尾部吹氣控制對城軌列車氣動阻力的影響

蔣 欣，杜俊濤，尚克明

(中車青島四方機車車輛股份有限公司，青島 266111)

0 引言

隨著軌道交通行業的快速發展，列車能耗問題引起了更多人的關注。據統計，2021 年全國城軌交通總電能耗約為213.1×108kW·h，其中牽引能耗約為106.2×108kW·h，相較于2020 年增長了26.4%[1]。研究表明，列車消耗的能源主要用于克服運行阻力，且列車氣動阻力與運行速度的平方成正比關系，時速160 km 運行的鈍頭列車氣動阻力約占總阻力的75%[2-3]。我國下一代城市軌道交通運營列車車速將大幅提升，列車運行阻力會進一步增大，這對城市軌道列車節能降耗提出了新挑戰。

列車氣動阻力主要分為壓差阻力和摩擦阻力[4]：壓差阻力主要由于空氣在列車周圍的繞流特性形成的車頭與車尾的壓力差所致；摩擦阻力由于空氣黏性效應導致列車近壁面附近的氣流速度沿法向迅速變化，并在各個速度層之間形成切應力，進而形成列車表面的黏性切應力[5]。與流線型高速列車不同，城市軌道交通列車需要綜合考慮運輸經濟性和載客量要求，頭、尾車流線型長度較短，壓差阻力占比較大[6]，傳統的基于外形優化方式減阻的效果有限，因此新的列車氣動減阻方法亟待探索。

近年來，各種流動控制技術在航空航天等領域已有應用，在鐵路列車方面也有相關研究[7-9]。被動控制方面，杜健等[10-11]通過仿生鯊魚表面開展基于非光滑溝槽的高速列車減阻研究，結果顯示不同來流下的溝槽壁面阻力系數均小于光滑壁面，可取得6%以上的減阻效果；朱海燕等[12]通過模擬仿真研究了不同特征尺寸的凸包對高速列車氣動阻力的影響，頭車部位加設非光滑凸包更有利于列車減阻，特定大小和陣列的凸包對整車減阻率為3.8%；周丹等[13]研究了不同形態的仿生球體結構對高速磁懸浮列車氣動阻力的影響，結果表明仿生球體可以有效降低尾流流速、減小尾流分離高速區面積，凸坑和凹坑形態球體可分別實現7.6%和14.6%的尾車減阻；Barros 等[14]和Haffner 等[15]通過渦發生器控制Ahmed 車體的邊界層流動和延遲尾流分離。主動流動控制方面，高國強等[16]通過實驗和數值模擬的方法研究了等離子體技術對列車車身表面邊界層分離的抑制效果，研究發現矩形和曲形電極比線形和鋸齒形電極抑制流動分離效果更加明顯，并且隨著外加電壓的的增大抑制效果也逐漸增大；黃莎等[17]通過數值模擬方法研究了在CRH1 型車等截面車身與流線型尾部過渡位置射流的減阻效果，結果顯示射流可實現尾車10.78%、整車4.88%的減阻效果；熊小慧等[18]通過在等截面車身部位噴射氦氣從而降低車身表面的摩擦阻力，研究表明當射流速度為0.1U時可實現10.93%的整車減阻率。

綜上所述，主/被動流動控制技術在列車減阻方面得到了較多的研究，大多數的流動控制方法通過改變車身周圍流場或者抑制流動分離進而減小列車運行阻力。本文主要采用數值模擬方法在尾車特定表面設置吹氣界面，探索不同吹氣位置、吹氣速度和吹氣集中點對抑制尾車流線型部位流動分離的影響，通過減弱尾流區的渦旋強度、減小頭尾車的壓差阻力進而實現減小氣動阻力的目的。

1 數值計算方法

本文選用某典型城軌列車作為研究對象。考慮計算規模及效率，采用如圖1 所示三車（頭車、中間車和尾車）編組的列車模型，模型全尺寸長L0=71.2 m，寬W=3 m，高H=3.85 m，其中頭車、尾車長23.7 m，中間車長21.88 m，列車最大橫截面積為9.88 m2。列車運行速度為140 km/h，即38.889 m/s，計算模型縮比比例為1∶8。為了盡可能地模擬列車的真實外形，模型保留了轉向架、風擋等關鍵部位，對列車表面的窗戶、車門、車燈等小尺寸突出結構做了光順處理。列車吹氣部位為尾車流線型與非流線型的過渡位置，共8 個吹氣邊界。

圖1 列車全車模型圖Fig.1 Model diagram of the whole train

通過基于有限體積法的Ansys Fluent 求解器進行列車流場數值模擬，采用Realizablek-ε兩方程模型的延遲脫體渦模擬方法（delayed detached-eddy simulation,DDES）模擬以旋渦流主導的列車尾流流動，列車阻力采用求解壓力耦合方程的半隱方法（semi-implicit method for pressure linked equation,SIMPLE），對流項與黏性項離散分別采用了二階迎風格式和有界中心差分格式。為保證數值仿真的精度要求，殘差項設置為1×10-6。

圖2 所示為計算區域大小及邊界條件設置。以車高H無量綱化，計算域尺寸為75H×17H×12.5H，列車頭部距計算區域上游入口處18.5H。列車上游邊界設置為速度入口，速度與車速相等且與列車運行方向相反；下游邊界為壓力出口，給定靜壓為環境壓力；地面和軌道為滑移壁面，模擬真實條件下列車與周圍環境的相對運動，滑移速度大小和方向與速度入口一致；計算區域頂面與側面采用對稱邊界，列車表面為無滑移壁面。對于吹氣控制工況，在尾車表面相應部位設置速度入口，吹氣方向沿x正方向并呈現一定角度。

圖2 列車外流場計算域及邊界設置Fig.2 Computational domain and boundary setup for flow around the train

為保證尾流、壁面邊界層等流動區域的網格質量，車體周圍及尾流區采用結構網格，轉向架區域采用非結構網格，對車身周圍2H空間范圍內的網格進行加密，控制該處空間網格長細比小于2∶1，模型網格數量約為1.07×108，局部網格見圖3。為滿足湍流模型y+的要求，文章構造的第一層網格高度在1.0 mm以內；車體表面邊界層高度內網格設置為35 層，保證在黏性效應影響范圍內有足夠的網格節點；為保證網格尺度的連續性，邊界層法向網格增長率不大于1.2；對列車尾部吹氣控制邊界處網格進行了適當調整，提升該區域的流動控制預測精度。

圖3 計算網格Fig.3 Computational grid

為了方便對比，定義以下無量綱系數：

式中，Cp為壓力系數；CD為氣動阻力系數；p為流場壓力；p0為無窮遠處的壓力，取值為0；FD為列車氣動阻力；ρ為空氣密度1.225 kg/m3；v為列車運行速度38.889 m/s；S為列車橫截面最大面積，縮比后取值為0.154 4 m2。

2 數值方法驗證

2.1 網格無關性驗證

為了探明網格密度對計算結果的影響，本文通過更改第一層網格高度和附面層內網格層數設置粗、中、細3 種不同網格密度的計算模型進行驗證。表1所示為網格密度基本參數，車體表面平均y+均在30～100 之間。為直觀比較網格分辨率對計算結果的影響，圖4 給出了不同網格密度下列車縱剖面壓力系數沿列車上表面中心線的分布曲線。如圖4 所示，列車縱剖面壓力分布在中、細網格密度下分布基本一致，僅在風擋等復雜流動區域存在較小差異，粗密度網格下的壓力分布相較于中、細網格而言差異較大。為了節約計算資源，采用中網格進行模擬。

表1 不同分辨率網格基本參數Table 1 Key parameters of the grids with different resolutions

圖4 不同網格密度下列車縱剖面壓力系數分布對比Fig.4 Comparison of longitudinal pressure coefficient distributions on the train under different grid resolutions

2.2 數值方法驗證

文章選用上節所選用的中等精度網格進行模擬，依據外流場結構和氣動阻力分布特性，結合風洞試驗結果進行對比，驗證本文選用的湍流模型。列車風洞試驗在四川綿陽中國空氣動力研究與發展中心風洞進行，試驗模型采用1∶8 縮比的三節編組列車，如圖5 所示。表2 為不同湍流模型下的數值模擬與風洞試驗的阻力系數對比，數據表明，3 種模擬方法中基于k-ε-Realizable-DDES 湍流模型的阻力誤差最小，其中尾車誤差小于9%，整車誤差小于2%。

表2 不同湍流模型下列車氣動阻力系數對比Table 2 Comparison of aerodynamic drag coefficients of the train under different turbulence models

圖5 列車風洞試驗模型Fig.5 Wind tunnel test model of the train

3 計算結果與分析

3.1 吹氣位置確定

列車氣動阻力由壓差阻力與摩擦阻力兩部分組成，圖6 為各節車壓差阻力與摩擦阻力在整車氣動阻力中的占比。從各節車阻力分布來看，頭車占整車氣動阻力的35.28%，中間車占21.92%，尾車占42.80%，即頭尾車對整車的氣動阻力貢獻最大；從阻力來源分布來看，整車壓差阻力占比超過80%，以尾車最為明顯，頭車次之，中間車最小。因此，通過流動控制技術降低列車氣動阻力時，尾車的壓差阻力是重點考慮因素。

為找尋合適的列車尾部吹氣控制位置，需要分析列車附近的流場結構。分別選取了整車縱向和橫向共4 個典型截面，如圖7 所示，分析各截面壓力分布特點。圖8 與圖9 分別為不同水平截面和縱切面的時均壓力系數云圖。由圖可知，列車頭部區域壓力最大，頭車流線型區域壓強下降并逐步由發展為負壓，列車等截面車身周圍區域壓強變化較小，尾車流線型區域因車輛截面外形突變，產生明顯的氣流分離導致壓力增大，出現明顯的增壓效應，最后為尾流影響區域，該區域流場變化劇烈，且氣流作用的強度隨著距尾車鼻尖點之間距離的增加而減弱。

圖7 截面位置示意圖Fig.7 Schematic diagram of the cross sections

圖8 列車不同縱截面時均壓力分布Fig.8 Time-averaged pressure distributions in different vertical cross sections of the train

圖9 列車不同橫截面時均壓力分布Fig.9 Time-averaged pressure distributions in different horizontal cross sections of the train

圖10 為帶有速度流線的尾車時均壓力云圖，由圖可知尾流區出現了明顯的流動分離現象，并且該分離延伸至尾部中間靠下位置。圖11 為Q準則描述的車身周圍瞬態渦結構，采用速度著色，Q值取為3 000。分析表明，尾部區域流場壓強降低，在向下游發展時形成強逆壓梯度區域，促使流動失穩分離，在尾部上方兩側和下方兩側產生流向渦并誘導生成豐富的旋渦結構。結合壓力分布可知，這一由肩部延續至尾部下半部分的強負壓區域是導致列車尾車較大阻力的重要原因。

圖10 帶有時均速度流線的尾車壓力云圖Fig.10 Pressure contours of the rear car with time-averaged streamlines

圖11 基于Q 準則等值面的鈍頭列車周圍瞬態旋渦結構（Q=3 000）Fig.11 Instantaneous vortex structures around the blunt train based on iso-surfaces of Q-criterion (Q=3 000)

吹氣控制主要通過在流動環境中直接加入合適的質量/動量/能量擾動，使之與系統內的流動相互作用，達到改變近壁流動特征的目的。對于當前研究列車模型，其尾車流向旋渦的形成與尾車頭部外形、肩部過渡區流動分離效應密切相關，進而導致了尾車尾部的強負壓分布。要緩解甚至消除該負壓區域，勢必要對該流向旋渦結構加以調控，文章通過動量注入改變旋渦上游來流運動方向，降低形成旋渦渦核強度，減小列車頭尾壓差，進而減小列車運行時的氣動阻力。

根據以上分析，文章在車尾與車身連接區域附近設置吹氣邊界以控制尾流分離。為便于說明，將吹氣邊界分為8 個區域，各邊界吹氣方向匯聚同一點，吹氣作用形式如圖12 所示，集中點吹氣為所有邊界吹氣方向指向尾車下游某一指定位置，旨在從流向型長度思路調控尾部流動，以獲得城軌列車尾部的氣動修型作用。圖12 中尺寸為全尺寸標注，分別編號1～8，進而確定四種吹氣方案，不同方案對應的吹氣邊界如表3 所示。

表3 尾車吹氣方案設計Table 3 Air blowing schemes on the rear car

圖12 尾車吹氣裝置邊界示意圖Fig.12 Schematic diagram of the blowing device on the rear car

3.2 不同射流方案阻力分析

為探究吹氣邊界布置對列車減阻效果的影響，本節采用上述四種吹氣方案對列車阻力特性開展研究，各方案下的吹氣速度均為0.6U，其中，U為來流速度，即38.889 m/s。圖13 所示為不同吹氣方案下各節車和整車的減阻率，吹氣控制對尾車阻力影響最大，其次是中車，其對頭車阻力影響很小，吹氣方案二和方案四的減阻性能優于方案一和方案三。圖14 進一步分析了不同吹氣方案對列車整車壓差、摩擦和總阻力的影響，結果表明吹氣方案主要影響列車壓差阻力，方案一至方案四對列車壓差阻力的減阻效果分別為8.7%、13.3%、8.7%、16.6%，其中方案二和方案四的整車氣動減阻率分別為11.2%和12.9%

圖13 不同吹氣方案對列車氣動減阻率的影響Fig.13 Influence of different blowing schemes on the aerodynamic drag reduction ratio of the train

圖14 不同吹氣方案對列車壓差、摩擦和總阻力的影響Fig.14 Influence of different blowing schemes on the pressure difference,friction drag and total drag of the train

圖15 和圖16 為不同吹氣方案下的列車尾車壁面、y=0.08 m 截面的壓力和流線圖。吹氣控制下，由頂部側緣拖出的流向渦結構清晰可見，然而吹氣控制可減弱流向渦強度，使得尾部頂端附近的壓力顯著高于無控制工況；同時，吹氣控制可使流向渦向下游發展過程中加速增壓，因此列車尾部由上到下呈現壁面壓強整體升高的趨勢，保證了尾部壁面下方的壓強遠高于無控制工況。此外，列車底部流動繞過尾車側緣在底部發生分離，該分離流在尾部下方再附，再附位置對應于尾車壓力峰值。因此，吹氣控制可有效降低尾車壓差阻力。

圖15 不同吹氣方案下列車壁面壓力云圖Fig.15 Pressure contours on the train surface under different blowing schemes

圖16 不同吹氣方案下y=0.08m 截面壓力云圖Fig.16 Pressure contours in the cross section of y=0.08m under different blowing schemes

下面分析方案二減阻效果優于方案三的原因。分離區壓力主要由分離點處壓力決定，根據圖16 的壓力和流線分布可知，由于方案三的吹氣邊界更靠外圈，導致其肩部負壓區遠大于方案二，且其分離點更靠近上游，因此方案三頂部分離點處的壓強小于方案二。圖17 為兩種方案在z=0.38 m 截面的流向渦量分布，粉色標記為吹氣邊界，由圖可知方案二的吹氣邊界更靠近流向渦的渦核，且吹氣方向與該處回流區流動方向差異明顯，從而對該處流向渦的發展造成強干擾，有效的減弱了流向渦強度；方案三的吹氣邊界更靠外圈，該處流動剛發生分離不久，吹氣方向與流動該處回流區流動方向基本一致，吹氣控制在一定程度上增強了流向渦，因此吹氣邊界與流向渦渦核的相對位置對列車減阻有重要影響。方案四是方案二和三吹氣邊界的組合，其在方案二減阻優勢的基礎上增加了吹氣邊界，使得減阻率進一步增大。綜上所述，分離點壓力和流向渦強度是影響列車阻力的重要因素。

圖17 不同吹氣方案下z=0.38m 截面流向渦量云圖Fig.17 Streamwise vorticity contours in the cross section of z=0.38m under different blowing schemes

3.3 不同射流速度阻力分析

本節主要探究吹氣速度（vb）對尾流流動特征和減阻率的影響。由上節可知，四種吹氣布置方案中方案四具有最大的減阻率，因此本節將基于方案四吹氣位置開展研究。圖18 為三種不同吹氣速度（vb=0.2U、0.4U和0.6U）控制下，列車各節車的減阻率變化，數據表明，隨著吹氣速度增加，整車減阻率隨之增大，且尾車的減阻效果最為顯著。進一步對比吹氣速度對各車壓差減阻和摩擦減阻的影響如圖19 所示，可知吹氣控制主要影響壓差阻力，對摩擦阻力影響很小，且更大的吹氣速度可以得到更低的壓差阻力。

圖18 不同吹氣速度對列車氣動減阻率的影響Fig.18 Influence of different blowing speeds on the aerodynamic drag reduction ratio of the train

圖19 不同吹氣速度對列車壓差、摩擦和總阻力的影響Fig.19 Influence of different blowing speeds on the pressure difference,friction drag and total drag of the train

圖20～圖22 為列車尾車壁面、對稱面、y=0.08 m截面的壓力和流線分布。顯然，較小的吹氣速度vb=0.2U即可抑制列車尾部的強流向渦，從而使得尾部側緣低壓區消失，尾部壓力增大。同時，相比于無控制工況，吹氣控制使得尾車與尾部連接過渡區的負壓減弱，負壓影響區域也縮小。因此，盡管吹氣控制下，列車尾流區域依然有流動分離，但分離點處的壓強已遠大于無控制工況，使得其分離泡內壓強大于無控制下的流向渦內壓強。隨著吹氣速度vb由0.2U增大到0.6U，尾部分離區逐漸減小，尾部壓力隨之增大，有效減小了尾車的壓差阻力。

圖20 不同吹氣速度下的尾車壁面壓力變化Fig.20 Pressure variations on the rear-car surface under different blowing speeds

圖22 不同吹氣速度下y=0.08 m 截面壓力云圖及流線圖Fig.22 Pressure contours and streamlines in the cross section of y=0.08 m under different blowing speeds

3.4 不同射流角度阻力分析

吹氣控制的射流方向是可能影響列車氣動減阻效率的關鍵參數，本節主要探究不同吹氣集中點對列車氣動減阻率的影響。在上文研究的吹氣方案（方案四）和吹氣速度（vb=0.6U）的基礎上，文章通過改變集中吹氣點距尾車鼻尖點的距離設計了四種吹氣角度，分別為L=1.5、3.0、4.0、5.0 m，如圖23 所示。

圖23 不同吹氣角度示意圖Fig.23 Schematic diagram of different blowing angles

圖24 和圖25 分別為不同吹氣集中點下各節車和整車的減阻率以及對列車摩擦和壓差阻力的影響。由圖可知，不同L下，集中吹氣控制可同時降低中車和尾車的摩擦阻力和壓差阻力，又由于吹氣控制主要影響尾流結構，因此其對壓差阻力的影響遠大于摩擦阻力。L由1.5 m 增大到5 m，尾車壓差減阻率從31.9%降低到27.5%，整車總阻力減阻率從12.9%降低到11.3%。總體而言，隨著吹氣集中點水平位置改變，列車阻力差異較小。

圖24 不同吹氣角度對列車氣動減阻率的影響Fig.24 Influence of different blowing angles on the aerodynamic drag reduction rate of the train

圖25 不同吹氣角度對列車壓差、摩擦和總阻力的影響Fig.25 Influence of different blowing angles on the pressure difference,friction drag and total drag of the train

圖26 和圖27 分別為列車壁面和對稱面（y=0）的壓力和流線分布。由圖可知，吹氣集中點水平位置L由1.5 m 增大到5.0 m，尾流的流動結構發生改變，由尾部頂端兩側拖出的一對流向渦被抑制，取而代之的是在車身與尾部連接處，由于逆壓梯度和吹氣控制的耦合干擾形成的尾部回流區。此時，氣流繞過車身連部位在尾部發生分離，形成繞尾部邊緣一圈的分離線，這些分離流在尾部中心附近再附，形成再附結點。同時，此分離流誘導的二次分離與列車尾部下方的流動分離相遇，在尾部下方形成更強的再附，產生尾部壓力峰值。

圖26 不同吹氣角度下列車壁面壓力云圖Fig.26 Pressure contours on the train surface under different blowing angles

圖27 不同吹氣角度下列車y=0 截面壓力及流線圖Fig.27 Pressure contours and streamlines in the cross section of y=0 under different blowing angles

4 結論

本文通過數值模擬方法研究了吹氣控制對城市軌道交通列車氣動阻力的影響，分析了列車車身周圍流場結構及尾車壓差阻力形成的原因，探索了不同吹氣位置、不同吹氣速度和不同吹氣集中點對列車減阻率的影響，研究結果表明：

1）吹氣邊界位置對列車氣動減阻率具有重要影響。吹氣邊界與流向渦渦核的相對位置是影響列車阻力的重要因素，吹氣邊界越靠近流向渦渦核，對流向渦強度的弱化效應越強，列車阻力越小。

2）增大吹氣速度可提升列車氣動減阻性能，原因在于吹氣控制通過注入動量以強制改變旋渦上游來流運動形式來抑制流向渦。吹氣速度增加對列車壓差阻力影響較大，對摩擦阻力影響較小，當吹氣速度由0.2U增大至0.6U時，摩擦阻力減阻率基本不變，壓差阻力減阻率由11.8%增大至16.6%。

3）吹氣集中點通過影響吹氣方向與壁面切線方向的夾角控制尾流結構，夾角越小，尾流流動方向越貼體，減阻性能較好。研究結果表明特定吹氣位置、速度和角度組合下最高可實現12.9%的整車減阻效果。

吹氣結構通過在尾車吹氣，降低尾車司機室負壓峰值以達到減阻效果。列車在實際運行過程中存在會車、環境風等影響因素，實際的吹風方向和風力需要進行實時調整，需要下一步開展吹風控制策略和方法研究，推進新結構的工程化應用。

致謝：本研究工作得到中南大學高性能計算公共服務平臺支持。