高速列車車身噴射氦氣氣動減阻研究

熊小慧 ，謝鵬輝 ，梁習鋒 ，張昕，楊波 ，胡天恩

(1. 中南大學 軌道交通安全教育部重點實驗室，湖南 長沙 410075；2. 中南大學 軌道交通安全關鍵技術國際合作聯合實驗室，湖南 長沙 410075；3. 中南大學 軌道交通列車安全保障技術國家地方聯合工程研究中心，湖南 長沙 410075；4. 中鐵第四勘察設計院集團有限公司，湖北 武漢 430063)

隨著列車運行速度不斷提高，列車氣動阻力在運行阻力中將占據主導地位，當列車速度達到300 km/h 時，氣動阻力將占到總阻力的80%左右[1]，氣動減阻對于降低運行能耗具有重要意義。列車氣動阻力分為壓差阻力和摩擦阻力2 個部分，壓差阻力是列車表面應力沿列車運動反方向形成的合力，列車前端迎風面和后端背風面、轉向架、受電弓及其他凹凸物前后壓差等是壓差阻力的重要來源，摩擦阻力是邊界層內速度梯度導致的與列車運動方向相反的切合力，隨著列車編組長度的增加，列車表面積增大，列車表面摩擦阻力占氣動阻力的比重將大幅提高[2-3]。傳統的氣動減阻方式通過優化頭尾車外形[4-5]，合理設計列車轉向架、受電弓及風擋結構[6-8]，使壓差阻力明顯呈下降趨勢，但傳統方法對減小列車表面摩擦阻力收效甚微，若能采用合適的減阻方法，將有利于進一步優化列車氣動性能。由于摩擦阻力與邊界層流動密切相關，應用流動控制技術來降低列車表面摩擦阻力成為實現列車氣動阻力下降的重要途徑之一。在普朗特提出附面層概念后，就有學者通過吹吸氣方式來控制圓柱繞流和延遲流動分離，研究結果表明邊界層流動是可以被有效控制的[9]。吹吸氣減阻目前在航空航天、航海領域的研究應用已相對成熟[10]，但直到近年來才逐步引起鐵路行業的重視，以彌補傳統減阻方法的不足。黃莎[11]研究了吹/吸氣方式、位置、面積、速度等因素對湍流流場和列車氣動阻力的影響，得到了具有最優減阻效果的表面吹/吸氣匹配模式。林鵬等[12]通過在列車頭車和尾車流線型和等截面車身過渡區域設置吸氣孔，通過列車表面吸氣的方式實現邊界層控制，使整車減阻率達到6%。王瀟雅[13]研究了吹吸氣風擋的阻力特性，分析了風擋吹吸氣位置、速度等因素對湍流流場和列車氣動阻力的影響，發現吹氣風擋的減阻效果明顯大于吸氣風擋，當3車編組的中間風擋均設置吹氣口時整車氣動阻力減少了19.4%。在上述研究中，吹吸氣的氣體主要是空氣，根據相關研究，合成摩擦阻力的壁面剪切應力與流體的黏度、密度均成正比[14]，從盡可能減小表面摩擦阻力的角度出發噴射氣體應選擇低密度或低黏度的氣體。常見氣體中，黏度低于空氣的大多為烷烴、烯烴氣體，但烯烴氣體易燃，且部分有毒或有味，不適合用作噴射氣體。常見的低密度氣體中氫氣密度最低，然而氫氣化學性質不穩定，若用作噴射氣體，容易發生爆炸等安全事故，而氦氣為惰性氣體，不易與其他物質發生化學反應，且氦氣的密度約是空氣的14%，黏度為空氣的93%，已有學者通過風洞試驗證明了噴射氦氣對具有圓柱后體的旋成體有良好減阻效果[15]，因此氦氣作為吹氣氣體具有良好的摩擦減阻潛能。綜上所述，目前吹吸氣技術的減阻效果已得到廣泛證實，對解決高速列車進一步提速減阻問題具有相當大的潛力。近年來高速列車吹吸氣減阻的相關研究中，其噴氣氣體主要是空氣，理論上噴射空氣降低壁面剪切應力效果不及氦氣，此外吹/吸氣口位于車頭/尾流線型部位或者車端連接部位，不如等截面車身表面平順，在車身表面布置氣孔具有更強的工程可行性。因此若能在列車車身表面噴射氦氣，并能有效地將其附著在高速運行的車身表面，通過降低壁面邊界層內的流體黏度和密度，進而降低列車表面摩擦阻力。本文通過對列車車身表面不同噴氣速度、噴氣部位和噴氣方式下的減阻效果進行研究，分析不同工況下氣動阻力、摩擦阻力及壓差阻力的差異，并結合流場結構分析，探明高速列車表面低密度氣體噴射減阻的機理。該研究可為高速列車氣動減阻提供新思路，對克服由于空氣動力效應帶來的提速瓶頸具有重要意義。

1 數值計算方法

1.1 計算模型

數值計算采用如圖1 所示1:10 的某型動車組3車編組縮比模型，列車模型長度L=76.5 m，寬W=3.256 m，高H=3.89 m(為方便理解，模型相關尺寸均采用全尺寸進行闡述)。將列車模型中對計算結果影響不大的零部件如受電弓以及車體表面的車窗、車門以及其他的凹凸結構進行平順化處理，僅保留列車的轉向架、風擋等關鍵部位。在頭車車身中間位置開設噴氣口，縱向第1排噴氣口距離頭車鼻尖點15.9 m。頂面噴氣時，在列車沿車體縱向設置10 排噴氣口，沿車體橫向設置20 排噴氣口，共200個噴氣孔；側面噴氣時沿車體縱向設置10 排噴氣口，在列車的兩側垂向各設置20 排噴氣口，共400 個噴氣孔，噴氣口的直徑為80 mm，間距為120 mm。

圖1 高速列車數值計算模型Fig. 1 Numerical calculation model of high-speed train

1.2 計算域和邊界條件

計算區域尺度及邊界條件設置如圖2所示。將計算域上游端面設置為速度入口，來流速度大小為83.3 m/s，下游端面設置為壓力出口，靜壓保持為0 Pa，地面設置為滑移壁面，速度方向及大小與來流風速相同。左右邊界以及頂面均采用對稱邊界條件。在噴氣工況中，將噴氣口設置為速度入口，噴射方向為沿邊界法向向外噴氣。

圖2 數值計算區域Fig. 2 Numerical calculation region

以列車高度H為特征長度，計算域總長度為74H，速度入口距離列車頭部15H，壓力出口距離列車尾部40H，計算域高15H，寬24H。列車截面最大面積為11.6 m2，計算域橫截面積1 404 m2，車體截面積與計算域截面積之比為0.8%。

1.3 計算網格

對整個計算域采用基于切割體技術的六面體網格進行有限體積離散，由于列車周圍附面層區域為重點關注對象，對列車表面進行局部加密，其中車體、轉向架和噴氣口的網格最小表面尺寸分別設置為10，5 和0.4 mm，如圖3 所示。為了準確模擬車身近壁面區域的附面層流動，在列車表面設置20 層棱柱層網格，增長率為1.2，第1 層網格高度為0.01 mm，圖4 給出了列車表面y+分布圖，可以看出車體表面y+大部分控制在1 左右(列車表面y+平均為0.901)，說明網格劃分滿足湍流模型的計算需求。

圖3 計算網格Fig. 3 Computational grid

圖4 列車表面y+分布Fig. 4 Train surface y+ distribution

1.4 數值求解設置

由于模擬的車速為83.3 m/s，馬赫數小于0.3，無需考慮流體的可壓縮性，因此采用三維、不可壓縮、有限體積法進行求解。采用基于多組分的SST 底層模型的IDDES 湍流模型對列車周圍流場進行模擬，分別采用2階隱式格式、2階迎風格式、有界中心差分格式對時間項、湍流項以及動量項進行離散。對壓力、速度采用壓力耦合方程組的半隱式方法(SIMPLE)進行求解。根據IDDES 算法要求，離散的時間步長確定為2.5×10-4s，時間步為4 000步。

1.5 無量綱系數

為方便對比，后文使用無量綱系數進行分析，無量綱系數的具體定義見式(1)～(2)：

其中，CD表示氣動阻力系數；Cf表示摩擦阻力系數；FD表示列車氣動阻力；ρ為流體密度；U表示來流速度；S為迎風面面積；A為積分表面積；τw為壁面剪切應力。

2 CFD數值模擬方法驗證

采用文獻[16]中風洞試驗結果來驗證本文數值計算方法的準確性，風洞試驗采用1:8 的3 車編組列車模型，與本文數值計算列車模型基本一致。為確保網格密度不影響數值仿真計算結果，驗證中采用3 種不同規格的網格。表1 列出風洞試驗與數值仿真的整車氣動阻力系數，同時給出數值計算相對于風洞試驗的誤差。由表中數據可得，粗網格的整車氣動阻力系數與風洞試驗相比誤差超過10%，而中等網格和精細網格與風洞試驗結果的誤差均在5%以內，滿足工程實際的精度需求，因此，可認為采用中等網格和細網格的數值仿真方法是可信的。為節省計算資源，最終采用中等網格設置方法對計算域進行網格劃分。

表1 數值仿真與風洞試驗氣動阻力系數對比Table 1 Comparison of aerodynamic drag coefficient between numerical simulation and wind tunnel test

同時為驗證本文算法對摩擦阻力求解的準確性，表2 列出文獻[11]中摩擦阻力系數與采用本文算法得到的摩擦阻力系數對比，其中文獻[11]采用的幾何模型為全尺寸的3 車編組CRH2 模型，湍流模型為DES-Realizablek-ε模型，采用本文算法驗算時列車模型同樣為CRH2。由表2 可知，采用不同算法得到的整車摩擦阻力系數相差1.05%，各節車摩擦阻力系數的差別均在5%以內，說明本文的算法模型可以準確地捕捉關鍵流動特性，實現對列車表面摩擦阻力的精確求解。

表2 不同算法的摩擦阻力系數對比Table 2 Comparison of friction drag coefficient of different algorithms

3 計算結果與分析

3.1 不同噴氣速度氣動阻力分析

為研究噴氣速度對列車氣動減阻的影響，對表3 中不同噴氣速度工況下(0.1U，0.3U，0.5U)列車等截面車身頂面噴氣時整車及各節車氣動阻力系數及相對整車減阻率進行分析。

表3 等截面車身頂面不同噴氣速度列車氣動阻力系數Table 3 Aerodynamic drag coefficient of train with different jet speed on the top surface of constant section body

由整車阻力系數變化可知，噴氣速度為0.1U具有最佳氣動減阻效果，減阻率約為3.68%，隨著噴氣速度提高，阻力系數上升，減阻效果減弱，當噴氣速度為0.3U和0.5U時，減阻率分別為1.44%和0.34%。從各節車看，頭車的阻力系數變化與整車相似，隨著噴氣速度提高，頭車的減阻率下降，當噴氣速度為0.5U時，表現為增阻現象；中間車的阻力系數在噴氣速度為0.3U時變化較小，而噴氣速度為0.1U和0.5U的阻力系數均明顯降低，具有減阻效果；尾車僅當噴氣速度為0.1U時具有減阻效果，隨著噴氣速度提高，阻力系數變大，反而產生增阻效果。

為進一步分析不同噴氣速度對列車氣動阻力的影響，分別對摩擦阻力和壓差阻力的變化進行對比，其減阻貢獻率如圖5 所示。由圖5 可知，等截面車身頂面噴氣時整車壓差阻力減阻貢獻率較小，當噴氣速度為0.5U時甚至產生增阻效果，不同噴氣速度下列車主要通過減少列車摩擦阻力來降低列車整車阻力，但噴氣速度提高并沒有進一步降低摩擦阻力，反而使摩擦阻力減阻貢獻率相比于噴氣速度0.1U工況略有下降。同時對比各節車在不同噴氣速度下摩擦阻力變化發現，當噴氣速度較低時，對各節車均有減阻效果，而噴氣速度越高，對中間車和尾車的減阻效果越差，甚至產生增阻效果。

圖5 整車及各節車摩擦阻力、壓差阻力減阻貢獻率Fig. 5 Contribution rate of friction resistance and pressure drag resistance to drag reduction of the train

由式(2)可知，摩擦阻力由列車表面與空氣之間的剪切力合成，為探究摩擦阻力變化的原因，圖6給出無噴氣工況與車身頂面以不同速度噴氣時列車壁面剪切應力變化。在列車頂面，當噴氣速度為0.1U時，噴氣口后方的壁面剪切應力顯著減小，減小的幅值由噴氣口沿著車體頂面向尾部遞減，減小區域覆蓋車體頂面，尾車流線型部位幅值再次下降。噴氣速度為0.3U和0.5U時，其壁面剪切應力變化趨勢具有高度一致性，頭車頂面壁面剪切應力顯著減小，且噴氣速度越大，減小的區域和幅值越大，導致頭車的摩擦阻力隨噴氣速度增加進一步減小，尾車頂面的壁面剪切應力有所減小，但減小的幅值小于噴氣速度為0.1U，表明在等截面車身噴氣時，對噴氣口后方距離較近區域的壁面剪切應力影響更大。

圖6 不同噴氣速度下車體表面壁面剪切應力Fig. 6 Wall shear stress on train body surface under different jet speeds

3.2 不同噴氣部位氣動阻力分析

為比較頭車流線型與等截面車身過渡位置和等截面車身噴氣的減阻效率差異，在流線型頭部過渡位置頂面設置了和等截面車身頂面相同的噴氣口，兩者分別以0.1U噴氣時整車及各節車減阻率對比如圖7所示，可知流線型頭部過渡位置噴氣和等截面車身噴氣均可有效降低列車整車阻力，2種噴氣方式下整車分別減阻2.22%和3.68%，流線型頭部過渡位置噴氣減阻率小于等截面車身噴氣。

圖7 不同噴氣位置列車氣動減阻率Fig. 7 Aerodynamic drag reduction rate of train at different jet positions

圖8為不同噴氣部位列車頂部壁面剪切應力分布情況，由圖8可知，等截面車身噴氣時中間車和尾車的壁面剪切應力顯著降低，壁面剪切應力減小的幅值和范圍均大于流線型頭部過渡位置噴氣，產生該現象的原因是等截面車身噴氣口離下游車體較近，氦氣可以較好地覆蓋在中間車和尾車表面，流線型頭部過渡位置噴氣時輸送距離變遠導致氦氣不斷外揚，使得下游列車表面邊界層內的空氣體積分數上升，密度也逐漸升高，而壁面剪切應力與邊界層的氣體介質密度成正比，導致流線型頭部過渡位置噴氣時列車壁面剪切應力總體大于等截面車身噴氣，摩擦減阻效果下降。

圖8 不同噴氣位置車體表面壁面剪切應力Fig. 8 Wall shear stress on train body surface at different jet positions

3.3 不同噴氣方式氣動阻力分析

為比較列車頭車等截面車身頂面噴氣、側面噴氣、頂面和側面同時噴氣時的減阻效率，圖9給出了噴氣速度為0.1U時，車身頂面噴氣、側面噴氣以及頂面和側面同時噴氣時整車及各節車減阻率。

圖9 不同噴氣方式整車及各節車減阻率Fig. 9 Aerodynamic drag reduction rate of train under different jet modes

當以0.1U噴氣時，3種噴氣方式均能有效降低整車氣動阻力，頂面及側面共同噴氣時減阻效果最佳，整車氣動減阻率達到10.93%，單獨側面噴氣和單獨頂面噴氣時減阻效果明顯不及同時噴氣，減阻率分別為4.46%和3.68%。從各節車來看，單獨頂面噴氣時頭車阻力下降最大，中間車和尾車減阻率逐次下降。單獨側面噴氣和同時噴氣時，中間車減阻效果大于頭車和尾車，減阻率為4.28%，是因為側面噴氣時氦氣覆蓋的中間車車體面積比頭車大，隨著列車縱向向后氦氣逐漸逸散，邊界層內氦氣組分濃度降低。

圖10 為列車車身不同噴氣方式以0.1U速度噴氣時列車壁面剪切應力分布情況，可見單獨頂面噴氣減小了列車縱軸中心附近的長條狀區域表面的壁面剪切應力，而列車頂面縱軸中心兩側的區域壁面剪切應力變化不大，頂面及側面共同噴氣時，縱軸中心兩側的壁面剪切應力明顯減小，如圖10中A，B和C區域所示；與之類似，頂面及側面同時噴氣時，側面壁面剪切應力減小的區域比單側側面噴氣時略有增加，主要是側面的較高位置與頂面過渡區域，剪切應力明顯下降，如圖10中E，F 和G 區域所示。上述現象是由于頂面及側面共同噴氣，使得列車頂面、側面的邊界層內氦氣體積組分均上升，邊界層內氦氣量提高，從而減少空氣對邊界層內流場的剪切力，導致頂面兩側以及側面較高位置的壁面剪切應力明顯減小，進而達到更好的摩擦阻力減阻效果。

圖10 不同噴氣方式下噴氣速度為0.1U時壁面剪切應力分布Fig. 10 Wall shear stress distribution at the jet velocity of 0.1U under different jet modes

4 結論

1) 車身頂面噴氣時，噴氣速度為0.1U具有最佳氣動減阻效果，減阻率約為3.68%，隨著噴氣速度提高，阻力系數上升，減阻效果減弱，當噴氣速度為0.3U和0.5U時，減阻率分別為1.44%和0.34%。由各節車在不同噴氣速度下摩擦阻力變化可知，當噴氣速度較低時對各節車均有減阻效果，而噴氣速度越高，對中間車和尾車的減阻效果越差，甚至產生增阻效果。

2) 頭車流線型與等截面車身過渡位置和等截面車身頂面分別以0.1U噴氣時均降低了列車整車阻力，流線型頭部過渡位置噴氣時整車減阻2.22%，減阻率小于等截面車身頂面噴氣。等截面車身噴氣顯著降低了中間車和尾車的壁面剪切應力，壁面剪切應力減小的幅值和范圍均大于流線型頭部過渡位置噴氣。

3) 當噴氣速度為0.1U時，等截面車身頂面噴氣、側面噴氣、頂面和側面同時噴氣均能有效降低整車氣動阻力，頂面和側面同時噴氣減阻效果最佳，整車氣動減阻率達到10.93%。車身頂面及側面同時噴氣時噴射出的氦氣在列車表面附著情況比頂面和側面單獨噴氣時的效果更好，列車頂面到側面過渡區域的壁面剪切應力有效降低，從而更有效地降低列車表面摩擦阻力。