導(dǎo)流裝置對(duì)高速磁浮列車(chē)氣動(dòng)特性的影響

李一凡，李田，張繼業(yè)，張衛(wèi)華

西南交通大學(xué) 牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610031

0 引言

隨著我國(guó)高速軌道交通技術(shù)的發(fā)展，高速磁浮列車(chē)肩負(fù)起進(jìn)一步提高軌道交通運(yùn)行時(shí)速的重任，其運(yùn)行速度可達(dá)600km/h以上，憑借顛覆性技術(shù)成為銜接高速列車(chē)和航空飛行器速度等級(jí)的交通工具[1]。早在2006年，中國(guó)上海已開(kāi)通磁懸浮線，所運(yùn)營(yíng)的磁浮列車(chē)最高速度可達(dá)430 km/h[2]。近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外先后開(kāi)展了相關(guān)試驗(yàn)。日本山梨線試運(yùn)行的L0 型磁浮列車(chē)試驗(yàn)速度高達(dá)603 km/h。中車(chē)青島四方機(jī)車(chē)車(chē)輛股份有限公司高速磁浮列車(chē)已下線，其設(shè)計(jì)速度為600 km/h[3]；西南交通大學(xué)高溫超導(dǎo)磁浮工程化樣車(chē)及試驗(yàn)線已啟用。一系列的研究成果彰顯了高速磁浮技術(shù)的蓬勃發(fā)展，標(biāo)志著高速磁浮列車(chē)成為下一代軌道交通運(yùn)輸工具的重點(diǎn)發(fā)展方向[4]。

磁浮列車(chē)主要通過(guò)電磁力實(shí)現(xiàn)列車(chē)的懸浮和導(dǎo)向。磁懸浮技術(shù)可分為吸力懸浮、斥力懸浮和釘扎懸浮等。作為一種非傳統(tǒng)輪軌黏著的新型軌道交通工具，磁浮列車(chē)車(chē)軌間存在一定的懸浮間隙，懸浮間隙保持相對(duì)穩(wěn)定是確保列車(chē)懸浮特性、導(dǎo)向控制自穩(wěn)定的先決條件[5]，因此列車(chē)氣動(dòng)特性和外流場(chǎng)結(jié)構(gòu)對(duì)磁浮列車(chē)的行車(chē)安全及運(yùn)行舒適性具有顯著影響。為探究高速磁浮列車(chē)的氣動(dòng)特性和外流場(chǎng)結(jié)構(gòu)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者利用Computational Fluid Dynamics（CFD）開(kāi)展了大量研究。劉堂紅等[6]對(duì)國(guó)產(chǎn)磁浮列車(chē)氣動(dòng)外形進(jìn)行了多方案設(shè)計(jì)，對(duì)比了不同磁浮列車(chē)外形的氣動(dòng)性能并得出了最佳氣動(dòng)外形方案；畢海權(quán)等[2,7-8]根據(jù)k?ε兩方程湍流模型，將上海TR 型磁浮列車(chē)外流場(chǎng)視為可壓縮黏性流場(chǎng)，得到了不同速度等級(jí)和不同運(yùn)行環(huán)境下列車(chē)的氣動(dòng)力大?。焕钊藨椀萚9]采用三維定常不可壓縮Navier?Stokes 方程，計(jì)算得到了不同速度條件下磁浮列車(chē)的氣動(dòng)力和俯仰力矩，分析了車(chē)軌間隙對(duì)氣動(dòng)力的影響。孟石等[10]通過(guò)模擬明線和橫風(fēng)下2 車(chē)編組磁浮列車(chē)的外流場(chǎng)特性，研究了不同軌道間隙對(duì)磁浮列車(chē)氣動(dòng)性能的影響。

上述研究表明：嚴(yán)格控制氣動(dòng)升力特性及俯仰力矩對(duì)于磁浮列車(chē)行車(chē)安全意義重大，如何解決列車(chē)氣動(dòng)升力過(guò)大成為了一個(gè)重要研究方向。丁叁叁等[11]分析了高速磁浮列車(chē)氣動(dòng)升力分布規(guī)律，利用一種導(dǎo)流結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)列車(chē)氣動(dòng)升力的精確控制，顯著降低了頭尾車(chē)的氣動(dòng)升力；戴志遠(yuǎn)等[12]設(shè)計(jì)了適用于控制尾車(chē)氣動(dòng)升力的氣動(dòng)翼以克服磁浮列車(chē)懸浮性能惡化問(wèn)題，并研究了氣動(dòng)翼角度、數(shù)量對(duì)尾車(chē)氣動(dòng)性能的影響。然而，隨著磁浮列車(chē)運(yùn)行時(shí)速的提高，車(chē)體表面的突起裝置會(huì)造成氣動(dòng)阻力急劇增大，如何協(xié)同降低列車(chē)氣動(dòng)阻力、氣動(dòng)升力和氣動(dòng)力矩成為了亟待解決的問(wèn)題。本文基于數(shù)值模擬方法，對(duì)設(shè)有3 種不同形式導(dǎo)流裝置的高速磁浮列車(chē)氣動(dòng)特性和周?chē)鲌?chǎng)結(jié)構(gòu)展開(kāi)研究，兼顧列車(chē)氣動(dòng)阻力和氣動(dòng)升力，尋找一種既能大幅降低列車(chē)氣動(dòng)升力和點(diǎn)頭力矩，又滿(mǎn)足氣動(dòng)減阻技術(shù)要求的導(dǎo)流裝置，為高速磁浮列車(chē)的減阻降升優(yōu)化提供參考。

1 數(shù)值計(jì)算模型

1.1 流體控制方程

列車(chē)周?chē)鲌?chǎng)滿(mǎn)足物理學(xué)三大守恒定律，即質(zhì)量、動(dòng)量和能量守恒。在數(shù)學(xué)上采用連續(xù)性方程、Navier?Stokes 方程和能量方程來(lái)描述流體運(yùn)動(dòng)，其控制方程的通用形式如下：

式中：ρ為空氣密度；t 為時(shí)間變量；Φ為通用變量，可以代表溫度T 等變量；v為速度矢量；Γ為廣義擴(kuò)散系數(shù)；S為廣義源項(xiàng)。等式左端為瞬態(tài)項(xiàng)和對(duì)流項(xiàng)，等式右端為擴(kuò)散項(xiàng)和源項(xiàng)。

1.2 幾何模型

以2021年中國(guó)自主研發(fā)的高溫超導(dǎo)磁浮工程化樣車(chē)為研究對(duì)象，采用頭車(chē)、中間車(chē)和尾車(chē)組成的3 車(chē)編組高速磁浮列車(chē)進(jìn)行數(shù)值模擬。列車(chē)特征高度 H 為3.60 m；頭、尾車(chē)流線型長(zhǎng)度為13.00 m；每節(jié)車(chē)廂底部有3 個(gè)供給懸浮力的懸浮架；列車(chē)軌道部分由側(cè)板、軌道梁和中部突起的直線電機(jī)定子組成；直線電機(jī)定子與懸浮架橫梁最低點(diǎn)間存在20.00 mm的氣隙。磁浮列車(chē)幾何模型如圖1所示，對(duì)列車(chē)表面進(jìn)行簡(jiǎn)化，忽略部分車(chē)體外部復(fù)雜的細(xì)致結(jié)構(gòu)，車(chē)端連接采用全包風(fēng)擋。

圖1 列車(chē)幾何模型及關(guān)鍵尺寸Fig.1 Vehicle geometry and key dimensions

圖2 為列車(chē)外流場(chǎng)計(jì)算區(qū)域，計(jì)算區(qū)域邊界由入口、出口、地面、側(cè)面和頂面組成，計(jì)算區(qū)域底部建立包含側(cè)板、軌道梁和直線電機(jī)定子的軌道部分。基于列車(chē)的特征高度H，計(jì)算區(qū)域沿x 方向長(zhǎng)度為90H，沿y 方向?qū)挾葹?6.7H，沿z 方向高度為8H。頭車(chē)前方計(jì)算區(qū)域邊界設(shè)置為壓力遠(yuǎn)場(chǎng)條件，馬赫數(shù)為0.408，即500 km/h，合入口速度為（138.89 m/s，0，0）；尾車(chē)后方計(jì)算區(qū)域邊界設(shè)置為壓力出口，出口壓力為0；計(jì)算區(qū)域側(cè)面和頂面均設(shè)置為對(duì)稱(chēng)邊界。為消除地面效應(yīng)的影響[13]，地面及軌道部分均設(shè)置為移動(dòng)壁面，速度大小及方向均與入口速度相同。為更準(zhǔn)確地求解流場(chǎng)，在列車(chē)周?chē)O(shè)置3 層加密區(qū)以保證體網(wǎng)格的平滑過(guò)渡。

圖2 計(jì)算區(qū)域模型及參數(shù)Fig.2 Model and dimensions of the computational domain

進(jìn)行列車(chē)外流場(chǎng)的數(shù)值計(jì)算時(shí)，需要對(duì)湍流流動(dòng)進(jìn)行模擬。湍流數(shù)值模擬方法采用被廣泛應(yīng)用的Reynolds 平均方法（RANS）[14]，湍流模型選擇在近壁區(qū)和遠(yuǎn)場(chǎng)計(jì)算中均表現(xiàn)良好的Shear Stress Transport（SST）k?ω兩方程模型，與標(biāo)準(zhǔn)的k?ω模型相比，SST k?ω通過(guò)增加橫向耗散導(dǎo)數(shù)項(xiàng)且考慮了湍流剪切應(yīng)力的輸運(yùn)過(guò)程，可以更加精確地求解列車(chē)表面邊界層流動(dòng)[15]。壓力–速度耦合采用SIMPLE 算法，變量的離散格式均采用二階迎風(fēng)格式。由于列車(chē)運(yùn)行速度為500 km/h，此時(shí)馬赫數(shù)（0.408）大于0.327，在列車(chē)空氣動(dòng)力學(xué)中，應(yīng)將列車(chē)周?chē)鲌?chǎng)視為三維可壓縮黏性流場(chǎng)[16]。

2 網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)

為了驗(yàn)證網(wǎng)格精度對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，以3 個(gè)基礎(chǔ)尺寸（1 700、1 600 和1 500 mm）生成3 套網(wǎng)格Mesh 1、Mesh 2、Mesh 3，網(wǎng)格數(shù)量分別為4 002 萬(wàn)、4 587 萬(wàn)、4 965 萬(wàn)。3 套網(wǎng)格中，列車(chē)周?chē)O(shè)有第一層厚度為0.1 mm、增長(zhǎng)比為1.2、總層數(shù)為10 的邊界層。計(jì)算區(qū)域及列車(chē)邊界層網(wǎng)格如圖3所示。

圖3 計(jì)算區(qū)域及邊界層網(wǎng)格Fig.3 Computational domain and boundary layer grid

為便于分析，采用無(wú)量綱系數(shù)對(duì)比3 套網(wǎng)格的計(jì)算結(jié)果，其中列車(chē)表面壓力系數(shù)Cp、阻力系數(shù)CD和升力系數(shù)CL的計(jì)算分別如式（2）～（4）所示：

式中：p 為壓力；u 為列車(chē)運(yùn)行速度，取138.89 m/s；D 為氣動(dòng)阻力；S 為車(chē)體最大橫截面積，取8.1 m2；L 為氣動(dòng)升力。

如圖4所示，在y = 0 截面上，基于3 套網(wǎng)格計(jì)算的列車(chē)表面壓力系數(shù)分布幾乎沒(méi)有差異，表明網(wǎng)格數(shù)量達(dá)到4 002 萬(wàn)后數(shù)值模擬的列車(chē)表面壓力結(jié)果趨于穩(wěn)定，從局部放大圖中可以觀察到：即使在差異相對(duì)較大處，壓力系數(shù)分布仍然保持高度吻合。

圖4 列車(chē)y = 0 截面上表面壓力系數(shù)分布Fig.4 Pressure coefficient distribution along the upper surface at y = 0

表1 為3 套網(wǎng)格的列車(chē)氣動(dòng)力系數(shù)網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)結(jié)果，下標(biāo)h 和t 分別表示頭車(chē)、尾車(chē)。由表1可見(jiàn)，基于3 套網(wǎng)格的氣動(dòng)阻力系數(shù)計(jì)算結(jié)果大小相近。以第二套網(wǎng)格為基準(zhǔn)，其頭車(chē)氣動(dòng)阻力系數(shù)較第一套網(wǎng)格大0.8%，比第三套網(wǎng)格小0.1%；尾車(chē)氣動(dòng)阻力系數(shù)較第一套網(wǎng)格大5.4%，較第三套網(wǎng)格大2.2%；頭車(chē)氣動(dòng)升力系數(shù)較第一套網(wǎng)格大5.4%，較第三套網(wǎng)格大1.3%；尾車(chē)氣動(dòng)升力系數(shù)較第一套網(wǎng)格大4.6%，較第三套網(wǎng)格大1.2%?？梢?jiàn)隨著網(wǎng)格數(shù)量的增大，頭、尾車(chē)氣動(dòng)力系數(shù)的差異逐漸減小，計(jì)算結(jié)果趨于收斂，計(jì)算精度與網(wǎng)格數(shù)量呈正相關(guān)。繼續(xù)加密網(wǎng)格對(duì)列車(chē)氣動(dòng)特性計(jì)算結(jié)果產(chǎn)生的影響相對(duì)較小，目前網(wǎng)格數(shù)量已滿(mǎn)足網(wǎng)格獨(dú)立性要求，可獲得較為準(zhǔn)確的高速磁浮列車(chē)氣動(dòng)阻力和升力結(jié)果。雖然計(jì)算精度與網(wǎng)格數(shù)量呈正相關(guān)，但在保證精度的同時(shí)應(yīng)避免網(wǎng)格數(shù)量過(guò)大導(dǎo)致求解時(shí)間冗長(zhǎng)，降低計(jì)算效率，因此，本文選取第二套網(wǎng)格對(duì)應(yīng)的基礎(chǔ)尺寸1 600 mm 進(jìn)行后續(xù)的模型網(wǎng)格劃分。

表1 列車(chē)氣動(dòng)力系數(shù)網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)Table 1 Grid independence test of train aerodynamic coefficients

3 計(jì)算結(jié)果

基于網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)的結(jié)果，采用1 600 mm 基礎(chǔ)尺寸對(duì)1.2 小節(jié)的計(jì)算區(qū)域及列車(chē)幾何模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分和數(shù)值計(jì)算。根據(jù)計(jì)算結(jié)果對(duì)列車(chē)氣動(dòng)力、表面壓力分布規(guī)律及形成原因進(jìn)行研究，基于研究結(jié)果分析板式、短楔形、長(zhǎng)楔形3 種不同形式導(dǎo)流裝置對(duì)列車(chē)氣動(dòng)特性的影響規(guī)律，以得出氣動(dòng)性能最優(yōu)的導(dǎo)流結(jié)構(gòu)。

3.1 高速磁浮列車(chē)氣動(dòng)特性

高速磁浮列車(chē)運(yùn)行速度較快，氣流沖擊和分離作用在車(chē)體表面的壓力強(qiáng)度相對(duì)較大，而軌行區(qū)形狀、位置的特殊性也決定了列車(chē)底部與軌道間的氣隙流場(chǎng)結(jié)構(gòu)復(fù)雜。列車(chē)各部分的氣動(dòng)阻力系數(shù)如圖5所示。

圖5 列車(chē)各部分氣動(dòng)阻力系數(shù)Fig.5 Aerodynamic drag force coefficient of each part of the train

列車(chē)氣動(dòng)阻力來(lái)源于3 節(jié)車(chē)廂的車(chē)體和懸浮架，其中懸浮架1 受間隙氣流直接沖擊，產(chǎn)生較大的壓差阻力且遠(yuǎn)大于其他懸浮架，達(dá)到了列車(chē)總氣動(dòng)阻力系數(shù)的20.9%，這是造成頭車(chē)阻力大于中間車(chē)和尾車(chē)的直接原因。由于懸浮架改變了列車(chē)底部的流場(chǎng)結(jié)構(gòu)，氣流受阻產(chǎn)生能量損耗，流場(chǎng)流速逐漸降低，因此后排懸浮架的阻力系數(shù)呈現(xiàn)出逐排遞減的趨勢(shì)，頭車(chē)3 排懸浮阻力系數(shù)達(dá)到了頭車(chē)阻力系數(shù)的64.5%。中間車(chē)及尾車(chē)阻力來(lái)源以車(chē)體為主，懸浮架產(chǎn)生的阻力相對(duì)較小。

由于軌道直線電機(jī)定子結(jié)構(gòu)的特殊性，磁浮列車(chē)鼻尖底部結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)為中部?jī)?nèi)凹、兩側(cè)凸起的結(jié)構(gòu)，以避免與軌面干涉。如圖6所示，頭車(chē)鼻尖底部?jī)?nèi)凹結(jié)構(gòu)使得懸浮架1 直接受到來(lái)流的沖擊，構(gòu)架橫梁等部分的迎風(fēng)側(cè)均產(chǎn)生了高強(qiáng)度正壓，氣動(dòng)阻力大幅增大。頭車(chē)車(chē)體氣動(dòng)阻力相對(duì)較大，頭車(chē)鼻尖的大范圍正壓區(qū)是頭車(chē)氣動(dòng)阻力的主要來(lái)源。尾車(chē)氣動(dòng)阻力以流線型末端的負(fù)壓區(qū)為主，其強(qiáng)度遠(yuǎn)高于鼻尖處的小范圍正壓，因此尾車(chē)車(chē)體氣動(dòng)阻力較大。與頭、尾車(chē)流線型部位顯著的壓差阻力不同，中間車(chē)由于幾何結(jié)構(gòu)穩(wěn)定不變，因此列車(chē)表面壓力整體在0 附近，車(chē)體產(chǎn)生的氣動(dòng)阻力以黏性阻力為主。

圖6 頭車(chē)迎風(fēng)側(cè)（左）和尾車(chē)背風(fēng)側(cè)（右）壓力分布Fig.6 Pressure distribution on windward side of the head car(left)and leeward side(right)of the tail car

圖7 為列車(chē)各部分的氣動(dòng)升力系數(shù)。由圖7 可見(jiàn)，車(chē)體氣動(dòng)升力系數(shù)占比較大。懸浮架的氣動(dòng)升力系數(shù)占比較小。頭車(chē)和尾車(chē)車(chē)體氣動(dòng)升力系數(shù)較大、中間車(chē)氣動(dòng)升力系數(shù)較小的分布規(guī)律與列車(chē)y = 0 截面壓力系數(shù)分布情況（圖8）相仿。在x =28.0～36.5 m 區(qū)域，頭車(chē)上表面雖存在大面積正壓區(qū)，但鼻尖底部下表面同樣呈現(xiàn)為高強(qiáng)度的正壓區(qū)，且氣流受懸浮架1 擾動(dòng)后向上作用在鼻尖后側(cè)的車(chē)體底面，形成大范圍正壓，因此整體氣動(dòng)升力表現(xiàn)為+z 方向的正氣動(dòng)升力。在x = 23.0～28.0 m 的流線型過(guò)渡區(qū)域，車(chē)體下表面呈現(xiàn)為微弱負(fù)壓，而上表面因邊界層分離產(chǎn)生了高強(qiáng)度負(fù)壓區(qū)。上、下表面相比，上表面負(fù)壓積分面積更大，下表面正壓積分面積更大，二者同時(shí)作用使頭車(chē)氣動(dòng)升力表現(xiàn)為+z 方向的正氣動(dòng)升力。而尾車(chē)鼻尖底面正壓范圍及強(qiáng)度均較小，氣動(dòng)升力貢獻(xiàn)主要來(lái)自上表面流線型過(guò)渡段的負(fù)壓區(qū)，這也是尾車(chē)氣動(dòng)升力相對(duì)頭車(chē)較小的主要原因。中間車(chē)上、下表面均呈現(xiàn)為微弱負(fù)壓，下表面因受懸浮架氣流擾動(dòng)的影響存在小幅波動(dòng)。

圖7 列車(chē)各部分氣動(dòng)升力系數(shù)Fig.7 Aerodynamic lift force coefficient of each part of the train

圖8 列車(chē)y = 0 截面壓力系數(shù)分布Fig.8 Pressure coefficient distribution of the train at y = 0

過(guò)大的氣動(dòng)升力會(huì)抵消列車(chē)所受的重力，使列車(chē)浮在軌面上，嚴(yán)重威脅列車(chē)懸浮間隙的穩(wěn)定性，進(jìn)而造成如脫軌、側(cè)翻等行車(chē)安全事故。在500 km/h的運(yùn)行速度下，數(shù)值模擬得到的頭車(chē)氣動(dòng)升力超過(guò)37 kN，嚴(yán)重威脅列車(chē)的行車(chē)安全，需協(xié)同減小磁浮列車(chē)氣動(dòng)阻力、氣動(dòng)升力和氣動(dòng)力矩。

3.2 導(dǎo)流裝置對(duì)高速磁浮列車(chē)氣動(dòng)特性的影響

結(jié)合列車(chē)表面壓力分布規(guī)律可以看出，可以通過(guò)增大列車(chē)上表面正壓力和減小列車(chē)底面正壓力減小列車(chē)氣動(dòng)升力。由于流線型結(jié)構(gòu)的特殊性，增大上表面正壓力極易使縱向的氣動(dòng)阻力同時(shí)增大，進(jìn)而增大列車(chē)運(yùn)行能耗。因此，應(yīng)以在頭車(chē)鼻尖底面中部增加導(dǎo)流裝置為切入點(diǎn)，通過(guò)向下引導(dǎo)車(chē)軌氣隙間的高速氣流，減小鼻尖底面正壓力，同時(shí)避免大量氣流受懸浮架的擾流向上沖擊使列車(chē)底部形成大面積的正壓區(qū)，從而改善列車(chē)氣動(dòng)升力情況。

保持車(chē)軌氣隙20 mm 不變，在頭車(chē)鼻尖設(shè)置3 種不同形式的導(dǎo)流裝置，如圖9所示。3 種導(dǎo)流裝置迎風(fēng)面幾何外形完全一致，最低點(diǎn)與鼻尖底面垂直距離均為80 mm，其中導(dǎo)流裝置1 為壁厚30 mm的板式導(dǎo)流裝置，導(dǎo)流裝置2 為向下傾角為5°的短楔形導(dǎo)流裝置，導(dǎo)流裝置3 為向下傾角為2°的長(zhǎng)楔形導(dǎo)流裝置，具體外形參數(shù)如表2所示。

圖9 導(dǎo)流裝置參數(shù)及安裝位置Fig.9 Deflector device parameters and installation position

表2 導(dǎo)流裝置外形參數(shù)Table 2 Deflector device shape parameters

設(shè)有不同形式導(dǎo)流裝置的磁浮列車(chē)氣動(dòng)力及力矩系數(shù)如表3所示，下標(biāo)m 表示中間車(chē)，CMy表示點(diǎn)頭力矩系數(shù)，其計(jì)算方式如下：

表3 設(shè)置不同導(dǎo)流裝置列車(chē)的氣動(dòng)力及力矩系數(shù)Table 3 Aerodynamic forces and moment coefficients for trains with different deflector devices

式中：My為點(diǎn)頭力矩。

3 種形式的導(dǎo)流裝置對(duì)列車(chē)阻力影響較小，各節(jié)車(chē)廂的阻力系數(shù)略有減??；導(dǎo)流裝置1、2、3 對(duì)應(yīng)的列車(chē)氣動(dòng)總阻力比原型列車(chē)分別減小了0.7%、1.1%、3.6%。在不增大列車(chē)迎風(fēng)面積的同時(shí)，導(dǎo)流裝置減小了車(chē)軌氣隙的氣流流量，進(jìn)而減小了各懸浮架上產(chǎn)生的壓差阻力，這是實(shí)現(xiàn)減阻效果的主要原因。

列車(chē)的升力受導(dǎo)流裝置影響較大，其中頭車(chē)受導(dǎo)流裝置的影響最為顯著，導(dǎo)流裝置1、2、3 對(duì)應(yīng)的頭車(chē)氣動(dòng)升力比原型列車(chē)分別減小了30.0%、30.2%、40.6%。頭車(chē)各部分氣動(dòng)升力系數(shù)如圖10所示。為進(jìn)一步探究各部分的變化情況，將頭車(chē)分為鼻尖、車(chē)體（不含鼻尖）和懸浮架部分。3 種不同形式的導(dǎo)流裝置均可不同程度地減小頭車(chē)各部分的氣動(dòng)升力。鼻尖部分直接受導(dǎo)流裝置影響，氣動(dòng)升力大幅降低，從原型列車(chē)的正氣動(dòng)升力轉(zhuǎn)變?yōu)樨?fù)氣動(dòng)升力，其中導(dǎo)流裝置3 對(duì)應(yīng)的鼻尖部分負(fù)氣動(dòng)升力最大，氣動(dòng)升力降幅達(dá)到了189.8%。受導(dǎo)流裝置影響，車(chē)體非鼻尖部分氣動(dòng)升力系數(shù)也由原型列車(chē)的0.278 依次下降了6.1%、9.5%、8.1%（分別對(duì)應(yīng)導(dǎo)流裝置1、2、3）。3 種導(dǎo)流裝置對(duì)應(yīng)的懸浮架總氣動(dòng)升力降幅均可達(dá)到46%。對(duì)于尾車(chē)而言，除了導(dǎo)流裝置1 對(duì)應(yīng)的氣動(dòng)升力略有增大，導(dǎo)流裝置2 和3 均能減小尾車(chē)氣動(dòng)升力，其中導(dǎo)流裝置3 能有效降低氣動(dòng)升力5.8%。

圖10 不同導(dǎo)流裝置對(duì)應(yīng)頭車(chē)的氣動(dòng)升力系數(shù)Fig.10 Lift coefficients for the head car with different deflector devices

導(dǎo)流裝置同樣使頭車(chē)點(diǎn)頭力矩大幅減小。由于原型列車(chē)鼻尖底面的正壓和流線型部位上表面的負(fù)壓為正氣動(dòng)升力的主要來(lái)源，且兩部分壓力均位于頭車(chē)重心的同一側(cè)，因此沿 +z 方向的正氣動(dòng)升力產(chǎn)生了巨大的點(diǎn)頭力矩。不合理的氣動(dòng)升力分布會(huì)導(dǎo)致懸浮系統(tǒng)失穩(wěn)，進(jìn)而導(dǎo)致懸浮架等設(shè)備與軌道發(fā)生碰撞，破壞列車(chē)的安全運(yùn)行[11]。在導(dǎo)流裝置的影響下，頭車(chē)鼻尖貢獻(xiàn)的正氣動(dòng)升力轉(zhuǎn)變?yōu)?z 方向的負(fù)氣動(dòng)升力，抵消了流線型部位負(fù)壓，改善了列車(chē)表面壓力分布。導(dǎo)流裝置1、2、3 對(duì)應(yīng)的點(diǎn)頭力矩分別減小了49.4%、49.4%、80.3%，導(dǎo)流裝置3 對(duì)應(yīng)列車(chē)的鼻尖底面負(fù)氣動(dòng)升力貢獻(xiàn)值最大，頭車(chē)的點(diǎn)頭力矩也相對(duì)最小。

頭車(chē)y = 0 截面車(chē)軌氣隙的速度流線如圖11所示。在設(shè)置導(dǎo)流裝置后，頭車(chē)鼻尖底部的空氣流速驟降，尤其是鼻尖底部頂端的空氣流速幾乎為0，僅少量空氣經(jīng)向下導(dǎo)流后進(jìn)入列車(chē)底部。由于車(chē)底區(qū)域空氣流速低，正向沖擊懸浮架橫梁和向上作用在車(chē)體底部的氣流強(qiáng)度也有所下降，對(duì)應(yīng)的表面正壓強(qiáng)度及分布也因此發(fā)生改變。以變化較大的頭車(chē)為例，圖12 為設(shè)置3 種導(dǎo)流裝置的列車(chē)及原型列車(chē)對(duì)應(yīng)的頭車(chē)底面壓力分布情況。原型列車(chē)鼻尖底面整體呈現(xiàn)為高強(qiáng)度正壓區(qū)。設(shè)置導(dǎo)流裝置后，該區(qū)域因?qū)Я餮b置背風(fēng)面的邊界層分離而產(chǎn)生了負(fù)壓，隨后氣流再次附著，重新由負(fù)壓過(guò)渡為低強(qiáng)度正壓。其中，相較于設(shè)置導(dǎo)流裝置2，設(shè)置導(dǎo)流裝置1 的列車(chē)鼻尖后側(cè)的負(fù)壓區(qū)范圍雖相對(duì)較大，但二者整體壓力分布情況相近，因此二者對(duì)應(yīng)的頭車(chē)各部分氣動(dòng)升力系數(shù)大小也相仿。導(dǎo)流裝置3 的整個(gè)鼻尖底面中部均為斜面，直接導(dǎo)致氣流導(dǎo)流分離后再附著延后。導(dǎo)流裝置3 背風(fēng)側(cè)鼻尖區(qū)域的負(fù)壓范圍較大且強(qiáng)度更高，正壓范圍小且強(qiáng)度低，氣動(dòng)升力呈現(xiàn)為沿?z 方向的負(fù)氣動(dòng)升力。

圖11 不同導(dǎo)流裝置對(duì)應(yīng)鼻尖區(qū)域速度流線圖Fig.11 Velocity flow in the nose region for different deflector devices

圖12 不同導(dǎo)流裝置對(duì)應(yīng)頭車(chē)底面壓力分布Fig.12 Pressure distribution on the underside of the head car for different deflector devices

圖13 為頭車(chē)y = 0 截面下表面的壓力系數(shù)分布情況。頭車(chē)鼻尖即x= 33.8～36.5 m 區(qū)段由原型列車(chē)的全范圍正壓降為大幅負(fù)壓，負(fù)壓達(dá)到峰值后，鼻尖底面壓力隨分離氣流重新附著逐漸恢復(fù)至微弱正壓，其中導(dǎo)流裝置3 對(duì)應(yīng)的負(fù)壓積分面積最大，因而對(duì)負(fù)氣動(dòng)升力的貢獻(xiàn)量也最大，這與圖10 中的結(jié)果一致。x=29.1～33.8 m 區(qū)段的壓力多次大幅波動(dòng)，如圖13 局部放大圖所示。其原因主要是：氣流重新附著后，沿鼻尖末端斜面斜向上沖向懸浮架橫梁和車(chē)體底部，增大了沖擊范圍的正壓強(qiáng)度；此外，由于懸浮架區(qū)域出現(xiàn)了一系列復(fù)雜的渦結(jié)構(gòu)，使得該區(qū)段壓力系數(shù)分布曲線波動(dòng)整體較大。4 種工況下，懸浮架1 之后的壓力均趨于微弱負(fù)壓并保持穩(wěn)定。同樣的，由于導(dǎo)流裝置限制了車(chē)軌氣隙的氣流流量，尾車(chē)的氣動(dòng)升力和點(diǎn)頭力矩也有效減小。

圖13 不同導(dǎo)流裝置對(duì)應(yīng)頭車(chē)y = 0 下表面壓力系數(shù)分布Fig.13 Distribution of pressure coefficients at y = 0 for different deflector devices for the head car

綜上所述，對(duì)于3 車(chē)編組的高速磁浮列車(chē)，可通過(guò)增設(shè)本文中3 種不同形式的導(dǎo)流裝置來(lái)改善列車(chē)氣動(dòng)特性：在不增大阻力的基礎(chǔ)上，通過(guò)導(dǎo)流裝置來(lái)減小進(jìn)入車(chē)體底部的氣流流量，改善車(chē)體及鼻尖底面的壓力分布情況，進(jìn)而減小列車(chē)的升力和點(diǎn)頭力矩，其中，長(zhǎng)楔形導(dǎo)流裝置的綜合氣動(dòng)性能最好。

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)速度500 km/h 的3 車(chē)編組高速磁浮列車(chē)進(jìn)行數(shù)值模擬，得到了列車(chē)氣動(dòng)特性及表面壓力分布規(guī)律，分別在頭車(chē)鼻尖底部設(shè)置3 種不同形式的導(dǎo)流裝置，研究其對(duì)列車(chē)氣動(dòng)特性及車(chē)軌氣隙流場(chǎng)的影響，主要得到以下結(jié)論：

1）高速磁浮列車(chē)高速運(yùn)行時(shí)頭車(chē)氣動(dòng)阻力最大；頭車(chē)和尾車(chē)受鼻尖底面正壓區(qū)和頂面流線型過(guò)渡處負(fù)壓區(qū)綜合影響，氣動(dòng)升力極大，嚴(yán)重威脅到列車(chē)的行車(chē)安全。

2）保持車(chē)軌間距不變，在頭車(chē)鼻尖設(shè)置導(dǎo)流裝置以減小沿鼻尖底部直接進(jìn)入懸浮間隙的氣流流量和速度，進(jìn)而減小來(lái)流沖擊作用在懸浮架及車(chē)體底面的正壓強(qiáng)度；與原型列車(chē)相比，設(shè)置導(dǎo)流裝置后全車(chē)阻力略微減小，頭、尾車(chē)升力及點(diǎn)頭力矩顯著減小，有效改善了列車(chē)運(yùn)行品質(zhì)。

3）3 種不同形式的導(dǎo)流裝置對(duì)列車(chē)氣動(dòng)特性的影響效果不同，其中板式導(dǎo)流裝置和斜度為5°的短楔形導(dǎo)流裝置減阻降升效果相近；斜度為2°的長(zhǎng)楔形導(dǎo)流裝置綜合氣動(dòng)性能相對(duì)最優(yōu)，可以達(dá)到減小整車(chē)阻力3.6%和降低頭車(chē)氣動(dòng)升力40.6%的效果。

本研究在設(shè)置不同形式的導(dǎo)流裝置改善列車(chē)氣動(dòng)特性時(shí)，未能明確列車(chē)氣動(dòng)力及力矩與導(dǎo)流斜面斜度的關(guān)系。后續(xù)將繼續(xù)開(kāi)展相關(guān)研究，嘗試設(shè)計(jì)出兼顧氣動(dòng)阻力和氣動(dòng)升力特性的最優(yōu)導(dǎo)流裝置形式。