尖上游壓力驟增，尾車后方正壓分布范圍明顯縮減，進(jìn)而提升高速列車車體部分的壓差阻力。由于風(fēng)阻制動(dòng)板對(duì)周圍流場(chǎng)產(chǎn)生的激擾作用，使其迎風(fēng)面受到猛烈氣流沖擊、背風(fēng)側(cè)受到大尺度分離流作用，進(jìn)而使其呈現(xiàn)出迎風(fēng)面正壓、背風(fēng)面負(fù)壓的分布特征，導(dǎo)致風(fēng)阻板受到較高的壓差阻力，提升風(fēng)阻制動(dòng)列車的整車氣動(dòng)阻力。

圖8 各工況整車壓力分布Fig.8 Train pressure distribution in different working conditions

圖9所示為原始高速列車和風(fēng)阻制動(dòng)列車頭車迎風(fēng)面壓力分布。由圖9可知：原始高速列車只有在頭車鼻尖及頭型流線曲率變化處產(chǎn)生一定的正壓分布，隨著氣流攀爬分離而逐步轉(zhuǎn)為負(fù)壓分布；而對(duì)于風(fēng)阻制動(dòng)高速列車而言，高速氣流直接沖擊風(fēng)阻制動(dòng)板迎風(fēng)面，在風(fēng)阻制動(dòng)板上游的頭車表面呈現(xiàn)出明顯的正壓分布，增加了頭車的阻力系數(shù)；與此同時(shí)，風(fēng)阻制動(dòng)板的開(kāi)啟還增加了高速列車有效迎風(fēng)面積，從而提升了頭車的空氣阻力；此外，Ban1-4-1和Ban1-4-2風(fēng)阻板僅上緣出現(xiàn)少量相對(duì)明顯的正壓分布，說(shuō)明其受到上游Ban1-3-1 和Ban1-3-2 風(fēng)阻板誘發(fā)的分離流動(dòng)影響較大，Ban1-4-1和Ban1-4-2所受到氣動(dòng)阻力較小。

圖9 各工況列車頭車壓力分布Fig.9 Pressure distribution of the train head car in different working conditions

各工況下列車尾車壓力分布如圖10所示。從圖10 可見(jiàn)：尾車風(fēng)阻制動(dòng)板的開(kāi)啟會(huì)促使強(qiáng)分離氣流形成，大尺度漩渦結(jié)構(gòu)促使尾流區(qū)域內(nèi)速度損失更加大，進(jìn)而在風(fēng)阻制動(dòng)列車尾部產(chǎn)生較強(qiáng)的表面負(fù)壓；風(fēng)阻制動(dòng)板背風(fēng)面負(fù)壓進(jìn)一步增強(qiáng)了高速列車尾部的負(fù)壓分布強(qiáng)度；隨著風(fēng)阻制動(dòng)列車駐壓區(qū)氣流沖擊與尾流區(qū)分離作用增強(qiáng)，風(fēng)阻制動(dòng)列車前后壓差阻力明顯增加，進(jìn)而提升了整車所受氣動(dòng)阻力；隨著風(fēng)阻制動(dòng)板數(shù)量增加，迎風(fēng)面氣流沖擊與背風(fēng)側(cè)強(qiáng)分離效應(yīng)進(jìn)一步增強(qiáng)，頭車正值壓力與尾車負(fù)值壓力均得到一定程度增強(qiáng)。因而，適當(dāng)增加風(fēng)阻制動(dòng)板的數(shù)量可以增大整車壓差阻力，進(jìn)而有效提升列車整車氣動(dòng)阻力。

圖10 各工況下列車尾車壓力分布Fig.10 Pressure distribution of the train tail car in different working conditions

不同工況下風(fēng)阻制動(dòng)板的氣動(dòng)阻力系數(shù)見(jiàn)圖11。從圖11可見(jiàn)：以Case 2為例，在頭車位置，Ban1-3-1與Ban1-3-2因具有明顯的高度梯度分布特性而受力最大，Ban1-1-2受氣流直接沖擊，因而其受到的氣動(dòng)阻力較大；Ban1-2 系列制動(dòng)板與前排制動(dòng)板距離較近，而B(niǎo)an1-4 系列制動(dòng)板所處位置曲率變化較緩慢，因而，這2處制動(dòng)板受干涉作用更為明顯，所受氣動(dòng)阻力相應(yīng)降低；Case 3 在Case 2 的基礎(chǔ)上增添了Ban1-5 與Ban1-6 系列制動(dòng)板，受力比Ban1-3系列制動(dòng)板的受力小而比Ban1-2系列與Ban1-4 系列制動(dòng)板的受力大，使得頭車總氣動(dòng)阻力增大；在這2種工況下，頭車同等位置的制動(dòng)板受力較近；在尾車位置，就Case 2 而言，氣流經(jīng)過(guò)發(fā)展加速再附著后直接沖擊Ban3-1 系列制動(dòng)板，因而，尾車位置Ban3-1 系列制動(dòng)板受力最大，Ban3-3 系列制動(dòng)板因與前排制動(dòng)板存在高度梯度而氣動(dòng)阻力較高，Ban3-2 系列與Ban3-4 系列制動(dòng)板受板間干涉影響而受力降低；Case 3增設(shè)了尾車風(fēng)阻制動(dòng)板數(shù)量，由于增設(shè)的制動(dòng)板先于其余制動(dòng)板受到氣流沖擊并產(chǎn)生分離作用而對(duì)其后排制動(dòng)板產(chǎn)生影響，因而與Case 2 相比，尾車同等位置的制動(dòng)板受力發(fā)生改變，如Case 3 中的Ban3-5 系列制動(dòng)板受力比Case 2 中Ban3-3 系列制動(dòng)板受力小，而Case 3 中Ban3-4 系列制動(dòng)板受力要比Case 2 中Ban3-2 系列制動(dòng)板受力大。需指出的是，在同一種工況下，相比等截面車身位置的風(fēng)阻制動(dòng)板，除氣流直接沖擊的制動(dòng)板以外，具有高度梯度分布特性的流線型部位制動(dòng)板能夠提供相對(duì)較大的氣動(dòng)阻力，而隨著制動(dòng)板數(shù)量增多，尾車總氣動(dòng)阻力提高。

圖11 各工況下風(fēng)阻制動(dòng)板阻力系數(shù)對(duì)比Fig.11 Comparison of drag coefficient of aerodynamic braking plates in different working conditions

安裝風(fēng)阻制動(dòng)板的凹槽結(jié)構(gòu)對(duì)列車氣動(dòng)阻力的影響見(jiàn)圖12(a)。從圖12(a)可見(jiàn)：當(dāng)風(fēng)阻制動(dòng)板開(kāi)啟時(shí)，凹槽直接裸露于高速氣流中；當(dāng)高速氣流流經(jīng)風(fēng)阻制動(dòng)板凹槽時(shí)，在凹槽的前沿產(chǎn)生氣流分離，且分離結(jié)構(gòu)在凹槽內(nèi)逐漸發(fā)展擴(kuò)大并撞擊凹槽后側(cè)端板，進(jìn)而增加列車車體部分的氣動(dòng)阻力。通過(guò)對(duì)比可知：Case 2與Case 3整車車體及凹槽所帶來(lái)的增阻效果分別約為原始無(wú)風(fēng)阻制動(dòng)高速列車的123%和125%，相比于頭車，尾車及凹槽受到的氣動(dòng)阻力更大。綜上所述，在高速列車頭、尾及等截面車身位置布置風(fēng)阻制動(dòng)板及凹槽能夠使列車氣動(dòng)阻力增大。從圖12(b)可見(jiàn)：相比于原始無(wú)風(fēng)阻制動(dòng)高速列車，Case 2頭、尾車氣動(dòng)阻力分別提升了約525%、505%，整車氣動(dòng)阻力提升約408%，Case 3 頭、尾車氣動(dòng)阻力分別提升了約670%、654%，整車氣動(dòng)阻力提升約517%。

圖12 各工況列車各部位氣動(dòng)阻力分析Fig.12 Aerodynamic drag analysis of each part in different working conditions

4 結(jié)論

1)風(fēng)阻制動(dòng)板能夠顯著改變列車周圍流場(chǎng)，高速氣流直接沖擊風(fēng)阻制動(dòng)板并在制動(dòng)板頂緣發(fā)生強(qiáng)剪切分離，在制動(dòng)板下游形成明顯的低速渦流分離區(qū)，列車尾部渦流趨于紊亂，低速區(qū)域發(fā)展擴(kuò)大，表面附面層變厚增高。

2)流線型部位風(fēng)阻制動(dòng)板的開(kāi)啟影響列車周圍流場(chǎng)并誘發(fā)分離，增強(qiáng)了高速列車流線型頭部和尾部表面的正負(fù)壓力分布特性，從而大幅度增加整車所受的氣動(dòng)壓差阻力，進(jìn)一步促進(jìn)氣動(dòng)阻力提升，而風(fēng)阻制動(dòng)板數(shù)量增加能夠提高氣動(dòng)阻力。

3)相比于等截面車身位置的風(fēng)阻制動(dòng)板，高速列車流線型頭、尾位置的風(fēng)阻制動(dòng)板存在一定的高度梯度分布特性，在一定程度上能夠保證板后氣流的進(jìn)一步發(fā)展，從而減弱風(fēng)阻制動(dòng)板間的干涉作用。

4)處于高速氣流直接沖擊及因存在高度梯度分布特性的風(fēng)阻制動(dòng)板受力相對(duì)較大，受板間干涉作用影響較大的風(fēng)阻制動(dòng)板受力較小，這為后續(xù)風(fēng)阻制動(dòng)板空間布局優(yōu)化指明了方向。

5)相比于原始無(wú)風(fēng)阻制動(dòng)高速列車，本文Case 3的增阻效果最佳。風(fēng)阻板安裝凹槽可將車體氣動(dòng)阻力提升約125%，而風(fēng)阻制動(dòng)裝置可將頭、尾車氣動(dòng)阻力分別提升約670%、654%，整車氣動(dòng)阻力提升約517%。