仿生球体形态对高速磁浮列车减阻的影响

仿生球体形态对高速磁浮列车减阻的影响 Effect of bionic sphere form on drag reduction of high-speed maglev train 1 2 3 corresp first-author 周丹，博士，教授，从事列车空气动力学研究；E-mail：zd_lzj@126.com 周丹，博士，教授，从事列车空气动力学研究；E-mail：zd_lzj@126.com zd_lzj@126.com 1 2 3 1 2 3 1 2 3 中南大学 交通运输工程学院，轨道交通安全教育部重点实验室，湖南 长沙，410075 中南大学 交通运输工程学院，轨道交通安全教育部重点实验室，湖南 长沙，410075 Key Laboratory of Traffic Safety on the Track of Ministry of Education, School of Traffic & Transportation Engineering, Central South University, Changsha 410075, China Key Laboratory of Traffic Safety on the Track of Ministry of Education, School of Traffic & Transportation Engineering, Central South University, Changsha 410075, China 中南大学 轨道交通安全关键技术国际合作联合实验室，湖南 长沙，410075 中南大学 轨道交通安全关键技术国际合作联合实验室，湖南 长沙，410075 Joint International Research Laboratory of Key Technology for Rail Traffic Safety, Central South University, Changsha 410075, China Joint International Research Laboratory of Key Technology for Rail Traffic Safety, Central South University, Changsha 410075, China 中南大学 轨道交通列车安全保障技术国家地方联合工程研究中心，湖南 长沙，410075 中南大学 轨道交通列车安全保障技术国家地方联合工程研究中心，湖南 长沙，410075 National & Local Joint Engineering Research Center of Safety Technology for Rail Vehicle, Central South University, Changsha 410075, China National & Local Joint Engineering Research Center of Safety Technology for Rail Vehicle, Central South University, Changsha 410075, China 陈灿华 采用基于SST k - ω 双方程的IDDES湍流模型，在高速磁浮列车流线型部位设置不同形态的仿生球体结构，对其减阻性能进行瞬态模拟。研究结果表明：仿生球体结构不仅可以有效降低尾流流速，削弱尾流的整体强度，而且能够约束尾涡的发展，减小尾涡的辐射范围；球体结构减小了尾车流动分离位置处的高速流区面积，并有效延缓了湍流的猝发性，使得湍流强度降低，边界层厚度变窄；仿生球体结构对列车风产生一种吸附作用，使得高速区被集中在距离尾车鼻尖更近的部位，尾流的流速波动变小；球体形态差异对流场结构的影响较大，与凸包形态的球体结构相比，凹坑形态的球体结构对尾流强度的削弱作用更显著，对流动分离位置边界层的作用效果更好，对列车风的吸附能力更强；凸包形态和凹坑形态的仿生球体结构可分别减小7.64%和14.58%的尾车气动阻力，但会分别增大2.33%和1.16%的头车气动阻力。 Using IDDES turbulence model based on SST k - ω equation, different bionic sphere structures were set at the streamlined part of the high-speed maglev train to simulate its drag reduction performance. The results show that the bionic sphere structure can not only effectively reduce the wake velocity and weaken the overall strength of the wake, but also restrict the development of the wake vortex and reduce the radiation range of the wake vortex. The sphere structure reduces the area of the high-speed flow area at the separation position of the tail car flow, effectively delays the burst of turbulence, reduces the turbulence intensity and narrows the thickness of the boundary layer. The bionic sphere structure has an adsorption effect on the slipstream, so that the high-speed area is concentrated closer to that of the nose of the tail car, and the velocity fluctuation of the wake becomes smaller. The difference of sphere shape has a great impact on the flow field structure. Compared with the convex spherical structure, the concave spherical structure has a more significant weakening effect on the wake intensity, a better effect on the boundary layer at the flow separation position, and a stronger adsorption capacity for slipstream. The setting of convex spherical structure and concave spherical structure can reduce the aerodynamic drag of the tail car by 7.64% and 14.58% respectively, but increases the aerodynamic drag of the head car by 2.33% and 1.16% respectively. 高速磁浮列车 仿生球体形态 尾流结构 列车风 气动阻力 high speed maglev train bionic sphere shape wake structure slipstream aerodynamic resistance 列车运行速度的提升势必会引起阻力剧增，能耗增加 [ 1 1 ] 。研究表明，列车运行时的气动阻力与速度呈二次方关系，当列车速度达到300 km/h时，气动阻力占总阻力的80%左右 [ 2 2 - 3 3 2-3 ] ，磁浮列车运行速度可达600 km/h，阻力占比在90%以上 [ 4 4 - 5 5 4-5 ] 。以往的研究多采用优化列车气动外形的方法来达到气动减阻的目的，而列车外形优化主要涉及流线型外形和流线型长度的优化这两方面 [ 6 6 - 8 8 6-8 ] 。目前，列车气动外形的设计已经日臻完善，如在流线型长度的研究方面，为了降低气动阻力，日本新干线高速试验车ALFA-X的车头长度达22 m，要进一步增加列车流线型长度来增大外形的减阻效果已经非常困难。随着仿生学和流体力学的发展，针对非光滑仿生微结构在流体中的减阻应用已经成为研究热点。对这种微结构的研究最早可追溯到对生物体表上凸起条纹的减阻探索 [ 9 9 ] ，而后拓展到不同的工程应用范畴，得出许多研究成果。在航空航天领域，WALSH等 [ 10 10 ] 对各种不同形状的非光滑仿生凸起微结构进行了研究，发现这种凸起结构可以减小飞行器肋片的阻力。随后，美国国家航空航天局(NASA机构) [ 11 11 ] 对不同形态沟槽的减阻性能进行了系统研究，通过大量的实验对比发现等腰三角形形状的沟槽减阻效果最佳。BECHERT等 [ 12 12 ] 在此研究基础上，改变三角形肋条的形状和大小，对不同参数条件下的减阻效果进行了研究，提高了这种仿生结构对曲面的减阻性能。随着对空气动力学研究的不断深入，一些科研工作者将其应用于交通运输领域。东娇 [ 13 13 ] 对汽车的减阻性能进行了优化，通过正交实验方法从不同形状、尺寸、排列间距以及分布位置等方面对凹坑参数进行了最优设计。张迪 [ 14 14 ] 对不同汽车车型、不同布置位置的凹坑减阻效果进行了模拟，分析了非光滑表面凹坑对不同车型外流场的影响，并对凹坑的减阻机理进行了探讨。张渊等 [ 15 15 ] 研究了非光滑表面凹坑的不同加设位置对列车气动性能的影响，发现将非光滑表面布置在转向架端墙最有利于减阻，其减阻效果与凹坑的尺寸有关。朱海燕等 [ 16 16 - 17 17 16-17 ] 对在有效尺寸区间内的仿生非光滑球体结构各项参数进行了研究，并给出了最佳球体结构参数以及布置位置。目前，学术界对仿生球体微结构的减阻成因还没有一致的认定结果，但可以明确的是，它是通过控制边界层流动分布状态和改变流场结构来达到减阻的目的 [ 18 18 - 20 20 18-20 ] 。 不同于汽车以及传统的轮轨列车，高速磁浮列车具有特殊的轮轨接触形式以及更高的速度，目前还未发现学者研究仿生非光滑表面结构对高速磁浮列车的减阻影响。同时，真实的列车周围流场结构具有强烈的非定常特性，而针对这种非光滑仿生结构表面的瞬态流场演变机理的研究也较少见。为此，本文作者采用数值模拟的方法，利用可以描述列车周围瞬态流场的改进型延迟分离涡模型(IDDES)，将2种不同形态的仿生球体结构分别铺设在高速磁浮列车表面来分析其对列车周围流场结构、边界层的演变规律以及气动特性的影响。 1 计算模型、网格及条件 1 1.1 　数学模型 2 采用CFD商业软件STAR-CCM进行仿真计算。由于本文的研究中设定列车的运行速度为 600 km/h(即166.67 m/s)，在不同工况条件下对应的马赫数 Ma > 0.3，因而，必须考虑气体的可压缩性。采用基于SST k - ω 双方程模型的分离涡模拟(IDDES)方法对湍流进行模拟，采用瞬态、黏性、可压缩的N-S方程和有限体积法来求解流场信息，采用二阶迎风和有界中心格式描述对流项，采用二阶隐式格式描述离散项。 1.2 　计算模型 2 采用比例为1꞉10的2节编组TR08高速磁浮列车，将仿生球体结构布置在头尾车流线型前端面位置。列车全尺寸模型以及球体结构参数如 图1 图1 所示，头车和尾车长度相同，均为27.20 m，车高为4.20 m，车宽为3.70 m，磁悬浮轨道高出地面2.35 m。 (a) 正视图；(b) 侧视图；(c) 三维视图；(d) 仿生球体参数 仿生球体结构的参数由4部分组成， R 为球体半径， D 为球体深度， A 为横向间距， B 为纵向间距。本文采用凸包和凹坑这2种不同形态的仿生球体结构来进行对比研究。2种形态的球体结构尺寸设定一致， R 为1.79×10 -3 H ， D 为8.95×10 -4 H ， A 和 B 数值相同，均为2.38×10 -2 H 。其中，特征长度 H 为模型缩比后的列车车高( H =0.42 m)。 1.3 　计算域和边界条件 2 将计算流域设定为1个六面体，如 图2 图2 所示。将车头鼻尖点与计算域入口之间的距离设定为10 H ，同时，为了更好地捕捉尾流的变化，减小边界条件对列车尾部的影响，将尾车鼻尖点距出口的长度确定为35 H ，计算域的宽度和高度则分别设定为20 H 和10 H 。将距离头车较近的端面定义为 速度入口，自由来流速度设定为600 km/h(即166.67 m/s)。因设定的计算域边界长度完全能够满足对远场的流动分析，故将距离尾车较近的端面定义为压力出口。计算域顶部、前端面以及后端面均定义为对称平面以虚拟扩大计算区域。为了模拟列车与轨道、地面之间的相对运动，将轨道和地面定义为滑移壁面，给定与来流方向一致的速度。 (a) 俯视图；(b) 侧视图 1.4 　网格划分方法 2 IDDES湍流模型的网格质量高度依赖于网格分辨率。为了保证计算精度，对近流场区域、轨道底部以及尾流区域设定自动加密区，软件中的自动网格模块可根据设置好的加密区域和加密尺寸自动从远流场区域分层次地过渡到临近列车表面的加密区域。这种自动加密的方法可以识别低质量网格，用设定的小尺寸网格替换这些低质量网格，以此来保证整体的网格质量，获取较准确的流场瞬态信息。此外，为了更精准地捕捉列车近壁面的边界层流动，对壁面网格的参数进行准确设定，保证列车表面第一层网格质心到壁面的量钢一距离约等于1，并在列车周围布置6层增长率为1.2的棱柱层网格，其余壁面则设定较粗糙的棱柱层。网格划分如 图3 图3 所示，网格总量约为 4 000万个。 (a) 加密区网格；(b) 计算域网格；(c) 头车流线型网格；(d) 车身周围网格 1.5 　算法验证 2 为了验证数值模拟的准确性，利用中南大学土木工程学院风洞实验室对某型号磁浮列车进行验证试验。该风洞试验段长×宽×高为3 m×3 m× 15 m，磁浮轨道长度为5 m，列车模型比例设定为 1꞉16，风速为60 m/s。风洞试验结果和数值仿真结果对比如 图4 图4 所示。由 图4 图4 可知：与风洞实验相比，数值模拟对应车顶压力系数和气动力系数的相对误差均在5%以内。由此可知，本文对列车周围湍流的模拟误差在可接受的精度范围内。 (a) 车顶压力系数；(b) 气动力系数 1.6 　数据处理 2 对本文中流场的速度采用归一化流速进行描述，使用2种不同方向的速度组合来定义归一化函数 U W 和 V W ，其中有关定义如 式(1) 式(1) 和 式(2) 式(2) 所示。将列车风同样定义为归一化速度 U s ，其计算方法如 式(3) 式(3) 所示。 式(3) 式(3) 中， U GF 和 V GF 分别是基于地面固定坐标系的归一化速度的流向分量和横向分量，可根据 式(4) 式(4) 和 式(5) 式(5) 计算得出。 <math display="block" id="M1"><msub><mrow><mi>U</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">W</mi></mrow></msub><mo>=</mo><mfrac><mrow><mroot><mrow><msup><mrow><mi>u</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msup><mo>+</mo><msup><mrow><mi>w</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msup></mrow><mrow/></mroot></mrow><mrow><msub><mrow><mi>v</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">t</mi></mrow></msub></mrow></mfrac></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43681181&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43681179&type= 23.53733444 9.48266602 <math display="block" id="M2"><msub><mrow><mi>V</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">W</mi></mrow></msub><mo>=</mo><mfrac><mrow><mroot><mrow><msup><mrow><mi>v</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msup><mo>+</mo><msup><mrow><mi>w</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msup></mrow><mrow/></mroot></mrow><mrow><msub><mrow><mi>v</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">t</mi></mrow></msub></mrow></mfrac></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43681189&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43681198&type= 23.02933502 9.48266602 <math display="block" id="M3"><msub><mrow><mi>U</mi></mrow><mrow><mi 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TF 和 V TF 分别为基于列车固定坐标系速度的纵向分量和横向分量，可以直接从模拟中获得。 为了便于对列车的气动力进行分析，将阻力和压力进行量纲一化，定义各气动力系数方法如下： <math display="block" id="M6"><msub><mrow><mi>C</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">D</mi></mrow></msub><mo>=</mo><mfrac><mrow><msub><mrow><mi>F</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">D</mi></mrow></msub></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">0.5</mn><mi>ρ</mi><msubsup><mrow><mi>v</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">t</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">2</mn></mrow></msubsup><mi>S</mi></mrow></mfrac></math> http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43681215&type= http://html.publish.founderss.cn/rc-pub/api/common/picture?pictureId=43681213&type= 20.57399940 8.63599968 <math display="block" id="M7"><msub><mrow><mi>C</mi></mrow><mrow><mi mathvariant="normal">P</mi></mrow></msub><mo>=</mo><mfrac><mrow><mi>P</mi><mo>-</mo><msub><mrow><mi>P</mi></mrow><mrow><mn mathvariant="normal">0</mn></mrow></msub></mrow><mrow><mn 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、3 H 和5 H 这3个位置的横向截面，并使用这3个截面上 V W 方向的归一化流速对应的卷积分矢量图进行分析，结果如 图6 图6 (a)所示。从 图6 图6 (a)可以发现：随着距离尾车鼻尖位置增大，尾流涡旋强度逐渐减小，涡核距离轨道中心的距离呈现出“先远后近”的变化规律。 图6 图6 (b)所示为不同工况下尾流的发展趋势。从 图6 图6 (b)可以看到：由于仿生球体结构存在，尾流流速明显降低，轨道上部区域产生的主涡旋尺度变小，涡核不断沉降直至消失，且这3个位置均呈现相同的规律。凹坑形态的球体结构对尾流流速的改善效果比凸包形态的球体结构更好。 (a) 无球体结构时各截面的流速变化；(b) 增设球体结构后各截面流速对比 2.1.2　尾流区域涡流分析 3 尾流是指边界层在流线型变化区发生流动分离后在尾车后方引起的紊乱旋涡流。为了比较仿生球体布置形态对近尾流区的影响，对距离轨面0.2 m处和 y =0截面的时均涡量进行对比，如 图7 图7 所示。由 图7 图7 (a)可知：仿生球体结构可以有效减小尾涡结构的辐射范围，使得涡宽向内压缩，并且在 x 方向上的涡量减小.凸包形态的球体结构使得涡量范围更加集中，凹坑形态的球体结构减小的涡量则更多。从 图7 图7 (b)可见：虽然仿生球体结构减少了横向截面的尾流涡量，但纵向截面的尾流涡量增大，这说明仿生球体结构并不能减少尾流涡量，只是使尾涡在三维空间上更加集中。 (a) 在距离轨面0.2 m处的时均涡量；(b) y =0 m截面的时均涡量 2.2 　边界层影响分析 2 图8 图8 所示为尾车流动分离区域纵截面时均流速云图，其中黑线为名义边界层轮廓线。由 图8 图8 可知仿生球体结构使得尾车流动分离位置的高速流区范围变小，这是因为气流流经球体表面时流动受阻，气流被迫附着在球体结构内部。从 图8 图8 中的名义边界层轮廓线变化规律来看，球体结构使得边界层的流动受到干扰，边界层厚度相比无球体结构明显减小，凸包结构的减小程度存在波动，凹坑结构的作用效果则更明显。为了更进一步探究边界层内的流动变化，在尾车流线型变化区取距离尾车鼻尖1.24 H 、1.14 H 和1.04 H 这3个位置的横截面进行分析，分别以L 1 、L 2 和L 3 来标识，其中，L 1 截面处无球体结构。 图9 图9 所示为3个截面的时均湍动能云图，可以看到不同工况时L 1 的湍动能云图基本相同，这说明列车光滑表面边界层内部的流动状态并没有因为布置了球体结构而受到影响；而随着距尾车鼻尖距离减小，在截面L 2 的仿生球体结构的作用开始凸显，湍动能明显减小，对边界层内部的湍流强度影响变大，具体表现在尾车正上方区域边界层内部湍流强度有所减小，且凹坑结构对该位置的湍流影响比凸包结构更明显；L 3 的湍动能变化规律与L 2 的一致，但截面L 3 的仿生球体结构效果相比L 2 更好，凹坑结构降低L 3 湍流强度的效果更加显著。 (a) 无球体结构；(b) 铺设凸包结构；(c) 铺设凹坑结构 (a) L 1 、L 2 和L 3 截面位置示意图； (b) 不同工况下的时均湍动能 2.3 　列车风分析 2 为了观察列车风的分布情况，取距离轨高 0.2 m的纵向平面进行分析，并定义模拟周期内列车风风速的平均值为平均列车风，所有迭代步中列车风风速的最大值为最大统计列车风。 图10 图10 所示为该平面的归一化时均列车风云图，可以看到球体结构对列车风的影响较显著，不同形态的球体结构对列车风的作用效果差异较大。仿生球体结构使得列车风的高速区域集中在距离尾车鼻尖更近的部位，远离列车尾部的零星高速区被“吸附”在尾车鼻尖附近，而且相比于凸包结构，凹坑结构的“吸附”能力更强。 (a) 无球体结构；(b) 铺设凸包结构；(c) 铺设凹坑结构 图11 图11 所示为距列车中心线0.3 m、距轨道顶部 0.2 m时，归一化时均列车风沿车长方向的变化曲线。从 图11 图11 可以发现：仿生球体结构对尾车鼻尖点之前位置的列车风影响不大，3个工况下列车风曲线基本重合；当测点位置沿车长方向逐渐远离尾车鼻尖点特别是在1.5 L 时，球体结构的作用效果开始体现，凸包和凹坑结构显著降低了时均列车风的风速，并有效减缓了列车风风速的波动。 表1 表1 所示为距列车中心线0.3 m、距轨道顶部0.2 m位置归一化时间平均列车风和归一化最大统计列车风的风速。从 表1 表1 可以看到：凸包结构和凹坑结构的时均列车风与无球体结构相比几乎没有变化，但两者均能减小最大统计列车风风速，凸包结构使最大统计列车风风速减小了25.7%，凹坑结构使最大统计列车风风速减小了28.9%。由上述分析可知，在布置了球体结构之后，尾流的流速波动明显变小，且凹坑形态的球体结构对列车风的影响更大。 工况 时间平均列车风 最大统计列车风 无球体结构 0.140 0.245 铺设凸包结构 0.139 0.182 铺设凹坑结构 0.140 0.174 2.4 　气动力分析 2 图12 图12 所示为不同仿生球体形态的尾车表面压力系数云图。从 图12 图12 中3条压力系数等值线( C P =0.05，0.10和0.20)的变化趋势以及尾车正压区分布范围可知，球体结构虽然降低了尾车车表正压幅值，但正压区的分布面积变大，使得尾车总体上表现为正压增大的趋势，从而导致尾车的压力梯度降低，正负压差减小，凹坑结构对应的正压区增幅比凸包结构更大。 (a) 压力系数等值线变化趋势；(b) 正压区分布范围 图13 图13 所示为沿列车车长方向列车的压力系数分布图。从 图13 图13 可以看到：球体结构破坏了原有的流场结构，尾车流线型区域的压力分布较絮乱；在布置了球体结构后，尾车流线型区域出现了小范围的压力波动，尾车鼻尖点附近的压力变化趋势更加平缓，避开了压力急剧上升的区间，实质上是起到了缓解尾车表面压力的作用。在这个过程中，凹坑形态的球体结构对尾车压力的缓解作用比凸包形态的球体结构更好。 (a) 完整曲线；(b) 局部放大图 由 表2 表2 中列车的气动阻力系数可知，仿生球体结构可以有效减小尾车气动阻力，凸包形态和凹坑形态的球体结构分别使尾车气动阻力减小7.64%和14.58%，但会分别使头车气动阻力增大2.33%和1.16%。尾车阻力的变化规律与压力系数的分布规律一致，这说明仿生球体结构能有效减阻的主要原因是降低了尾车表面的压力梯度。整车而言，凸包形态和凹坑形态的球体结构可分别减小3.91%和8.7%的整车阻力。 2 工况 2 头车 2 尾车 2 整车 气动阻力系数 气动阻力系数变化率/% 气动阻力系数 气动阻力系数变化率/% 气动阻力系数 气动阻力系数变化率/% 无球体结构 0.086 — 0.144 — 0.230 — 铺设凸包结构 0.088 2.33 0.133 -7.64 0.221 -3.91 铺设凹坑结构 0.087 1.16 0.123 -14.58 0.210 -8.70 3 结论 1 1) 仿生球体结构对头车周围的流场流速几乎没有影响，但会导致尾车鼻尖区域涡旋产生位置和影响范围发生变化，尾流流速明显降低，尾涡的发展空间减小。当球体以凹坑的形式布置时，这种影响更大。 2) 仿生球体结构的设置使得尾车流动分离位置的流速范围变小，边界层厚度变窄，尾车流线型位置正上方区域边界层内部的湍动能明显减小，凹坑结构比凸包结构对该位置湍流的影响更显著。 3) 仿生球体结构使得列车风的高速区域集中在距离尾车鼻尖更近的部位，远离列车尾部的高速区也被“吸附”在尾车鼻尖附近，而且相比于凸包结构，凹坑结构的“吸附”能力更强。凸包结构和凹坑结构可分别减小25.7%和 28.9%的最大统计列车风。 4) 无论是凸包形态还是凹坑形态的球体结构，都会对磁浮列车头车起到增阻效果，其中，凸包形态的球体结构使得头车阻力增加2.33%，凹坑形态的球体结构使得头车阻力增加1.16%。这2种形态的球体结构均可减小尾车阻力，凸包形态的球体结构使尾车阻力减小7.64%，凹坑形态的球体结构使尾车阻力减小14.58%。 参考文献 黄玲 . 轨道交通行业发展综述 [J]. 中国基础科学 , 2018 , 20 ( 6 ): 61 - 64 . 轨道交通行业发展综述 HUANG Ling . 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