高速列車制動風翼板不同迎風角氣動性能影響分析

謝紅太

（1華設設計集團股份有限公司 鐵道規劃設計研究院，南京 210014；2蘭州交通大學 機電工程學院，蘭州 730070）

高速列車風阻制動系統的制動風翼板形狀、迎風角度及安裝位置的選擇確定，直接關系著整車制動效率及行車安全。高立強、奚鷹及MinKyo Lee等人［1-3］初步研究顯示，在高速列車制動風翼板縱向投影面積相同的條件下，所產生的空氣制動力依次為凹板型大于平板型，平板型大于凸板型結構。由此可見，在制動風翼板縱向投影面積相同的情況下，風翼板展開迎風面積、安裝角度、表面形狀及局部細節結構也是直接影響空氣制動效果的主要因素。文中選用平板型制動風翼板為研究對象，以制動風翼板安裝迎風角度為主要研究參數，計算分析不同工況下帶制動風翼板高速列車氣動性能。

1 計算模型創建

結合現有研究技術成果，文中研究采用目前常見平板型風翼板，寬高為l×h?的長方形結構［1，4-5］，厚度為40 mm，與車頂面呈迎風角γ橫向對稱布置，如圖1所示。根據Davis公式列車總阻力為式（1）：

圖1 制動風翼結構參數

式中：A+(B1+B2)V為列車機械阻力；C1V2為列車外部氣動阻力，即列車所受的氣動阻力與速度平方成正比。

基于三維定常不可壓的黏性流場N-S及k-ε雙方程模型［6-8］，采用計算流體動力學方法對其所產生的制動力及氣動效應做初步研究。計算高速列車流體動力學模型創建具體參照文獻［9-11］中相關內容，整車計算幾何模型采用3輛編組1∶1實車模型，進行網格劃分并設定邊界條件。

制動風翼板選用整體長方形板型結構，非制動狀態時，風翼板內嵌于列車頂面下陷凹槽中［12-13］；高速制動時，升起風翼板凹槽補償機構進行填補，可有效改善車頂表面流場結構，大大削弱風阻制動噪聲，因此風翼板周圍車體表面按光滑表面考慮。

帶有單排制動風翼的高速列車（風翼板計算算例參數：速度350 km/h，首排制動風翼板設置位置距離頭車車身與司機室流線型連接處500 mm，風翼板迎風角為45°）在模擬流場中橫向力FS、垂向力FL及縱向力FD受力迭代收斂計算目標曲線，如圖2所示。其中，理想條件下由于外流場結構設置橫向對稱邊界條件，橫向力FS受力目標迭代計算曲線隨著迭代計算逐步完成，逐漸趨近于0，垂向力FL及縱向力FD分別逐漸趨近于一個穩定值。

圖2 列車受力目標迭代計算曲線

2 計算分析

2.1 氣動特性分析計算

文中模擬風速為350 km/h，于高速列車頭車設置單排制動風翼板，首排制動風翼板設置位置距離頭車車身與司機室流線型連接處D0點500 mm，對制動風翼板迎風角γi=45°、50°、60°、70°、80°、90°（i=1，2…6）分別進行數值模擬計算。

高速列車所受空氣阻力FD、垂向升力FL及橫向力FS分別為式（2）～式（4）：

式中：C1，C2，C3分別為計算空氣阻力系數、計算升力系數、計算橫向力系數，分別寫為式（5）～式（7）：

高速列車滾轉力矩Mx、俯仰力矩My及偏航力矩Mz分別為式（8）～式（10）：

式（2）～（10）中：V為靜止風環境中列車運行速度；AD為迎風面積，即列車縱向投影面積，m2（文中制動風翼板縱向投影面積S0=0.956 m2，不帶制動風翼板列車縱向投影面積S=10.863 m2，迎風面積AD=S+S0=11.819 m2）；AL為 列 車 垂 向 投 影 面積，m2（垂向投影面積AL=274.059 m2）；ρ為空氣密度，kg/m3，根據計算模型熱動力參數（熱動力參數：P=101.325 kPa，T=293.2 K），取ρ=1.205 kg/m3；AS為列車橫向投影面積，m2；CD為阻力系數；CL為升力系數；Cmx為滾轉力矩系數；Cmy為俯仰力矩系數；Cmz為偏航力矩系數；lij各方向力的力臂，m。

結合式（5）～式（7）列車空氣阻力與列車縱向投影面積AD成正比，為使各研究方案具有可比對性，文中在針對制動風翼板不同安裝迎風角度的方案研究中，設定列車縱向迎風面積相同，均為S0=0.956 m2，則安裝迎風角度γi對應制動風翼板迎風面面積

設定目標參數，模擬列車在長大明線上運行，對列車所受縱向空氣阻力FD、垂向升力FL及橫向力FS進行流體動力學仿真計算。理想條件下，列車橫向力FS=0，滾轉力矩Mx=0，偏航力矩Mz=0，對應的橫向力系數CS=0、滾轉力矩系數Cmx=0，偏航力矩系數Cmz=0。

當模擬風速為350 km/h，不同迎風角γi對應高速列車所受空氣阻力FD、垂向升力FL及俯仰力矩My分別如圖3～圖5所示。

圖5 迎風角γi—俯仰力矩曲線

由圖3、圖4可以看出，隨著迎風角γi的增大，列車所受空氣阻力整體趨于平穩，所受垂向升力隨著迎風角γi的增大，呈逐漸上升趨勢。γi在45°～90°范圍內，列車空氣阻力系數CD約為0.24左右，列車升力 系 數CL約在1.4×10-3～2.0×10-3范圍內。

圖3 迎風角γi—空氣阻力曲線

圖4 迎風角γi—垂向升力曲線

不帶制動風翼板高速列車模型以速度350 km/h運行時，所受俯仰力矩M0=543.19 kN·m。如圖5所示，制動風翼板迎風角γi在45°～90°范圍內，隨著迎風角的增大所受俯仰力矩My呈先增大后減小再緩慢增大的趨勢，曲線前后分布在不帶制動風翼板所受俯仰力矩M0點的上下兩側。因此俯仰力矩可作為高速列車制動風翼板迎風角角度參數優化的一個重要量化指標，其反映出高速列車的點頭振動程度。

經模擬計算，帶不同大小迎風角制動風翼板列車在不同速度等級運行情況下對應的空氣阻力FD及垂向升力FL分別如圖6、圖7所示。

圖6 列車速度—空氣阻力擬合曲線

圖7 列車速度—升力擬合曲線

由圖6、7可知，帶不同迎風角γi的制動風翼板列車所受空氣阻力FD和垂向升力FL隨運行速度的增加均呈現出二次拋物線形狀趨勢。所受空氣阻力FD隨著迎風角γi的增大基本維持不變，所受垂向升力FL隨著迎風角γi的增大而緩慢增加。不同迎風角γi對應列車阻力系數、升力系數、計算阻力系數及計算升力系數值見表1。

表1 不同迎風角γi列車氣動特性系數值

其中，制動風翼板迎風角γi=45°、60°、80°、90°（i=1，3，5，6）時，列車縱向對稱面上流場壓力分布和速度分布分別如圖8、圖9所示。

從圖8不同迎風角γi列車縱向對稱面上流場壓力分布可以看出，隨著迎風角γi的逐漸增大，制動風翼板前后形成的正壓區與負壓區影響范圍逐漸變小減弱，當γi=90°時，風翼板前后形成的正負壓區，減到相對最弱。由圖9可知，隨著迎風角γi從45°～90°范圍內逐漸擴大，制動風翼板背部氣流干擾效應逐漸減弱。

圖8 不同迎風角γi列車縱向對稱面上流場壓力分布

圖9 不同迎風角γi列車縱向對稱面上流場速度分布

2.2 風翼板特性分析

不同迎風角γi制動風翼板迎風面所受空氣壓力如圖10所示，可知迎風面所受空氣最大壓力從γi=45°開始逐漸增大，到約50°時受壓達到最大，而后呈逐漸下降趨勢，最小壓力與之相反，平均壓力基本保持平穩。

圖10 不同迎風角風翼板迎風面壓力

分別以不同風速模擬高速列車各速度運行等級，通過計算流體動力學仿真分析，經擬合計算制動風翼板迎風面不同迎風角δi對應的計算最大壓力系數Cmax，計算最小壓力系數Cmin，計算平均壓力系數Cave分別見表2。

表2 不同迎風角γi制動風翼板迎風面最大、最小及平均壓力系數

其中制動風翼板迎風角γi=45°、60°、80°、90°（i=1，3，5，6）時，風翼板迎風面表面所受空氣壓力分布如圖11所示。整體上對于制動風翼板不同安裝γi，對應迎風面所受空氣壓力基本呈上下2個高正壓區（分別記為第一高壓區與第二高壓區），左右兩側負壓帶的分布形式；其中，當γi=45°時制動風翼板迎風面相對受壓達到最大，同時第二高壓區受壓峰值凸出，隨著迎風角γi的逐步增大，第二高壓區受壓峰值逐漸減小，同時逐漸與第一高壓區上下縮減分離。

圖11 不同迎風角γi風翼板迎風面壓力分布

制動風翼板不同迎風角γi對應風翼板迎風面所受縱向力及垂向力主要受制動風翼板對應方向投影面積影響較大，如圖12所示，在風翼板迎風面縱向投影面積保持不變的情況下，縱向分力平均為2 623 N，整體隨著γi的增大略有增大；隨著迎風角γi的逐步增大，制動風翼板在垂向投影面積逐漸減小，對應所受垂向力逐漸減小，當γ6=90°時為0。

圖12 不同迎風角γi風翼板迎風面所受分力

經流體動力學仿真計算，帶單排制動風翼板高速列車以速度350 km/h運行時，如圖13所示，制動風翼板迎風角γi對應的風翼板迎風面聲學能量在80～95 dB的區間范圍內隨著γi的逐步增大表現出先增大后減小的變化趨勢。

圖13 不同迎風角γi風翼板迎風面聲學能量等級

2.3 列車縱向對稱面流場分析

參考文獻［9］分別提取帶制動風翼板列車縱向對稱面上部外流場與列車截面接觸線，如圖14所示。

圖14 列車縱向對稱面接觸線提取示意圖

經迭代計算，高速列車縱向對稱面流體與列車表面接觸線長度方向上空氣熱動力參數曲線分別如圖15、圖16所示。列車鼻尖處與風翼板迎風面正壓區的空氣流場密度大于計算模型流場遠環境空氣密度（ρ=1.205 kg/m3），風翼板背風面至尾車排障板下底部點由于流體分離，空氣密度值均小于遠環境空氣密度。空氣溫度在制動風翼板前后波動較大，中間車車頂部分基本保持一致，尾部列車鼻尖區域流體溫度略有增大。

圖15 列車縱向對稱面上部接觸線空氣密度曲線

圖16 列車縱向對稱面上部接觸線空氣溫度曲線

依次計算從頭車至尾車接觸線長度位置—壓力分布，如圖17所示，列車縱向對稱面接觸線上壓力分布依次在高速列車導流罩范圍、頭車及尾車車身與司機室流線型連接范圍、制動風翼板安裝范圍呈現正、負壓力突變。列車前緣鼻部滯止點至后司機室上部，隨著表面空氣流動速度逐漸增大，出現第一負壓區，與不帶制動風翼板列車計算模型相比，該負壓區影響范圍表現出大幅減弱同時有前移趨勢；在制動風翼板前后區域由于氣流的壓縮和分離，分別形成2個壓差較大的正壓區和負壓區，在風翼板后部的列車中部車體表面，氣動壓力分布較為平穩，列車尾部由于流體逐漸分離形成第二負壓區，該負壓區相對不帶制動風翼板列車計算模型有所減弱。

圖17 列車縱向對稱面上部接觸線壓力曲線

結合非穩態的N-S方程，高速列車氣動噪聲普遍采用FW-H方程［14-18］，經流體仿真模擬計算，在列車縱向對稱面上部列車與空氣流固接觸線上，隨長度位置點變化，聲功率及聲學能量等級曲線分別如圖18、圖19所示。

圖18 列車縱向對稱面上部接觸線聲功率曲線

圖19 列車縱向對稱面上部接觸線聲學能量等級曲線

由圖18可知，列車縱向對稱面上部列車與空氣流固接觸線上聲功率值在制動風翼板迎風面背風面區域有突增，約0.001 52 W/m3，最大峰值出現在制動風翼板上部邊緣處，約為0.013 93 W/m3。聲學能量等級值在制動風翼板前后波動最大，前后5 m范圍內大于60 dB，隨后在中間車車頂逐漸減小，在列車尾部隨著流體分離略有增大。

3 結論

（1）隨著首排制動風翼板迎風角在45°～90°的范圍內逐漸擴大，列車所受的空氣阻力基本保持不變，列車空氣阻力系數CD約為0.24左右，所受垂向升力呈緩增的趨勢，列車升力系數CL約在1.4×10-3～2.0×10-3范圍內，氣動干擾效應及風翼板迎風面高壓區受壓逐步減弱。

（2）針對制動風翼板不同安裝迎風角度，迎風面所受空氣壓力基本呈上下2個高正壓區、左右兩側負壓帶的分布形式，隨著迎風角在45°～90°范圍內逐漸擴大，第二高壓區受壓逐漸減弱，同時逐漸與第一高壓區上下縮減分離。

（3）列車縱向對稱面接觸線上壓力分布依次在高速列車導流罩范圍、頭車及尾車車身與司機室流線型連接范圍、制動風翼板安裝范圍呈現正、負壓力突變。其中，列車前緣鼻部滯止點至后司機室上部，隨著表面空氣流動速度逐漸增大，出現第一負壓區，與不帶制動風翼板列車計算模型相比，該負壓區影響范圍表現出大幅減弱同時有前移趨勢；在制動風翼板前后區域由于氣流的壓縮和分離分別形成2個壓差較大的正壓區和負壓區，在風翼板后部的列車中部車體表面，氣動壓力分布較為平穩，列車尾部由于流體逐漸分離形成第二負壓區，該負壓區壓力相對不帶制動風翼板列車計算模型有所減弱。

（4）列車縱向對稱面上部列車與空氣流固接觸線上聲功率值在制動風翼板迎風面背風面區域有突增，約0.001 52 W/m3，最大峰值出現在制動風翼板上部邊緣處，約為0.013 93 W/m3。聲學能量等級值在制動風翼板前后波動最大，前后5 m范圍內大于60 dB，隨后在中間車車頂逐漸減小，在列車尾部隨著流體分離略有增大。