謝紅太，王 紅

(1.蘭州交通大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，甘肅 蘭州 730070；2.華設(shè)設(shè)計(jì)集團(tuán)股份有限公司 鐵道規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院，江蘇 南京 210014)

隨著列車運(yùn)行速度的提高,黏著制動(dòng)力將逐漸降低,不能滿足高性能制動(dòng)需求,當(dāng)列車在300 km/h以上速度等級(jí)運(yùn)行時(shí),所受空氣阻力占總阻力的80%以上[1]。由此可見,現(xiàn)階段在國(guó)內(nèi)高速鐵路全面提速的大背景和新一代更高速列車開展技術(shù)攻關(guān)以來[2-3],已經(jīng)具備開發(fā)應(yīng)用風(fēng)阻制動(dòng)裝置的速度條件,尤其適合彌補(bǔ)列車在高速段制動(dòng)時(shí)黏著制動(dòng)力不足的問題,特別是在列車緊急制動(dòng)情況下[4]。

國(guó)外,日本最早在宮崎試驗(yàn)線及山梨試驗(yàn)線上開展風(fēng)阻制動(dòng)裝置在速度為500 km/h工況下MLU002 N型磁浮列車空氣動(dòng)力學(xué)計(jì)算和機(jī)構(gòu)優(yōu)化研究,并初步給出氣動(dòng)性能影響評(píng)估[1,5]。2005年6月,JR東日本公司聯(lián)合開發(fā)了“貓耳”型空氣動(dòng)力制動(dòng)裝置[6],并于E954型[7]Fastech360 S和Fastech360 Z型高速列車成功安裝應(yīng)用[8],同時(shí)完成了速度400 km/h車況條件下的風(fēng)阻制動(dòng)板性能測(cè)試。試驗(yàn)結(jié)果顯示,風(fēng)阻制動(dòng)裝置在緊急制動(dòng)時(shí)具有良好的可靠性和較高的應(yīng)用價(jià)值。在風(fēng)阻制動(dòng)風(fēng)翼板設(shè)計(jì)及安裝布置方面,文獻(xiàn)[9-10]重點(diǎn)對(duì)增大風(fēng)阻制動(dòng)裝置阻力系數(shù)和縮小風(fēng)阻制動(dòng)裝置體積兩個(gè)主要方面的外形改造及布置進(jìn)行了研究。

文獻(xiàn)[11-12]在高速列車空氣動(dòng)力制動(dòng)應(yīng)用領(lǐng)域展開研究,參考日本的“貓耳”空氣動(dòng)力制動(dòng)裝置結(jié)構(gòu),分析列車頂部不同縱向距離、不同橫向距離處制動(dòng)風(fēng)翼板阻力特性及外圍流場(chǎng)分布情況。文獻(xiàn)[13]通過列車空氣動(dòng)力學(xué)性能數(shù)值仿真方法,分析研究400 km/h帶風(fēng)翼板高速列車交會(huì)時(shí)的運(yùn)行安全及可靠性。研究顯示,與未開啟制動(dòng)風(fēng)翼板相比其運(yùn)行安全性指標(biāo)均在合格范圍內(nèi)。文獻(xiàn)[14-15]以矩形結(jié)構(gòu)風(fēng)翼板為研究對(duì)象展開研究,研究結(jié)果表明,高速列車縱向首排風(fēng)翼板的高度變化對(duì)后排風(fēng)翼板的流場(chǎng)干擾效應(yīng)與制動(dòng)力穩(wěn)定性的影響較小。文獻(xiàn)[16]采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)方法對(duì)帶制動(dòng)風(fēng)翼板的高速列車分別從列車所受氣動(dòng)力、流場(chǎng)氣動(dòng)干擾效應(yīng)及氣動(dòng)噪聲等方面對(duì)首排制動(dòng)風(fēng)翼板不同縱向位置、不同迎風(fēng)角度及不同組風(fēng)翼板縱向布置做了詳細(xì)計(jì)算說明,在此基礎(chǔ)上分析計(jì)算了強(qiáng)側(cè)風(fēng)作用下帶制動(dòng)風(fēng)翼板高速列車周圍流場(chǎng)結(jié)構(gòu)及氣動(dòng)力和力矩特性[17-18],同時(shí)對(duì)比不帶制動(dòng)風(fēng)翼板高速列車,給出較為完善的成形及影響因素。

在制動(dòng)風(fēng)翼板結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及制造方面,國(guó)內(nèi)外已研發(fā)了多種風(fēng)阻制動(dòng)裝置[7-8,19],主要有日本早期研制開發(fā)的“貓耳”型風(fēng)阻制動(dòng)裝置、分散式風(fēng)阻制動(dòng)裝置及液壓式風(fēng)阻制動(dòng)裝置等。近年來,中車青島四方車輛研究所有限公司公開了一種新型適用于速度400 km/h高速列車緊急制動(dòng)工況的“蝶形”風(fēng)阻制動(dòng)裝置[20-21]。上海龐豐機(jī)電科技有限公司公開了一種由纖維增強(qiáng)材料層夾泡沫夾心材料層設(shè)計(jì)構(gòu)成的空氣動(dòng)力制動(dòng)風(fēng)翼板主體面板材料結(jié)構(gòu)專利技術(shù)[22]。南京中車浦鎮(zhèn)海泰制動(dòng)設(shè)備有限公司公開了一種可以滿足常用制動(dòng)、緊急制動(dòng)狀態(tài)的不同需要、能實(shí)現(xiàn)風(fēng)翼制動(dòng)板0°～75°內(nèi)任意角度鎖定功能的高速列車風(fēng)阻制動(dòng)裝置[23]。華設(shè)設(shè)計(jì)集團(tuán)股份有限公司、蘭州交通大學(xué)等提出一種基于不同迎風(fēng)角度的可多級(jí)調(diào)控或無級(jí)調(diào)控的風(fēng)阻制動(dòng)裝置,同時(shí)給出主輔風(fēng)翼板配合制動(dòng)的設(shè)計(jì)方案[24-26]。

從國(guó)內(nèi)外風(fēng)阻制動(dòng)裝置數(shù)值模擬仿真及實(shí)車上線試驗(yàn)研究來看,“貓耳”型風(fēng)阻制動(dòng)裝置相對(duì)可提供較大的制動(dòng)力,但其結(jié)構(gòu)較復(fù)雜,質(zhì)量大,收納時(shí)會(huì)占用車廂大量空間。這對(duì)風(fēng)阻裝置小型化、輕量化提出了更為嚴(yán)峻的挑戰(zhàn)。小型分散式風(fēng)阻制動(dòng)裝置,一般采用兩塊風(fēng)阻制動(dòng)板互相抵消力矩的方式,該制動(dòng)裝置啟動(dòng)迅速,且收納空間小,但在制動(dòng)位時(shí)兩塊制動(dòng)板存在一定的角度差,容易誘發(fā)旋渦氣流以及顫振,對(duì)列車的運(yùn)行安全性與穩(wěn)定性有一定的影響。

就制動(dòng)性能來看,國(guó)內(nèi)主要以同濟(jì)大學(xué)2014年在滬昆線(宜春至南昌西段)開展速度300、350 km/h的實(shí)車試驗(yàn)風(fēng)阻裝置,以及中車青島四方車輛研究所有限公司2018年研究開發(fā)的“蝶形”風(fēng)阻制動(dòng)裝置適用性及可行性表現(xiàn)較優(yōu),從高速列車運(yùn)行平穩(wěn)性及安全性方面考慮,“蝶形”風(fēng)阻制動(dòng)裝置是目前較為優(yōu)選的一種。但由于試驗(yàn)條件、不同車型的制動(dòng)工況及車頂車內(nèi)設(shè)備設(shè)施布置等因素限制,亟需進(jìn)一步考慮多目標(biāo)因素的高速列車風(fēng)阻制動(dòng)裝置縱向布置及排數(shù)選擇的方案和方法。本文以CR400AF平臺(tái)動(dòng)車組流線型外觀為雛形,裝配新型“蝶形”風(fēng)阻制動(dòng)裝置[20],模擬計(jì)算高速列車不同布置狀態(tài)時(shí)的氣動(dòng)特性,探索提出單排及多排制動(dòng)風(fēng)翼板布置的確定方法及最優(yōu)方案。

1 計(jì)算模型

1.1 控制方程組

列車氣動(dòng)可歸結(jié)為流體運(yùn)動(dòng)問題,而任何一個(gè)流場(chǎng)流動(dòng)問題均可用非穩(wěn)態(tài)的N-S方程描述[27-28]。

連續(xù)性方程

(1)

動(dòng)量守恒方程

(2)

能量守衡方程

(3)

在對(duì)高速列車進(jìn)行計(jì)算流體力學(xué)分析計(jì)算時(shí)采用三維定常可壓黏性流場(chǎng),其中外流場(chǎng)的湍流運(yùn)動(dòng)采用k-ε湍流方程模型[29],即湍動(dòng)能方程和湍動(dòng)能耗散率方程。

湍動(dòng)能方程

(4)

湍動(dòng)能耗散率方程

(5)

(6)

式中:ρ為流體密度;t為時(shí)間;p為靜壓力;τij為應(yīng)力矢量分量;ρgi為i方向的重力分量;μl、μt分別為層流、湍流黏性系數(shù);Fi=ρfi,為由于阻力和能源引起的其他能源項(xiàng);h為熵;T為溫度;kt是由于紊流傳遞而引起的傳導(dǎo)率;Sh為定義的任何體積熱源;ui、uj為流體沿i、j方向的速度分量;xi、xj為橫坐標(biāo);Cμ、C1、C2、C3、σk、σε為系數(shù),取值參考文獻(xiàn)[30];Gk為由浮力產(chǎn)生的湍流動(dòng)能;Gb為由層流速度梯度產(chǎn)生的湍流動(dòng)能;k為湍動(dòng)能;ε為湍動(dòng)能耗散率;i、j為啞標(biāo)。

采用有限體積法進(jìn)行迭代求解,控制體積離散方程為

(7)

式中:t為時(shí)間;Γ為廣義擴(kuò)散系數(shù);u為速度矢量;φ為流場(chǎng)通量;S為廣義源項(xiàng)。

1.2 模型創(chuàng)建

1.2.1 高速列車及制動(dòng)風(fēng)翼板幾何模型

(1)CR400AF平臺(tái)標(biāo)準(zhǔn)動(dòng)車組計(jì)算模型

CR400AF平臺(tái)中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)動(dòng)車組為最高運(yùn)營(yíng)速度為350 km/h的動(dòng)力分散式電動(dòng)車組,動(dòng)車組全列8輛編組,4動(dòng)4拖,總長(zhǎng)約208.95 m,車體最大寬度為3 360 mm。

在CFD仿真計(jì)算中參照文獻(xiàn)[16]采用CR400AF平臺(tái)中國(guó)標(biāo)準(zhǔn)動(dòng)車組3輛編組1∶1實(shí)車常見幾何模型,即頭車、中間車及尾車連掛,其中頭車車體長(zhǎng)27.2 m,中間車體長(zhǎng)25.0 m。

利用CATIA軟件采用NURBS計(jì)算幾何方法[31],依次完成CR400AF型動(dòng)車組頭車司機(jī)室流線型外觀曲面的設(shè)計(jì)建模,其中k×l次的NURBS曲面可以表示為

(8)

式中:di,j為NURBS曲面控制點(diǎn);m、n為取樣點(diǎn)數(shù);wi,j為與控制點(diǎn)di,j相對(duì)應(yīng)的權(quán)因子;Ni,k(u)、Nj,l(v)分別為u向k次、v向l次的B樣條基函數(shù)[32]。

為能夠較為真實(shí)、快速地模擬高速列車在空氣中的運(yùn)行情況,在流體動(dòng)力學(xué)仿真計(jì)算時(shí)模擬簡(jiǎn)化車底設(shè)備、轉(zhuǎn)向架、車頂受電設(shè)備及風(fēng)擋,同時(shí)忽略車側(cè)門窗、把手等外部細(xì)節(jié)結(jié)構(gòu)。創(chuàng)建3編組CR400AF平臺(tái)動(dòng)車組計(jì)算模型,如圖1所示。幾何模型全長(zhǎng)77.2 m,其中車頂弧半徑為12 000 mm,側(cè)頂弧半徑為800 mm。

圖1 帶制動(dòng)風(fēng)翼板CR400AF平臺(tái)動(dòng)車組模型

(2)風(fēng)阻制動(dòng)裝置計(jì)算模型

新型“蝶形”風(fēng)阻制動(dòng)裝置[33-34]主要包括前后反向開啟的制動(dòng)風(fēng)翼板、主體框架基座、風(fēng)翼板轉(zhuǎn)軸、風(fēng)翼板拉桿、滑動(dòng)導(dǎo)軌、電機(jī)及其他控制、傳感及傳動(dòng)電器組件等。整個(gè)制動(dòng)裝置橫向?qū)ΨQ嵌入安裝于車頂內(nèi),風(fēng)翼板表面曲面與車頂表面頂弧及側(cè)頂弧面保持一致,厚度為100 mm,單塊制動(dòng)風(fēng)翼板長(zhǎng)寬尺寸為1 272 mm×378 mm,工作時(shí)開啟角度為75°,其中制動(dòng)風(fēng)翼板迎風(fēng)面垂向高度控制在365 mm,如圖2所示。

圖2 風(fēng)阻制動(dòng)裝置結(jié)構(gòu)(單位:mm)

1.2.2 計(jì)算域設(shè)置

取全長(zhǎng)為L(zhǎng)的3編組CR400AF平臺(tái)動(dòng)車組幾何模型,建立計(jì)算外流場(chǎng)模型,如圖3所示。長(zhǎng)方體外流場(chǎng)模型長(zhǎng)×寬×高=4L×2L×L,其中,高速列車計(jì)算模型位于外流場(chǎng)模型兩側(cè)對(duì)稱邊界中部,列車底部距流場(chǎng)下壁面為0.3 m。

圖3 計(jì)算區(qū)域及邊界條件設(shè)置

出口邊界條件設(shè)為壓力出口,車體表面及制動(dòng)風(fēng)翼為無滑移壁面邊界條件,外流場(chǎng)上表面和側(cè)面設(shè)為無滑移光滑壁面邊界條件,對(duì)稱面設(shè)為對(duì)稱邊界,外流場(chǎng)下側(cè)面(地面)設(shè)為移動(dòng)壁面邊界,移動(dòng)速度的大小和方向與來流相同。

1.2.3 計(jì)算設(shè)置

計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格采用基于曲率的六面體結(jié)構(gòu)全局網(wǎng)格,采用ICEM進(jìn)行網(wǎng)格劃分,其中對(duì)于列車頭尾部司機(jī)室及車頂制動(dòng)風(fēng)翼板外圍流場(chǎng)變化突出的區(qū)域,設(shè)計(jì)采用全局和局部網(wǎng)格相配合疊加的處理模式,對(duì)稱計(jì)算域結(jié)構(gòu)網(wǎng)格總數(shù)約為335萬個(gè)。

基于N-S及k-ε雙方程湍流模型,采用有限體積法進(jìn)行列車外流場(chǎng)的數(shù)值求解。

2 制動(dòng)風(fēng)翼板布置研究

根據(jù)Davis公式可知,運(yùn)行列車所受總阻力可表示為機(jī)械阻力和氣動(dòng)阻力之和,其中氣動(dòng)阻力主要包括摩擦阻力和壓差阻力,大小與速度平方成正比。根據(jù)計(jì)算流體力學(xué)類推計(jì)算,列車所受不同方向氣動(dòng)力可以表示為

FD=C1V2FL=C2V2FS=C3V2

(9)

式中:FD、FL、FS分別為縱向、垂向、橫向氣動(dòng)力;C1、C2、C3分別為計(jì)算阻力系數(shù)、計(jì)算升力系數(shù)和計(jì)算橫向力系數(shù),與投影面積和流體密度成正比,其計(jì)算式為

C1=0.5ρADCDC2=0.5ρALCLC3=0.5ρASCS

(10)

其中,AD、AL、AS分別為縱向、垂向、橫向方向投影面積,m2;ρ為空氣密度,kg/m3,本文計(jì)算取ρ=1.205 kg/m3;CD、CL、CS分別為阻力系數(shù)、升力系數(shù)、橫向力系數(shù)。

在列車空氣動(dòng)力學(xué)分析中常用阻力系數(shù)CD、升力系數(shù)CL和橫向力系數(shù)CS分別表示列車所受空氣阻力、升力和橫向力的大小。根據(jù)式(9)、式(10)計(jì)算得

(11)

流體分析計(jì)算中,重點(diǎn)分析研究橫向?qū)ΨQ嵌入安裝于車頂?shù)男滦汀暗巍憋L(fēng)阻制動(dòng)裝置在縱向不同位置及不同布置數(shù)量時(shí)的氣動(dòng)特性,在忽略制動(dòng)風(fēng)翼板橫向投影的情況下,帶制動(dòng)風(fēng)翼板高速列車各向投影面積均為定值,即式(11)中列車縱向投影面積AD=12.477 m2,垂向投影面積AL=258.332 m2,橫向投影面積AS=273.338 m2。

2.1 單排制動(dòng)風(fēng)翼板設(shè)置

高速列車流線型外觀設(shè)計(jì)對(duì)外圍空氣流場(chǎng)結(jié)構(gòu)影響較大,對(duì)于降低列車運(yùn)行空氣阻力及氣動(dòng)噪聲有重要影響。由式(11)可知,在一定速度等級(jí)條件下運(yùn)行時(shí),列車所受空氣阻力與其縱向投影面積成正比,同時(shí)依據(jù)“蝶形”風(fēng)阻制動(dòng)裝置于車頂對(duì)稱安裝布置要求,縱向n排制動(dòng)風(fēng)翼板投影面積相同的條件下,根據(jù)列車外圍流場(chǎng)成形及分布范圍進(jìn)行合理確定單排制動(dòng)風(fēng)翼板的縱向安裝位置是尤為重要的。

為保證高速列車頭車流線型設(shè)計(jì)同時(shí)考慮制動(dòng)風(fēng)翼板的安放空間需求,高速列車單排制動(dòng)風(fēng)翼板安放位置一般選擇在頭車司機(jī)室前端流線型尾端連接處以后部位[16],本文分析計(jì)算中記風(fēng)翼板安裝位置至司機(jī)室前端流線型尾端連接處縱向距離為xd(0≤xd≤Ld,Ld=55.4 m),Ld為頭車司機(jī)室流線型尾端連接處至尾車間司機(jī)室流線型尾端連接處的縱向距離,以制動(dòng)風(fēng)翼板所受縱向阻力為研究對(duì)象,取xd=0、2、4、…、54、56、57.4 m處30個(gè)安裝位置,來流速度v=400 km/h,分別進(jìn)行流體動(dòng)力學(xué)計(jì)算,所受阻力如圖4所示。

圖4 單排制動(dòng)風(fēng)翼板縱向布置阻力變化趨勢(shì)

由圖4可知,隨著制動(dòng)風(fēng)翼板安裝位置至司機(jī)室前端流線型尾端連接處縱向距離xd的逐漸增大,風(fēng)翼板所受縱向阻力整體于頭車頂范圍內(nèi)呈迅速下降趨勢(shì),并于中間車車頂范圍逐漸趨緩,最后在尾車車頂范圍內(nèi)逐漸增大,于尾車司機(jī)室前端流線型尾端連接處達(dá)到最大。其中頭車及尾車司機(jī)室前端流線型尾端連接處局部范圍作為車頭與車身的過渡段,由于曲面設(shè)計(jì)曲率大,造成此處氣流流速快,形成較大負(fù)壓區(qū),因此,出現(xiàn)了該區(qū)域內(nèi)縱向制動(dòng)風(fēng)翼板所受縱向阻力較大且變化快的現(xiàn)象。

為進(jìn)一步研究車頂不同位置處所安裝制動(dòng)風(fēng)翼板氣動(dòng)特性,選取列車頭車司機(jī)室前端流線型尾端連接處至尾車司機(jī)室前端流線型尾端連接處車頂縱向中心線以上200 mm處空間虛擬線位置,分別提取xd=0、4、8、…、52、55.4 m處共15個(gè)布置狀態(tài)時(shí)速度和靜壓縱向分布情況,如圖5所示。

圖5 車頂縱向中心線以上200mm處參數(shù)研究

經(jīng)模擬計(jì)算分析結(jié)合已研究成果[4,35],首排制動(dòng)風(fēng)翼板在高速列車頭車司機(jī)室前端流線型尾端連接處后xd=[0,2]m范圍內(nèi),首排制動(dòng)風(fēng)翼板在司機(jī)室頂部巨大負(fù)壓區(qū)的影響下,受力達(dá)到最大,隨著縱向安裝位置后移,受力迅速減小。xd=[2,5]m范圍內(nèi)受力基本相當(dāng),相比頭車司機(jī)室前端流線型尾端連接處產(chǎn)生的最大阻力Fdmax(xd=0 m)=2 810.65 N,減小10.19%。xd=[0,2]m范圍內(nèi)考慮氣動(dòng)噪聲、瞬態(tài)沖擊下風(fēng)翼板結(jié)構(gòu)振動(dòng)及對(duì)頭車流線型設(shè)計(jì)影響等綜合分析,本文給出單排制動(dòng)風(fēng)翼在高速列車頭車布置的優(yōu)選位置為高速列車頭車司機(jī)室前端流線型尾端連接處以后xd=[2,5]m范圍內(nèi),該范圍內(nèi)可有效為高速制動(dòng)階段列車提供可靠穩(wěn)定的制動(dòng)力。

基于此,為充分對(duì)比研究單排制動(dòng)風(fēng)翼板對(duì)高速列車氣動(dòng)特性影響,分別在不同速度等級(jí)下對(duì)不帶風(fēng)翼板和帶首排制動(dòng)風(fēng)翼板高速列車所受縱向阻力和垂向升力進(jìn)行計(jì)算分析(取xd=3.0 m),如圖6所示。理論條件下,數(shù)值模擬計(jì)算中列車所受橫向力為0。

圖6 不同速度等級(jí)條件下列車所受阻力及升力

根據(jù)式( 9 )～式(11)分別計(jì)算帶制動(dòng)風(fēng)翼板和不帶制動(dòng)風(fēng)翼板高速列車整車、頭車、中間車及尾車阻力系數(shù)CD及升力系數(shù)CL,見表1。

表1 帶制動(dòng)風(fēng)翼板高速列車模擬對(duì)比計(jì)算結(jié)果

由圖6可知,在不同速度等級(jí)下不帶風(fēng)翼板和帶首排風(fēng)翼板高速列車所受縱向阻力和垂向升力均與速度的平方成正比,分別以整車、頭車、中間車及尾車為研究對(duì)象進(jìn)行對(duì)比分析?？梢钥闯?帶風(fēng)翼板列車整車及頭車所受縱向阻力FD及垂向升力FL較不帶風(fēng)翼板列車均有大幅增加。由表1可知,因首排制動(dòng)風(fēng)翼板安裝整車阻力系數(shù)CD從0.234增大至0.255,升力系數(shù)CL從0.009增大至0.012,中間車及尾車因受風(fēng)翼板影響較小,基本保持不變。當(dāng)V=400 km/h時(shí),頭車所受阻力增大約31.63%,升力增大約60.77%,整車所受阻力增大約13.99%,升力增大約30.27%;帶制動(dòng)風(fēng)翼板列車所受阻力中頭車、中間車及尾車分別占比為58.97%、16.41%、25.52%,所受升力分別占比為51.07%、3.33%、45.60%。

2.2 多排制動(dòng)風(fēng)翼板設(shè)置

2.1節(jié)對(duì)單排制動(dòng)風(fēng)翼板設(shè)置研究表明,制動(dòng)風(fēng)翼板的安裝進(jìn)一步增加了列車外圍流場(chǎng)結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性,同時(shí)對(duì)范圍內(nèi)該節(jié)車輛阻力及升力變化影響較大,因此如何科學(xué)合理的根據(jù)運(yùn)用需求有效布置多排制動(dòng)風(fēng)翼板是目前需要解決的一個(gè)問題。

由式(11)可知,高速列車所受縱向空氣阻力FD=0.5ρADV2CD,n(n≥2)排制動(dòng)風(fēng)翼板布置時(shí),根據(jù)本文“蝶形”風(fēng)阻制動(dòng)裝置橫向?qū)ΨQ嵌入安裝于車頂沿縱向中線不同位置布置的形式,沿列車運(yùn)行方向后序制動(dòng)風(fēng)翼板對(duì)前序風(fēng)翼板外圍流場(chǎng)形成存在干擾,在選定首排制動(dòng)風(fēng)翼板情況下(阻力系數(shù)表示為CD0),引入第i排風(fēng)翼板直接干涉系數(shù)CD1(i),則高速列車所受縱向空氣阻力FD可表示為

(12)

以高速列車制動(dòng)需求為目標(biāo),采用縱向制動(dòng)風(fēng)翼板最優(yōu)范圍布置逐漸遞增的方式,通過計(jì)算流體力學(xué)方法確定高速列車制動(dòng)風(fēng)翼板設(shè)置位置及布置排數(shù)選擇,計(jì)算方法流程如圖7所示。

圖7 高速列車制動(dòng)風(fēng)翼板設(shè)置位置及布置排數(shù)選擇流程

2.2.1 2排制動(dòng)風(fēng)翼板設(shè)置

在2.1節(jié)首排制動(dòng)風(fēng)翼板安裝位置設(shè)置的基礎(chǔ)上(高速列車頭車司機(jī)室前端流線型尾端連接處后[a,b]范圍內(nèi)取最優(yōu)點(diǎn)xd=3 m處),記第2排風(fēng)翼板安裝位置至首排制動(dòng)風(fēng)翼板安裝中心位置縱向距離為xs(0

圖8 2排制動(dòng)風(fēng)翼板縱向布置阻力變化趨勢(shì)

由圖8可知,2排風(fēng)翼板布置時(shí)產(chǎn)生總阻力呈逐漸上升趨勢(shì),其中第1排制動(dòng)風(fēng)翼板所產(chǎn)生的阻力在xs=[0,3]m范圍內(nèi)由于受第2排制動(dòng)風(fēng)翼板影響,兩風(fēng)翼板之間形成1個(gè)比較明顯的渦系,隨著距首排制動(dòng)風(fēng)翼板中心位置距離xs的增大而逐漸減弱消失,導(dǎo)致局部范圍內(nèi)第1排制動(dòng)風(fēng)翼板所受阻力出現(xiàn)降低后再恢復(fù),并逐漸保持平穩(wěn)。第2排制動(dòng)風(fēng)翼板所受阻力在xs=[0,2.5]m范圍內(nèi)受反向阻力作用,隨著距首排制動(dòng)風(fēng)翼板中心位置距離xs的增大阻力逐漸增加,整體小于單排布置時(shí)產(chǎn)生的阻力值。

經(jīng)計(jì)算流體力學(xué)分析研究,在頭車司機(jī)室前端流線型尾端連接處后xd=3 m處設(shè)置首排風(fēng)翼板,選定后,2排制動(dòng)風(fēng)翼板布置時(shí),第2排風(fēng)翼板設(shè)置在尾車司機(jī)室流線型尾端連接處后部范圍內(nèi)所受阻力達(dá)到最大,結(jié)合高速列車雙向運(yùn)行特點(diǎn)及首排風(fēng)翼板位置選擇,2排布置時(shí)選取首排布置時(shí)優(yōu)選范圍[a,b]對(duì)應(yīng)縱向?qū)ΨQ位置范圍[c,d]。計(jì)算中最優(yōu)點(diǎn)取xs=51 m,根據(jù)式(12)得第2排風(fēng)翼板直接干涉系數(shù)CD1(2)=1.09,其中v=400 km/h時(shí),列車所受空氣阻力FD=25.87 kN,較單排制動(dòng)風(fēng)翼板布置增大約9.10%。

2排制動(dòng)風(fēng)翼板安裝布置時(shí),頭車及尾車縱向?qū)ΨQ面上車身外圍壓力場(chǎng)分布如圖9所示。

圖9 2排制動(dòng)風(fēng)翼板縱向布置時(shí)車身外圍壓力場(chǎng)分布

提取帶制動(dòng)風(fēng)翼板列車縱向?qū)ΨQ面上部外流場(chǎng)與列車截面接觸線,參照文獻(xiàn)[17]分別在計(jì)算模型長(zhǎng)度方向以頭車尾車導(dǎo)流罩前鼻錐滯止點(diǎn)為計(jì)算起點(diǎn)和終點(diǎn)參考點(diǎn),根據(jù)壓力系數(shù)Cp=(p-p∞)/(0.5ρV2)(其中,p為計(jì)算點(diǎn)靜壓;p∞計(jì)算域遠(yuǎn)環(huán)境壓力,此處為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓)計(jì)算縱向?qū)ΨQ面上部外流場(chǎng)與列車截面接觸線上壓力系數(shù)分布,如圖10所示。

圖10 2排制動(dòng)風(fēng)翼板布置時(shí)列車縱向?qū)ΨQ面上部接觸線壓力系數(shù)

2.2.2 3排制動(dòng)風(fēng)翼板設(shè)置

同理在2排制動(dòng)風(fēng)翼板安裝位置設(shè)置的基礎(chǔ)上(首排制動(dòng)風(fēng)翼板安裝位置為高速列車頭車司機(jī)室前端流線型尾端連接處后[a,b]范圍內(nèi)取最優(yōu)點(diǎn)xd=3 m處,第2排制動(dòng)風(fēng)翼板安裝位置為距首排制動(dòng)風(fēng)翼板中心位置距離xs=51 m處),記第3排風(fēng)翼板安裝位置至第首排制動(dòng)風(fēng)翼板安裝中心位置縱向距離為xz(0

圖11 3排制動(dòng)風(fēng)翼板縱向布置阻力變化趨勢(shì)

由圖11可知,3排風(fēng)翼板布置時(shí)整車阻力在xz=[0,4]m范圍內(nèi),由于第3排風(fēng)翼板距離首排風(fēng)翼板縱向距離加大,兩風(fēng)翼板之間區(qū)域形成的渦系逐漸減弱、正壓增強(qiáng),所產(chǎn)生的空氣阻力迅速增加。xz=[4,12.5]m范圍內(nèi),隨著第3排制動(dòng)風(fēng)翼板對(duì)首排制動(dòng)風(fēng)翼板流動(dòng)干擾效應(yīng)的進(jìn)一步減弱,約xz=10 m后干擾效應(yīng)逐漸消失,整車所產(chǎn)生的空氣阻力突增至27.79 kN,首排所產(chǎn)生的空氣阻力突增至2.68 kN。xz=[12.5,45]m范圍內(nèi),隨著第3排制動(dòng)風(fēng)翼板位置的后移,首排風(fēng)翼板后部空氣流速加大,第3排制動(dòng)風(fēng)翼板所受空氣阻力逐步增加,相反,第2排制動(dòng)風(fēng)翼板所受空阻力逐漸減小,整車阻力基本維持平穩(wěn)。xz=[45,51]m范圍內(nèi),隨著第3排和第2排風(fēng)翼板之間距離縮小,板間范圍內(nèi)渦系逐漸形成并增強(qiáng)、負(fù)壓增強(qiáng),導(dǎo)致第3排風(fēng)翼板所產(chǎn)生的空氣阻力有微增趨勢(shì),第2排風(fēng)翼板所產(chǎn)生的空氣阻力迅速減小,直至進(jìn)一步逼近而產(chǎn)生負(fù)阻力,整車所受空氣阻力隨xz的增加而減小。

3排制動(dòng)風(fēng)翼板安裝布置時(shí),頭車、中間車及尾車縱向?qū)ΨQ面上車身外圍壓力場(chǎng)分布如圖12所示。

圖12 3排制動(dòng)風(fēng)翼板縱向布置時(shí)車身外圍壓力場(chǎng)分布

計(jì)算縱向?qū)ΨQ面上部外流場(chǎng)與列車截面接觸線上壓力系數(shù)分布,如圖13所示。

圖13 3排制動(dòng)風(fēng)翼板布置時(shí)列車縱向?qū)ΨQ面上部接觸線壓力系數(shù)

2.2.3n排制動(dòng)風(fēng)翼板設(shè)置

以高速列車制動(dòng)需求為目標(biāo),采取縱向制動(dòng)風(fēng)翼板最優(yōu)范圍布置逐漸遞增的方式,根據(jù)高速列車不同車型技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)、運(yùn)行線路條件及列車空氣制動(dòng)需求等技術(shù)參數(shù),同時(shí)結(jié)合列車雙向運(yùn)行特點(diǎn)、車頂受電弓及車內(nèi)設(shè)備空間布局等因素,通過計(jì)算流體力學(xué)的方法確定高速列車多排制動(dòng)風(fēng)翼板設(shè)置位置及布置排數(shù)選擇方案如圖14所示。

圖14 多排制動(dòng)風(fēng)翼板布置方案示意

3 結(jié)論

基于計(jì)算流體力學(xué)方法,分析研究“蝶形”風(fēng)阻制動(dòng)裝置在縱向不同位置及不同布置數(shù)量時(shí)的氣動(dòng)特性,給出首排及多排制動(dòng)風(fēng)翼板縱向確定方法及最優(yōu)方案。研究結(jié)論如下:

(1)在高速列車頭車司機(jī)室前端流線型尾端連接處后2～5 m范圍內(nèi),設(shè)置安裝首排制動(dòng)風(fēng)翼板可有效對(duì)列車高速運(yùn)行制動(dòng)階段提供較為可靠穩(wěn)定的制動(dòng)力。當(dāng)列車以速度400 km/h運(yùn)行時(shí)頭車所受阻力增大約31.63%,升力增大約60.77%,整車所受阻力增大約13.99%,升力增大約30.27%。

(2)提出以高速列車制動(dòng)需求為目標(biāo),縱向制動(dòng)風(fēng)翼板最優(yōu)范圍布置逐漸遞增的方式,通過計(jì)算流體力學(xué)方法確定高速列車制動(dòng)風(fēng)翼板設(shè)置位置及布置排數(shù)選擇的研究方法,同時(shí)計(jì)算給出3節(jié)編組高速列車2排及3排制動(dòng)風(fēng)翼板最優(yōu)布置方案范圍。當(dāng)2排布置時(shí),均設(shè)置在頭車及尾車司機(jī)室前端流線型尾端連接處后優(yōu)選穩(wěn)定[2,5]m范圍中的3 m處,后排風(fēng)翼板直接干涉系數(shù)為1.09。速度400 km/h制動(dòng)時(shí)列車所受空氣阻力較單排制動(dòng)風(fēng)翼板布置增大約9.10%;當(dāng)3排布置時(shí),在2排布置的基礎(chǔ)上,計(jì)算最優(yōu)點(diǎn)為中間車車頂縱向中心點(diǎn)處,直接干涉系數(shù)為1.17,速度400 km/h制動(dòng)時(shí)列車所受空氣阻力較首排和2排制動(dòng)風(fēng)翼板布置分別增大約16.70%、6.96%。

(3)在風(fēng)阻制動(dòng)風(fēng)翼板于列車車頂縱向位置選擇中,提出考慮既有車頂及車內(nèi)設(shè)備布局和雙向制動(dòng)需求等多目標(biāo)的多排制動(dòng)風(fēng)翼板的布置優(yōu)化方法,本文研究暫未直接引入縱向影響因素?；诖?下階段應(yīng)根據(jù)具體車型實(shí)際考慮車頂及車內(nèi)設(shè)備布局的情況下,合理細(xì)化風(fēng)翼板制動(dòng)系統(tǒng)的布置方案,同時(shí)應(yīng)結(jié)合試驗(yàn)樣機(jī)進(jìn)一步研究風(fēng)阻制動(dòng)的標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法,特別是不同裝置位置及運(yùn)行工況的地面風(fēng)載荷試驗(yàn)和線路試驗(yàn)?zāi)M方法,以及試驗(yàn)結(jié)果的評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)。