城际列车梳齿状涡流发生器气动减阻研究.pdf

第 卷 第 期 年 月铁 道 学 报 文章编号：（）城际列车梳齿状涡流发生器气动减阻研究商雯斐，高广军，姜 琛，（中南大学 重载快捷大功率电力机车全国重点实验室，湖南 长沙；中南大学 轨道交通安全教育部重点实验室，湖南 长沙；中南大学 空气动力学铁路行业重点实验室，湖南 长沙）摘 要：为减小钝体头型城际动车组的气动阻力，开展尾车车体与头型变截面区处梳齿状涡流发生器气动减阻效应研究。针对保留底部转向架基本气动外形的头车中间车尾车列车简化模型，采用 湍流模型研究梳齿状涡流发生器对列车尾部流动分离以及整车气动阻力的影响。结果表明：钝头城际列车尾部存在明显流动分离现象，同时伴随涡旋产生、发展与脱落。在列车尾部车体末端安装涡流发生器后，气流分离被有效延缓，涡旋产生与发展得到明显抑制，列车尾部流场结构显著优化。对列车进行气动力分析发现，在 速度下，安装涡流发生器后，尾车压差阻力降低 ，三车模型气动总阻力降低 ，可以有效减少城际列车碳排放。关键词：涡流发生器；城际列车；气动减阻；流动控制中图分类号：文献标志码：，（，；，；，）：，：；收稿日期：；修回日期：基金项目：国家重点研发计划（）；国家自然科学基金（）第一作者：商雯斐（），男，辽宁锦州人，博士研究生。：通信作者：姜 琛（），男，湖南张家界人，副教授，博士。：随着国家发布“粤港澳大湾区建设”“长三角一体化发展”“京津冀协同发展”“长江经济带发展”等重要国家战略与规划，国内城市群与都市圈得到迅速发展。作为城市间短途人流和物流主要交通纽带，城际列车覆盖里程及运营频次不断提升。相比承担重点城市间客流运输的高速列车，城际列车运营速度略低，通常为 ，是一种更适合较短运营交路内的高效率、高密度旅客运输载体，也是目前区域城市群内人员流通的主要选择方式。伴随中国对于第 期商雯斐等：城际列车梳齿状涡流发生器气动减阻研究城市群交通圈及都市通勤圈的促进发展，城际列车开行量将得到进一步增加。现有研究表明，列车运行速度超 时，其气动阻力将占列车运行总阻力的主导地位，列车运行速度超过 时，气动阻力将占列车总运行阻力的 以上。我国提出二氧化碳排放力争于 年前达到峰值，努力争取 年前实现碳中和。交通运输作为碳排放重要领域，年我国交通运输领域能源消费量占总量的 ，其中城际客运和城市客运能耗分别占交通运输领域的 和 。城际列车作为城市群内部大量人员快速流动的方式，是降低交通运输领域碳排放的重点关注对象。提升既有开行城际列车空气动力学性能，降低列车运行气动阻力，是一种成本低、改造速度快的降低城际列车运营所需能量消耗，从而减少轨道交通运输所造成碳排放的有效手段。目前，各国学者在列车空气空力学减阻节能方面开展了大量研究。由于运行速度相对较低，针对城际列车气动性能提升主要有三方面：列车车体头部及顶部结构流线型优化（空调、受电弓下沉）、改善车底设备结构分布（裙板或设备舱）、改善优化相邻车厢连接处风挡结构。针对以上优化方式进行数值仿真计算，文献发现对列车头车前部头型流线型进行优化，文献发现对列车车体下部设备进行流线型设备舱包覆，文献发现对列车车体顶部空调设备几何外壳进行流线型优化处理，均可以有效降低城际列车在明线运行时所受气动阻力。同时，文献对城际列车各优化方案进行风洞实验并进行比对，有效验证数值计算所得各项结论。对于目前上线运营的城际列车，包覆车底设备与改善风挡结构进行气动减阻已得到完善发展，更换列车头部流线型结构却极难实施。受早期铁路运营大载客量目标影响，目前既有城际列车中多采用可最大化提高运量的钝体头型，对现有钝头城际列车由钝体头型换装至流线型头型将大量消耗动车组运营经济与时间成本。同时，现有城际动车组多具备完善的段站内配套设施（如，屏蔽门等），对钝头城际列车进行流线型头型更换将进一步影响现有铁路配套设备与城际列车的匹配，因此有必要从改变列车局部流场角度提出新的整车气动性能改善方案，实现在线运营城际列车的进一步减阻降耗减碳。钝头城际列车气动阻力的重要来源之一是尾车变截面区处强负压区构成的压差阻力，而尾车表面流动分离是形成负压区的重要因素之一，因此有必要对钝头城际列车尾部流动分离情况开展研究与优化。但据作者所知，目前尚未针对钝头城际列车尾部开展空气动力学元件（如，涡流发生器等）的流动分离控制研究，因此本文基于某型号城际动车组列车，通过在尾车增设梳齿状涡流发生器控制车尾流动分离，并开展气动性能数值计算分析研究，以实现城际列车的减阻节能，推进城际轨道交通运输绿色化与低碳化发展。模型、网格及边界条件目前，中国铁路线上运营城际列车种类较多，但其车体头型几何形状多为相似钝头结构，因此本文计算模型采用某典型城际动车组列车。因城际列车运行环境多为明线运行，本文计算域的选取及计算网格离散均按照明线运行工况进行设置与仿真。计算几何模型研究发现，采用三车编组与八车编组进行数值计算对列车气动力性能计算结果影响相近，因此本文中列车模型采用头车、中间车、尾车组成的三车编组模型，见图。根据流场相似性理论，列车采用 缩比模型，基于车高为特征长度的雷诺数为 。缩比后列车高度约为 ，列车宽度为 。为在不影响计算结果的条件下节省计算资源，省略车体表面结构如门窗、把手等非关键部位。转向架区域也进行几何简化，但保留轮对与构架等重要部件。对于真实运营城际动车组列车，其受电弓安装位置距尾车较远，且部分城际列车采用第三轨供电方式，不依靠接触网为列车运行提供动力，因此本模型中受电弓结构也被予以简化。图 城际动车组列车模型 数值计算方法实际运营中，城际动车组列车运行速度往往介于 之间。本文中选定模拟列车运行速度为 ，马赫数小于 ，可以认定列车周围空气为不可压缩理想气体。数值模拟仿真采用 计算软件 作为求解器，针对车体周围湍流状态采用 方程及 双方程模型对流场进行定常求解，选取 算法对速度压力进行拟合，并对空间压力采用标准格式进行离散，对动量方程采用二阶迎风进行离散，以平衡数值仿真计算效率及计算结果准确性。计算域及边界条件对列车明线运行工况进行模拟，设定列车外流场计算域见图，图 中，车高 ，整车长度约，车宽约 。计算域长度为，其中头车前部铁 道 学 报第 卷距前边界平面距离为，以使列车前方来流得到良好发展。车尾距后边界面距离约为，以保证列车尾流充分发展。计算域宽度为，高度为，以降低流场边界面对列车周围近处流场的干扰。计算域阻塞比约 ，满足研究要求。图 计算域计算域前部边界面设定为速度入口，给定风速 ，以模拟列车运行时气流相对车体运动。计算域后部边界面定义为压力出口，并给定压力为 。计算域底部边界面、轨道及路基设定为移动壁面条件，以模拟列车运行时车体与地面间的相对运动。其余边界面设定为对称边界，从而拟合列车实际运行过程中的开放外流场环境。网格模型计算网格采用 中 模块的多面体六面体核心（）网格对计算域进行网格离散见图。车体表面及转向架表面网格尺寸为，并设置有附面层网格，网格第一层厚度为 ，层数为 层。地面同样设置有附面层网格，网格层数为 层。为对车体周围流场进行更准确计算，针对列车周围近处流场区域及列车尾部区域设置网格加密区并进行进一步加密，加密后的车体尾部网格见图。原始与安装涡流发生器模型网格数量均为 左右。经计算车体表面平均 为 ，满足所采用湍流模型对表面 的计算要求。图 车体附近流场网格 计算方法及网格验证为验证文中数值计算方法及网格离散方式的准确性，对 型动车组列车采用相同计算域几何、加密区及网格约束尺度进行网格离散，采用完全相同的数值计算方法进行计算，并将 计算所得结果与风洞试验数据进行对比。与本文中所选用城际动车组列车相比，车型车体尾部近处流场同样存在明显的图 车体尾部区域流场网格气流流动分离，具有一定相似性。风洞中选用模型为 比例，车体底部放置有 比例轨道模型。为避免风洞内壁面附面层对结果产生影响，试验段内放置列车试验地板装置，并在试验前对风洞试验所需测力天平进行校准，以满足试验要求。计算域内放置同样为 的 型车及轨道模型，且同样对受电弓等非必要结构进行省略。风洞试验及计算的雷诺数均约为 ，风洞试验模型及计算模型见图。设置计算域速度入口边界与风洞内来流风速相同，均为 ，底面及轨道与风洞内试验地板相同，均为固定地面。将数值计算与风洞试验所得结果进行无量纲处理，可以得到气动阻力系数随迭代次数的变化，见图。图 风洞试验模型及数值计算模型图 气动阻力系数随迭代次数的变化（）其中：为无量纲阻力系数；为列车运行时气动阻力；为均匀来流密度，取 ；为均匀来流速度；为列车截面积。对迭代次数进行无量纲处理，定义迭代数迭代次数 迭代总数。由图 可见，当迭代数达到 时，阻力系数已不随迭代次数增加而发生明显变化，可以认为当迭代数达到 时计算结果已经收敛，将第 期商雯斐等：城际列车梳齿状涡流发生器气动减阻研究迭代数为 作为采样区间取得气动阻力系数平均值，风洞试验测得列车头车与整车阻力系数与数值计算中所得平均值见表。由表 可知，数值计算中算得头车与整车阻力系数均略大于风洞试验所得结果，其中头车误差为 ，小于 ，整车误差为 ，小于 ，具有较高准确性，说明本文中所采用网格方法及数值模拟方法可以满足要求。表 明线运行气动阻力系数区域风洞试验数值计算误差 头车 整车 涡流发生器布置位置及尺寸列车气动阻力由摩擦阻力与压差阻力构成，经计算当该典型钝头城际列车运行速度为 时，其压差阻力将占列车总气动阻力的 。对该型号动车组模型近处流场进行分析，并基于流动控制对其进行优化。城际列车流场分析在大气环境下，所有运动物体表面均存在压强差，其中沿物体移动方向分量构成物体所受压差阻力。因此，对该城际动车组列车在明线工况下车体表面压力情况进行研究。车体表面压力分布见图。由图 可知，在车体表面存在一处明显正压区与两处明显负压区。其中正压区位于列车头车前端迎风面处，负压区一处位于列车头车前端迎风面下游位置，另一处位于列车尾车末端背风面处。正压区主要由上游来流在列车表面形成冲击流并对列车产生冲击所致，负压区则由车体表面附面层强流动分离现象形成空腔导致，正、负压区共同耦合作用形成列车所受压差阻力。头车前端正压区与尾车末端负压区对列车运行起阻碍作用，头车前端负压区对列车运行起拖曳作用，但头车的负压区向列车运动方向投影面积较小，效果较弱，因此更需要对尾车末端的负压区及其对应列车尾部流动分离现象进行研究。图 车体表面压力分布对车体横向中位面做流场速度流线图见图，可以看出车体顶部存在沿车体表面运动的高速气流。流过车体后，气流受惯性与重力作用下沉，并在下沉气流与车体间形成一处较为明显的低速区域。同时，车体表面附面层脱离车体，在车体尾部形成因流速差过大导致的流动分离现象。因此可以基于流动控制对列车车体尾部附面层脱离进行抑制。图 列车尾部流场速度流线图 涡流发生器的布置与尺寸涡流发生器是一种简易且有效的气动减阻装置，可以通过简单铆接或焊接加装于物体表面。通过在物体表面形成细小涡旋，涡流发生器下游流场气流流动分离情况会得到一定缓解，其尾流区负压极值降低，表面压差阻力下降，从而达到物体气动阻力优化的目的。研究发现，在汽车车体表面、轮船水位以下表面、风力发电机机翼表面流动分离区域安装涡流发生器都可以较好地抑制其表面的流动分离现象。为探讨涡流发生器对钝头城际列车尾部气流流动分离优化的可行性及作用效果，选用最典型的梳齿状涡流发生器。由图 可以发现，车体顶部气流流动分离主要开始于车体与变截面区交界位置，因此本文中将梳齿状涡流发生器布置于流动分离现象最为严重的尾车车体与变截面区交界位置的车顶表面，布置位置见图。为保证具备较好的扰流效果，本文中选取 倍边界层厚度约 作为涡流发生器翼片高度。为保证涡流发生器在尾车顶部的全范围作用，本文选取共 个涡流发生器翼片等间距密布于车顶非功能性结构区域见图。涡流发生器整体宽度为 ，分布范围约占车体总宽的 。安装涡流发生器的优化模型与原始模型比对见图。图 安装涡流发生器的城际动车组模型铁 道 学 报第 卷图 涡流发生器分布图 原始车体模型和安装涡流发生器车体模型对比 城际列车涡流发生器气动减阻数值分析为验证涡流发生器对列车尾部变截面区处流动分离存在抑制，进而减少列车压差阻力，对列车近处流场的速度场、压力场、流线及气动力开展对比分析。速度场分析对城际列车车体周围近处速度场进行分析。由于列车尾部负压区域主要由车体两侧分离气流内收形成的涡旋造成，因此尾部流场纵向切片选取列车中心偏外侧进行截取，偏移距离 ，横向切片距轨面高 ，位置见图。涡流发生器主要安装于列车尾车车体与端部过渡区域，由于两种模型中尾车前部及头车与中间车几何结构完全一致，因此仅针对尾车末端及其下游流场进行分析。图 流场切片位置示意原始车体模型和安装涡流发生器车体模型尾部流场速度俯视图与主视图见图，其中，速度参数采样于图 所示采样区间，尾流流速云图不对称度小于，满足工程要求。由图 可知，两模型尾车下游流场存在尾流结构差异。在尾车尾部变截面区处，两模型尾流均发生流动分离现象，并在列车下游处产生低速涡流区，但原始车体模型下游流场可近似于仅存在一处低速气流区域，流动分离形成的低速涡旋经车体尾部逐渐减弱并在远场消散。而安装涡流发生器车体模型的尾流区域存在两处低速气流区域 和，其中区域 的范围相对区域 较小，且存在明显的涡旋脱离情况。两涡旋均在远场逐渐减弱并消散，但原始车体模型尾流存在横摆且维持距离更久，安装涡流发生器车体模型尾流规整且消散更快。比对两车尾流处的低速涡旋区域，发现虽然安装涡流发生器车体模型尾流区存在一个较大的低速区域，但其区域 面积小于原始车体模型尾流低速区域。图 车体尾部近处流场速度云图列车尾部流场流线见图，其中图 （）为仰视图，图 （）、图 （）为后视图与轴侧视图的组合视图。图 列车尾部气流流线图由图（）可以看出相比原始车体模型，增加涡第 期商雯斐等：城际列车梳齿状涡流发生器气动减阻研究流发生器模型的尾部流场更为规整。两种模型列车尾部均产生流动分离现象并形成成对出现的分离涡，但原始模型尾部涡旋更加无序，其宽度尺寸更大，且在车体尾部自由发展形成强涡旋。而涡流发生器会在列车尾车顶部形成一系列的小涡旋，涡旋携带着外部主流的高动能气流顺列车车体下降形成下沉气流，并在列车尾流区内与尾涡交汇，因此其尾部新产生涡旋在发展伊始即受涡流发生器扰动的下沉气流作用而被削弱，无法在列车尾部形成强涡旋，从而发展为较为规整的平滑流场并逐渐消散。对两模型中车体一侧的独立涡旋 与 进行进一步分析，可见相比于涡旋，涡旋 高度尺寸更大，且传播距离更远，消散更慢，可见涡旋 较涡旋 蕴含更多能量。而涡旋所含能量往往来源于维持列车运行能量，因此涡流发生器可以有效降低列车运行中尾部涡旋导致的能量消耗。压力场分析现有城际动车组列车尾车表面流动分离现象主要体现为气流沿车体表面向下游流场流动至车尾，在重力作用下随尾车变截面区下沉，并与车体两侧内收气流在车体后方交会，在车尾鼻尖处产生涡旋并脱落，形成正负压区同时存在的尾部流场。由于压力变化主要由涡旋造成，因此同样选取列车中心偏外侧 进行压力截取，压力云图见图。图 列车中心偏外侧 截面压力云图由图 （）可见，由于流动分离造成气流流速变化，原始车体模型尾车顶部及头鼻部均存在较大负压区，尾部后方存在较大正压区。而图 （）中安装涡流发生器后，其尾车车体顶部与鼻尖处负压区以及车体后部正压区明显减弱。由此可见，通过对列车尾部气流产生扰动，涡流发生器可以有效抑制列车尾部的流动分离。为更直观地反映列车表面压差阻力变化，对截面切片处列车上表面压力分布绘制曲线见图，并对比车体表面压力云图后视图与俯视图见图。图 列车顶部中截面压力分布图 尾车表面压力云图由图 与图 可知，原始车体模型尾车表面与安装涡流发生器车体模型尾车表面均存在明显负压区，其中原始车体模型负压区主要集中在尾车车体与变截面区交界部分及车头鼻部等存在强流动分离区域。对比发现，安装涡流发生器后，其尾车表面负压极值降低约 ，且车体顶部及头鼻部负压区面积明显减少。其中车体顶部负压区起始位置移至涡流发生器安装处，而结束位置则向上游缩短约 ，同时列车头鼻部负压区也得到明显优化，充分说明涡流发生器可以有效调节其下游流场，改善流动分离区的负压幅值与分布范围。气动阻力系数列车运行阻力主要由列车轮轨间滚动阻力及列车与外界大气间气动阻力构成，当城际列车以较高速度运行时，其气动阻力将占据列车运行阻力的 以上。列车所受气动阻力进行分析，结果见表，此处引用无量纲气动阻力系数。表 列车气动阻力系数项目头车中间车尾车整车原始车体模型阻力系数 安装涡流发生器车体模型阻力系数 减阻率 由表 看出，头车与尾车阻力较大，中间车较小，尾车所受阻力占列车总阻力的 。涡流发生器铁 道 学 报第 卷主要安装于列车尾车，因此头车与中间车阻力系数所受影响不大，尾车运行阻力系数存在明显变化。安装涡流发生器后，头车与中间车阻力系数变化率分别为 及 ，均小于 ，尾车阻力系数降低 ，全车运行总阻力降低 。可见涡流发生器对于尾车运行阻力有着明显减弱作用，因此对尾车所受气动阻力进行进一步分析，其气动摩擦阻力与压差阻力见表。表 尾车气动阻力构成项目压差阻力系数摩擦阻力系数总阻力系数原始车体模型 安装涡流发生器车体模型 减阻率 由表 发现，尾车所受气动阻力减少主要来源车体表面压差阻力减弱。相比原始车体模型，安装涡流发生器后尾车压差阻力系数降低 ，摩擦阻力仅增加 。因此，涡流发生器可以有效降低城际列车所受压差阻力，从而有效降低列车阻力系数，提高城际列车运行经济性与节能性。结论基于流动控制理论和铁路限界要求，在钝体头型典型城际动车组尾车末端安装翼片高度约 、整体宽度 的等间距密布 个涡流发生器翼片的梳齿状涡流发生器，并对列车明线运行工况下气动特性进行仿真对比分析，得到如下结论：（）钝头城际列车尾部存在明显流动分离，其尾部鼻尖处存在涡旋的产生、发展与脱落现象。涡流发生器可以有效削弱车尾部涡旋的形成与发展，使其宽度、高度尺寸及持续距离都得到一定抑制。（）涡流发生器可对城际列车尾部流场结构进行优化，使尾车下游流场正、负压区强度减弱，同时缩小尾车尾部车体表面负压区面积。（）涡流发生器对列车尾部流场的控制可以有效降低压差阻力，实现减阻。在 速度下，列车明线运行气动阻力整车减阻达 。本文仅讨论等间距密布 个涡流发生器翼片的梳齿状涡流发生器对三车编组钝体城际列车减阻的机理与效果。未来将对翼片形状、尺寸、间距等其他因素开展深入分析，针对实际八车编组钝体城际列车，提出气动减阻效率更高的涡流发生器结构。另外，作为钝头城际列车尾车涡流发生器的初期研究，湍流模拟方法上将进一步开展 和 湍流模型下涡流发生器的减阻机理研究。同时，受试验环境限制，本文中所采用模型均为缩比模型，在后续研究中将对全尺寸实车模型、多速度工况、受电弓干扰等更复杂情况下的涡流发生器减阻机理及效果进行进一步探索与分析。参考文献：孙晚华，刘钢 铁路城际客流预测模型的研究 北京交通大学学报，（）：，（）：魏立华，丛艳国 城际快速列车对大都市区通达性空间格局的影响机制分析 以京津唐大都市区为例 经济地理，（）：，：，（）：徐行方，向劲松 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