真空管道列車流固耦合研究進展及關鍵技術分析

寇杰，符澄，高興龍，孫運強

中國空氣動力研究與發展中心 設備設計與測試技術研究所，綿陽 621000

0 引 言

作為一種新型軌道交通工具，磁浮列車不存在傳統列車的輪軌黏著限制、輪軌摩擦阻力等問題，理論上可以實現更高速度的商業運行，近年來受到越來越多研究者的關注，已經成為軌道交通領域的熱點研究對象[1-2]。

磁浮列車依靠懸浮力運行，與運行軌道間有一定間隙，高速運行時存在明顯的地面效應；同時，高速磁浮列車運行的目標速度為600～1 000 km/h（圖1 為我國正在研發的600 km/h 速度等級高速磁浮列車），遠高于現有高速列車。高速運行條件下的氣動阻力等氣動載荷更大，對磁浮列車的外形、結構及控制系統設計都帶來了巨大挑戰[3]。為實現磁浮列車高速運行，研究者提出了真空管道列車概念，其中以2013 年埃隆·馬斯克提出的Hyperloop 膠囊列車最為著名[4-5]。真空管道列車的原理是通過抽吸空氣實現封閉管道內部的低壓狀態，降低磁浮列車周圍流場空氣密度，從而大幅降低列車運行中的氣動阻力，實現超高速運行[6]。

圖1 600 km/h 速度等級磁浮列車[1]Fig.1 The maglev train at speed of 600 km/h [1]

低壓環境及管道的封閉邊界條件，給真空管道列車帶來了一系列氣動問題。列車在管道內超高速運動，其前方形成壓縮波，后方產生膨脹波[7]；壓縮波和膨脹波在管道內傳播，進一步形成各種斜激波；各種激波反射疊加，引起管道內壓力波動；再疊加車頭、車身和車尾通過時的壓力擾動，整個管道內的流場環境十分復雜。真空管道列車前方和后方產生的壓縮波包括斜激波、正激波、反射激波、Lamda 激波、菱形激波等復雜的激波簇結構，這些復雜結構與列車相互作用，形成高度非穩定的列車運行環境[8-9]。懸浮運行的真空管道列車和管道之間存在明顯間隙，列車運行中的不穩定將導致流場環境邊界條件發生變化，進一步影響真空管道內部流場。因此，真空管道列車周圍的氣體壓力和速度均受到列車速度和姿態的影響，存在嚴重的流固耦合效應。

本文對真空管道列車氣動研究進展及軌道列車流固耦合特性研究進展等進行了綜述，分析了真空管道列車流固耦合關鍵技術，并對下一步研究提出了建議。

1 真空管道列車氣動研究進展

1.1 真空管道列車氣動特性

采用真空管道的目的是降低列車運行中的氣動阻力，真空管道列車的氣動阻力特性是研究者重點關注的問題。周曉等[10]建立了二維不可壓縮真空管道列車數值計算模型，研究了真空管道氣體壓力、阻塞比、列車速度對氣動阻力的影響，發現阻塞比增大會導致列車氣動阻力急劇增大，管道內部壓力降低則會降低氣動阻力，表明真空環境對于列車高速運行具有基礎性作用。Kim 等[11]采用相似方法開展研究，得出的真空管道列車氣動阻力與列車速度、阻塞比和管道壓力的關系與周曉等的研究具有較好的一致性；Kim 等還關注了真空管道列車前方產生激波的臨界速度，該速度主要與阻塞比相關。劉加利等[12-13]將真空管道列車數值計算模型拓展至三維，建立了3 節車列車模型和真空管道內部流場的三維計算模型，如圖2 所示。

圖2 真空管道列車三維計算模型[12]Fig.2 A three-dimensional calculation model for a vacuum pipe train[12]

該研究將列車氣動阻力D 分為兩部分，即壓差阻力Dp和摩擦阻力Dτ。為分析各阻力的關系，定義了無量綱的氣動阻力系數CD、壓差阻力系數CDp和摩擦阻力系數CDτ：

研究發現，在不同運行狀態下，摩擦阻力系數CDτ均遠小于壓差阻力系數CDp，因此，壓差阻力對列車氣動阻力起決定性作用。從圖3 和4 可以看出，當管道壓力和列車速度固定時，氣動阻力隨阻塞比增大而增大。低壓條件下，列車速度和管道壓力對列車壓差阻力和氣動阻力基本無影響，而阻塞比則對氣動阻力影響明顯。

圖3 不同管道壓力下氣動阻力隨阻塞比的變化[12]Fig.3 Aerodynamic drag changes with the blockage under different pipeline pressures[12]

圖4 不同列車速度下氣動阻力隨阻塞比的變化[12]Fig.4 Aerodynamic drag changes with the blockage under different speeds[12]

在真空管道列車氣動載荷特性研究方面，王博[14]采用三維數值仿真與模型試驗方法對真空管道高溫超導磁浮列車氣動阻力與管道壓力、列車速度、阻塞比的關系進行了研究，提出了一種低壓慣性試驗方法。黃尊地等[15]依據最小空間尺寸計算克努森數，判斷真空管道內的流動狀態，考慮三維定常可壓縮效應，利用滑移網格技術，分析列車速度、管道真空度、阻塞比及環境溫度對列車氣動阻力的影響。王志飛等[16]提出了一種基于數值仿真和正交理論相結合的參數設計研究方法，分析了影響真空管道列車運行的3 種因素（列車速度、阻塞比和管道壓力）對列車氣動阻力的影響趨勢及各因素影響的顯著性。馮瑞龍等[17]基于RBF（Radial Basis Function）和BP 神經網絡（Back Propagation Network），訓練了一種真空管道列車氣動阻力預測模型，分析了阻塞比、列車速度和管道壓力影響下的氣動阻力。

陳緒勇[18-19]和Zhang[20]等則關注了不同頭車外形對真空管道列車氣動阻力的影響，建立了二維計算模型，對不同頭車外形的真空管道列車氣動阻力進行數值分析。Pandey 等[21]分析了頭車外形與尾車外形對真空管道列車氣動阻力的影響，如圖5 和6 所示，不同的頭車和尾車流線型設計對車頭和車尾的氣壓差影響有限，因而對列車壓差阻力影響較小。Yang 等[22]也研究了頭車外形和尾車外形對真空管道列車氣動阻力的影響，并在研究中加入了管道壓力、列車速度等影響因素。Zhang[23]研究了真空管道直徑和阻塞比對列車氣動阻力的影響，研究結果顯示對于半徑1.5 m 的真空管道列車，最佳管道直徑為2～4 m。Bi 等[24]構建了一段550 m 的封閉管道，研究發現真空管道列車的氣動阻力在激波和反射波共同作用下是一個時變量，且受到激波傳播的時間影響，如圖7 所示（圖中α 為阻塞度、β 為管道內氣壓與標準大氣壓比值、vt為列車運行速度）。Ma 等[25]建立了真空管道列車氣動阻力與阻塞比、列車速度和管道壓力之間的理論模型，并采用試驗裝置（圖8）獲得的數據進行了驗證，但該研究僅針對真空管道列車低速運行開展，且理論分析結果與試驗結果差異明顯。

圖5 不同頭車形狀條件下的氣壓差[19]Fig.5 Pressure differentials under different header shapes[19]

圖6 不同尾車形狀條件下的氣壓差[19]Fig.6 Pressure differentials under different trailer shapes[19]

圖7 封閉管道內氣動阻力時域變化曲線[24]Fig.7 A change curve of the aerodynamic drag within the closed pipe[24]

圖8 真空管道列車試驗裝置[25]Fig.8 Vacuum pipe train test device[25]

從現有研究可以看出，真空管道列車氣動阻力主要與列車速度、阻塞比、管道壓力和列車外形等因素有關。管道內氣體的阻塞效應對列車氣動阻力系數起決定性作用，需在真空管道列車氣動設計中重點考慮管道的阻塞比[26-28]。真空管道列車實際運行中，在管道內還可能受到升力、橫向氣動力和氣動力矩的影響，但現有氣動載荷特性研究基本局限于氣動阻力研究，尚未對其他氣動載荷給予充分關注。

1.2 真空管道列車流場特性

列車在具有一定真空度的封閉管道內運行，帶動管道內氣體流動，在列車周圍形成一定的氣壓波。管道內存在壓縮波、膨脹波及各類斜激波組成的復雜波系[29]，嚴重影響真空管道列車運行的穩定性和安全性，同時還是管道壁面承載壓力的主要影響因素。因此，對真空管道內各種壓力波的產生、傳播及演變問題應給予關注。

真空管道列車壓力波的產生機制和傳播機理復雜。張曉涵等[30]建立了二維亞聲速真空管道列車模型，采用數值計算方法研究了真空管道列車運行前方氣動壅塞現象與后方非對稱尾部激波現象。圖9為不同列車速度下真空管道氣動壅塞特性的對比（圖中，Ma0、Mat分別為來流馬赫數、管道喉道馬赫數，m0和m1分別為列車-管道前方自由空間的空氣流量、自由來流進入列車-管道之間的空氣流量）。列車低速運行時，真空管道內未發生壅塞現象；亞聲速運行時，管道內發生臨界壅塞現象，列車頂部出現馬赫數為1 的臨界點（即“等熵極限”）；在高亞聲速、超聲速運行時，管道內持續保持雍塞，列車后方產生弓形激波，影響列車后方的氣體流動。

圖9 真空管道內部等熵流動流場特征分析[30]Fig.9 Analysis of flow field characteristics of isentropic flow in vacuum pipe[30]

列車在高亞聲速和超聲速運行時，其頭部前方出現了由溢出氣流堆積而成的高壓區。通過計算，可以擬合出列車前方的雍塞長度和列車運行時間的關系：

式中：L 為列車前方壅塞長度，t 為列車運行時間，Ma 為列車運行馬赫數。

圖10 為600 km/h 運行速度下真空管道列車尾部區域的馬赫數分布。此時真空管道列車尾部區域存在膨脹波和激波。當來流為高亞聲速時，尾部形成局部超聲速區域，誘發產生一系列膨脹波，膨脹波經過尾部流線型、管道上表面的多次反射與疊加，形成了較短的激波。激波在管道上表面邊界層中與剪切層相互作用，導致列車上方和管道內壁之間激波反射不穩定，產生激波串并向后耗散。

圖10 600 km/h 運行速度下列車尾部馬赫數分布[30]Fig.10 Mach number distribution at train trail at speed of 600 km/h[30]

Oh[31]、Gillani[32]、Kang[33]、Zhou[34]和Bao[35]等采用穩態分析方法研究了壓力波與列車運行速度、列車長度、管道壓力、管道溫度和阻塞率的關系。列車實際運行產生的壓力波并非完全穩定，其前方壓縮波、后方膨脹波及激波的傳播與反射疊加，以及管道的壁面效應，使壓力波呈現非穩態[36]。Kim 等[11]將真空管道列車后方斜激波的產生和傳播機理作為非穩態問題進行研究，Niu[37]、Sui[38]和Yang[22]等也采用非穩態二維數值模擬方法研究了斜激波與列車速度、管道壓力、阻塞率等的關系。Niu 等[39]還利用非穩態數值模擬方法研究了列車加速和減速過程中斜激波的特性。Sui[38]和Bi[24]等則研究了壓力波和膨脹波的產生和傳播機理。周鵬等[8]研究了真空管道列車超高速運行中產生的各類波系（圖11 和12 展示了弓形激波、正激波、反射激波、Lamda 激波、菱形激波等激波簇結構的產生和傳播特性。圖中，P1、P2、P3 分別為激波的反射位置1～3；R2、R3 為反射波2 和3；I1 為弓形激波1；N 為正激波；M3 為馬赫桿3），研究結果表明，真空管道內的各類激波使列車氣動環境比運行于開放流場的普通高速列車更為復雜，且各類激波的傳播、反射相互疊加，使列車運行流場環境具有高度的非穩定性。

圖11 車頭處壓力云圖和激波結構圖[8]Fig.11 Pressure clouds and shock cluster structure maps at the head of the vehicle[8]

圖12 車尾處壓力云圖和激波結構圖[8]Fig.12 Pressure clouds and shock cluster structure maps at the end of the vehicle[8]

不穩定的激波簇結構對真空管道列車產生時變氣動載荷，在時變氣動升力、氣動力矩及其他各種帶有沖擊性的氣動載荷作用下，列車運行特性必將發生變化。因此，對真空管道列車氣動阻力之外的氣動載荷也亟待開展深入研究。

2 軌道列車流固耦合研究進展

作為流體力學和固體力學相互耦合發展出的力學分支，流固耦合研究在機翼顫振、油箱內燃油晃動和高層建筑風載變形等實際工程問題中均體現出重要價值。傳統流固耦合研究主要研究流場和固體場相互作用的結果，在數值計算方法方面，需要研究兩種場的交界面上的各種物理參數的平衡與協調。軌道列車的流固耦合研究屬于流體力學和多體動力學耦合的交叉學科研究，與傳統流固耦合研究重點關注的流體力學和固體力學耦合差別較大，但這種交叉學科研究在軌道交通研究領域仍被稱為“流固耦合研究”。

真空管道列車與傳統軌道列車具有一定的相似性，其流固耦合研究可以借鑒軌道列車流固耦合研究的分析方法、分析手段并參考相關分析結果。

2.1 軌道列車流固耦合分析方法

軌道列車流固耦合研究重點關注外界環境風作用下的列車運行狀態。于夢閣[40-41]、Bettle[42]、王永冠[43]、Baker[44]、Thomas[45]、李田[46]等利用氣動計算軟件或理論模型分析得到了外界環境風作用下高速列車受到的氣動載荷，進而采用車輛動力學計算軟件分析了氣動載荷作用下高速列車的運動特性。該離線方法可以快速計算高速列車氣動載荷及動力學指標，但并未考慮氣動載荷導致的列車運行姿態變化及變化的列車運行姿態對流場特性產生的影響。

楊吉忠等[47]采用有限體積法和任意拉格朗日歐拉法（Arbitrary Lagrangian Eulerian,ALE）進行了氣動計算和車輛動力學計算的耦合分析。與之類似，為分析側風作用下的列車動力學特性，崔濤基于ALE 及車輛動力學模型對比分析了流固耦合效應對車輛氣動力和氣動力矩的影響，發現在列車氣動分析中考慮列車運行姿態變化和列車流固耦合效應，會對車體搖頭力矩（側向力不作用于質心時產生的力矩）產生明顯影響。崔濤等[48]建立了列車流體動力學模型，并采用參數傳遞、求解控制和動態網格技術將氣動載荷參數從流體動力學模型傳遞至車輛動力學模型，還提出針對不同問題可以采用不同耦合方法聯立流場方程和車輛動力學方程。聯立耦合方法可分為離線耦合、顯式耦合和隱式耦合：離線耦合僅在車輛動力學計算中引入氣動載荷；顯式耦合利用車輛系統響應子模塊與氣動子模塊相互交換數據實現實時交互求解；與前兩者相比，隱式耦合選擇性地進行數據交互，需在車輛系統響應子模塊和氣動子模塊都達到穩定狀態的前提下進行數據交互。

李田等[49-52]構建了基于氣動軟件Fluent 和車輛動力學軟件Simpack 的聯合仿真模型。如圖13 所示，利用一個接口程序將Fluent 和Simpack 相互連接，以Fluent 計算得到氣動載荷，經接口程序傳遞至Simpack，以Simpack 計算列車在氣動載荷下的運行姿態和運動參數，并將相關參數經接口程序傳遞至Fluent，Fluent 根據更新的輸入參數進行新一步計算。

圖13 聯合仿真求解過程Fig.13 Joint simulation resolution process

在車輛-軌道耦合動力學方程中引入2 個積分參數（μ和λ），用以構造新的顯式積分格式：

式中：Xn-1、Xn和Xn+1分別表示第n-1、n 和n +1 個迭代步的位移矩陣；Δt 為時間積分步長。

基于Fluent 和Simpack 的流固耦合計算需經接口程序實現兩者之間的數據交換，其中一個程序的計算過程中，另一程序基本處于等待參數的狀態；同時，氣動計算和車輛動力學計算的時間步長存在數量級差異，導致后者等待時間較長，嚴重影響計算效率。此外，由于是給定時間步長進行迭代，氣動計算比車輛動力學計算的迭代步長更長，導致氣動計算得到的氣動載荷在2 個輸出的迭代步之間變化較大，可能導致車輛動力學計算在突變氣動載荷輸入下不收斂。

針對聯合仿真的計算效率和計算收斂問題，李田[53]提出了一種內嵌式高速列車流固耦合聯合仿真方法，如圖14 所示。

圖14 內嵌式聯合仿真求解過程Fig.14 Embedded joint simulation resolution process

該方法改進了車輛動力學計算部分，通過編程將車輛動力學計算程序包內嵌至氣動計算軟件，無需借助接口程序進行數據傳遞，在氣動計算軟件中即可實現氣動計算和車輛動力學計算，避免車輛動力學計算因缺乏輸入長期處于等待狀態，大幅提高了聯合計算效率。同時，為降低突變氣動載荷對計算收斂性的影響，在車輛動力學計算程序中線性插值當前時刻和上一時刻的氣動載荷，使得加載的氣動載荷連續。t 時刻作用于列車-軌道耦合動力學模型的氣動載荷Fa表達式為：

式中：tn、tn+1分別為第n 個和第n + 1 個迭代步時間；Fn、Fn+1分別為tn、tn+1時刻Fluent 計算得到的氣動載荷。

在常值的橫風作用下，列車的氣動狀態和車輛動力學狀態會達到穩定。基于此原理，李田等[54]提出了一種新的流固耦合計算方法—平衡狀態法，用以快速計算橫風作用下的高速列車流固耦合特性。在計算中，為判定計算的氣動力是否達到穩定狀態，對每一項指標設置一定的收斂判斷準則：

式中：Fn和Fn+1分別為第n 個和第n + 1 個迭代步的氣動力指標值；ε 為收斂誤差，取ε=0.001。

在平衡狀態法中，首先需計算初始狀態下高速列車的穩態流場，并對計算得到的氣動載荷進行收斂性判定，若達到收斂狀態則將氣動載荷輸入車輛動力學計算程序，計算氣動載荷作用下的列車姿態參數，并根據姿態參數更新氣動計算的網格數據，作新一步氣動計算后再次輸出氣動載荷數據，如是循環，直至氣動計算結果和車輛動力學計算結果均達到收斂，則表明計算進入平衡狀態，即可輸出車輛動力學和氣動計算結果。如圖15 所示。

圖15 平衡狀態法聯合仿真求解過程[54]Fig.15 Joint simulation resolution process in balanced state method[54]

根據李田的研究，可以得到如表1 所示的3 種流固耦合方法計算效率的對比。離線仿真法的氣動計算總迭代步數和動力學計算總時間均最少，但存在前文所述的準確性和收斂性問題，難以反映實際的流固耦合特性。對比平衡狀態法和交互式聯合仿真法可以發現，前者氣動計算每個時間步的迭代步數（100 步）多于后者（20 步），但前者的時間迭代總步數（50 步）遠少于后者（7 500 步）。由于平衡狀態法每次迭代均需使用動力學計算，其動力學計算總時間比交互式聯合仿真法多250 s，但在整個流固耦合仿真過程中，氣動計算所需時間遠多于動力學計算，因此平衡狀態法計算效率更高。

表1 計算效率比較[54]Table 1 The contrast of computational efficiency[54]

在目前的軌道列車流固耦合計算方法研究中，李田等的研究成果兼顧了計算精度和計算效率，具有較好的創新性和實用性；提出的聯合仿真法、內嵌式聯合仿真法、平衡狀態法均可作為真空管道列車流固耦合研究的參考和借鑒（在研究中，仍需考慮真空管道列車流固耦合研究的特殊性）。

2.2 流固耦合作用下的列車運行特性

在流固耦合作用下，列車的動力學性能受到氣動載荷的激勵發生明顯改變。為準確計算氣動載荷作用下的列車運行特性，研究者采用流固耦合計算方法將氣動計算和車輛動力學計算聯系起來，相關研究包括了第2.1 節提及的離線式流固耦合計算和交互式流固耦合計算。

表2 和3 分別為采用不同流固耦合計算方法得到的列車氣動載荷指標和運行姿態指標[54]。從表中可以看出：平衡狀態法和交互式聯合仿真法得到的結果差異相對較小；離線仿真法得到的氣動載荷指標和運行姿態指標與其他2 種方法差異明顯。離線仿真法得到的結果不夠準確，難以體現真實的列車流固耦合特性。

表2 氣動載荷指標比較[54]Table 2 The contrast of aerodynamic load[54]

表3 列車運行姿態指標比較[54]Table 3 The contrast of vehicle body attitude[54]

崔濤等[55-56]采用離線式流固耦合計算方法研究了高速列車通過站臺的安全性，但該方法僅適用于無環境風條件。崔濤[55]采用顯式耦合方法分析了高速列車交會時的流場特性和列車運行安全性，發現在考慮流固耦合效應時，交會時的高速列車表面壓力波動、氣動載荷、列車運行的動力學響應及運行安全性指標均有一定程度增大，列車交會的安全性降低。圖16 和17 給出了有/無環境風條件下高速列車350 km/h 等速交會時的表面壓力分布。崔濤等[57-59]還采用穩態流固耦合計算方法對側風環境下高速列車交會安全性開展了研究。在側風作用下，列車姿態發生變化，但當側風恒定時，列車姿態最終進入穩定狀態。因此，可以采用隱式耦合方法對側風作用下列車姿態變化的最終狀態進行分析，并采用離線仿真方法計算列車的動力學指標。如圖18 所示，與不考慮列車姿態變化相比，在考慮列車姿態變化的情況下，頭車受到的橫向氣動力、垂向氣動力、側滾氣動力矩和俯仰氣動力矩均明顯增大。由于氣動載荷增大，列車運行脫軌系數和輪重減載率等均明顯增大，列車運行的安全性降低，如圖19 所示。

圖16 無風條件下350 km/h 等速交會[57]Fig.16 Same velocity rendezvous at speed of 350 km/h without wind[57]

圖17 10 m/s 側風條件下350 km/h 等速交會 [57]Fig.17 Same velocity rendezvous at speed of 350 km/h with sidewind at speed of 10 m/s[57]

圖18 頭車、中間車和尾車的氣動載荷[57]Fig.18 Aerodynamic load of head,middle and tail vehicle[57]

圖19 運行安全性指標[57]Fig.19 The operational safety factor[57]

現有的列車流固耦合計算分析結果表明，流固耦合效應會導致列車氣動載荷指標和安全性指標增大，列車運行安全性降低，在相關研究中必須考慮流固耦合效應。此外，離線仿真法雖然具有更高的效率，但是由于未實時傳輸數據，導致計算結果偏離真實情況。因此，在真空管道列車流固耦合研究中，應采用在線的流固耦合計算方法。

3 真空管道列車流固耦合關鍵技術

3.1 真空管道列車流場分析技術

真空管道列車高速運行過程中，復雜變化的管道壓力環境導致車外壓力波動及列車壓力載荷變化，激勵列車系統產生動力學響應，使列車運行姿態產生變化，進而加劇流場變化。與傳統高速列車流場分析相比，真空管道列車流場分析具有特殊性。真空管道形成的封閉環境使列車運行環境中的波系更為復雜，懸浮運行的列車姿態變化也需在流場分析中作為重要輸入。基于現有真空管道流場研究成果，在后續研究中需重點將真空管道列車姿態這一因素引入流場分析，建立計算精度較高，能夠準確反映流場特性，體現復雜波系的產生、反射和傳播特性且兼顧計算效率的流場分析模型。針對不同問題，可以采用二維模型或三維模型進行計算，提高研究效率。

3.2 真空管道列車流固耦合聯合仿真技術

真空管道列車流固耦合分析需同時進行氣動計算和車輛動力學計算。針對高速列車流固耦合問題，李田、崔濤等提出了多種流固耦合計算方法，如離線計算、交互式計算、內嵌式計算及平衡狀態法等，主要思路是聯合氣動計算軟件與動力學計算軟件（或程序），相互傳遞氣動載荷數據和列車姿態參數作為彼此的輸入條件。

真空管道內波系復雜，列車處于時變載荷狀態，在激波作用下，列車局部可能形成突變載荷，尤其是在列車加速或減速狀態下。因此，在流固耦合計算中需實時傳輸時變氣動載荷數據和列車姿態參數。此外，列車姿態參數對真空管道內波系的產生和傳播條件也存在影響，列車姿態變化幅度過大，會產生新的壓縮波或膨脹波。因此，針對真空管道列車復雜多變的流場環境及懸浮運行的車輛動力學特點，需基于現有高速列車流固耦合計算方法和技術，提出一套可準確計算真空管道列車流固耦合問題的方法和技術。在列車動力學計算模型中應施加時變氣動力、氣動力矩及局部氣動力，以體現氣動載荷的特殊性。

3.3 氣動載荷下的真空管道列車控制技術

真空管道列車懸浮運行于真空管道中，在流固耦合效應及管道內各種激波作用下，列車受到時變氣動載荷及沖擊載荷，其運行姿態發生改變。為避免列車姿態及氣動環境發生劇烈變化，導致列車運行安全性降低（甚至與管道發生碰撞），需在列車動力學計算模型中加入列車控制技術，將氣動載荷下的列車運行姿態變化控制于合適范圍內，確保列車安全運行。

控制技術研究可以從2 個方面開展：一方面，設計合理的真空管道列車氣動外形，減小列車的氣動力變化；另一方面，可以在列車內部設置懸掛及控制機構，主動調整列車相對懸浮軌道的姿態。

4 結論與展望

真空管道列車利用磁懸浮技術和管道真空運行環境，理論上可實現超過1 000 km/h 的運行速度。但封閉的真空管道導致氣動環境復雜，同時列車懸浮運行使列車運行姿態極易發生改變，流固耦合效應明顯。本文針對真空管道列車的流固耦合問題，對真空管道列車氣動研究進展、軌道列車流固耦合特性研究進展進行了綜述，分析了真空管道列車流固耦合關鍵技術，得到以下結論：

1）真空管道列車管道內氣體的阻塞效應對列車氣動阻力系數起決定性作用。現有氣動載荷特性研究局限于對真空管道列車氣動阻力的研究，而列車在實際運行中還受到升力、橫向氣動力、氣動力矩的影響，研究者需對這些氣動載荷給予關注。

2）真空管道內存在各類激波，其氣動環境比開放流場遠為復雜，且各類激波的傳播、反射相互疊加使列車運行流場環境具有高度的非穩定性。不穩定的激波簇結構對列車產生時變氣動載荷，列車在時變的氣動升力、氣動力矩及各種沖擊性氣動載荷作用下，運行特性發生變化。

3）在軌道列車流固耦合研究中提出的聯合仿真法、內嵌式聯合仿真法及平衡狀態法，均可作為真空管道列車流固耦合研究的參考和借鑒，但真空管道列車流固耦合研究還需考慮真空管道列車的特殊性，重點關注時變氣動載荷和局部沖擊載荷的影響。在動力學計算模型中應施加時變氣動力、氣動力矩及局部氣動力，以體現氣動載荷的特殊性。

4）流固耦合效應會導致列車受到的氣動載荷指標和列車安全性指標增大，運行安全性降低。離線流固耦合分析方法雖然具有更高的效率，但會導致計算結果偏離真實情況。在真空管道列車流固耦合研究中，需采用在線流固耦合計算方法。

在真空管道列車流固耦合問題研究中，需重點研究開發真空管道列車流場分析技術，關注列車姿態對流場特性的影響；開發真空管道列車流固耦合分析技術，實現高效準確的流固雙向耦合計算，準確分析列車氣動特性和動力學特性；開發真空管道列車控制技術，實現真空管道列車受控安全運行。

流固耦合問題是真空管道列車技術發展面臨的重要問題。在未來研究中，需進一步借鑒傳統高速列車和常規磁浮列車的研究方法和手段，并積極尋求創新與突破。