升弓和降弓狀態下高速列車受電弓非定常氣動特性的研究

賈麗榮, 王 聰, 周 丹

(1.中車青島四方機車車輛股份有限公司，山東 青島 266111；2.中車青島四方車輛研究所有限公司，山東 青島 266031；3.中南大學 交通運輸工程學院，湖南 長沙 410075)

在高速運行狀態下，高速氣流產生的空氣動力對列車運行的影響越來越大，而在影響列車空氣動力學性能的眾多因素中，大風是一個非常重要的因素[1-2]。其中受電弓由于其整體非流線型外形構造，受到的影響更為劇烈，因此，分析橫風下高速列車受電弓的氣動性能是非常重要的。由于列車風和環境風的耦合導致受電弓后部產生強烈的氣流激擾，使得受電弓的受力有明顯的非定常特性，而采用定常方法會把流動中的一些非定常特性過濾掉，往往不能得出受電弓的振動頻率等。因此，為保證高速列車性能可靠，必須研究橫風下受電弓的非定常氣動特性。然而，氣流擾動不僅影響升弓狀態下受電弓非定常氣動特性，還可能對降弓狀態的受電弓產生明顯影響，比如加劇受電弓振動強度，甚至產生被動升弓現象[3]。由此可見，研究大風作用下升弓和降弓狀態下高速列車受電弓非定常氣動特性是非常有必要的。

日本和韓國的學者對受電弓氣動性能的研究較多。韓國研究人員Lee等人對矩形和流線型的1/4縮比弓頭模型進行了風洞試驗和數值模擬，對比分析了2種外形下的受電弓氣動性能及其構件對總阻力和總升力的貢獻[4]。日本學者Ikeda和Suzuki等通過風洞試驗和數值模擬對不同截面形狀弓頭模型進行了一系列的優化[5-6]。

從2006年開始，國內學者對受電弓氣動特性的研究增多。風洞試驗方面，蔡國華和張永升等采用風洞試驗研究了開口和閉口條件下受電弓氣動阻力和動態接觸壓力[7-8]。張冰等研究了氣動力作用對弓網受流的影響，得出調整受電弓氣動力特性能有效改善弓網受流性能的結論[9]。張雷等采用風洞試驗研究了受電弓及其附件的形狀對高速列車氣動特性的影響[10]。

在數值模擬方面，李田等對比分析了高速受電弓在開口和閉口2種運行狀態下的流場特性和氣動力特性[11]。郭迪龍等采用受電弓模型，運用分離渦方法分析了受電弓在不同車速、不同風速下氣動特性[12]。趙萌等對比分析了受電弓-接觸網和受電弓-接觸網-列車在不同橫風條件下的氣動特性，得出車體的存在對受電弓的氣動阻力、升力和俯仰力矩產生了顯著影響[13]。姚遠等人研究了開口和閉口運行條件下的受電弓非定常升、阻力特性，得出運行方式對受電弓及其滑板的升力波動影響明顯[14]。牛紀強等采用延遲分離渦模型研究了不同導流裝置下受電弓及各構件非定常氣動力及波動特性[15]。李曉芳等采用延遲分離渦方法研究了不同側偏角下受電弓及各構件非定常氣動力及波動特性。目前國內外對于受電弓的受力特性研究主要是定常狀態時的升、阻力研究，研究對象也是簡化的受電弓模型，對降弓狀態受電弓的非定常氣動特性鮮有涉及。

本文采用延遲分離渦(DDES)方法，以車體-受電弓精細化模型為對象，對大風作用下升弓和降弓狀態受電弓周圍非定常流場和氣動特性進行探討。

1 數值計算模型

1.1 數值計算方法

文中計算采用DDES方法求解整個流場，DDES方法可視為非穩態RANS(雷諾平均納維-斯托克斯)方法與LES(大渦模擬)方法的結合。相較于LES方法，DDES方法在整個邊界層區域采用非穩態RANS方法求解，其消耗的計算資源較少。用LES方法對其余部分進行模擬，大尺度的分離渦可得到較好地模擬[16-17]。RANS方法中采用SSTκ-ω兩方程模型，在該模型中，模型長度尺寸dDDES被用作特征尺寸，計算公式如下：

dDDES=d-fdmax(0,d-CDESΔ)

(1)

fd=1-tanh([8rd]3)

(2)

(3)

式中：d——壁面和第一層網格之間的距離；

Δ——(Δx,Δy,Δz)最大網格；

CDES——該模型中默認常數，取CDES=0.65;

fd——開關函數，fd在LES區域為1, 在邊界層區域為0;

rd——當地湍流尺度與距離壁面距離的比值；

νt——運動黏度；

ν——渦流黏度；

ui,j——速度張量；

κ——卡門常數；

y——距離壁面距離。

1.2 計算模型

以列車高度H為特征長度，文中計算模型為頭車(6.88H)+中車(6.6H)+尾車(6.88H)的1∶8縮比模型。列車模型包含轉向架、風擋以及受電弓的精細結構，受電弓位于中車后部，如圖1(a)所示。受電弓主要結構從上到下依次為弓頭、上框架、下臂桿、拉桿和基座，如圖1(b)所示。

圖1 列車及受電弓模型

1.3 計算網格

采用OpenFOAM2.3.1軟件中的SnappyHexa程序生成模型網格，網格以六面體為主。網格采用逐層加密的方式進行4層加密，在列車附近網格最密，對受電弓等重點關心部位進行單獨加密。在車體及受電弓表面分別設置6層和4層邊界層網格，受電弓表面第一層網格厚度為0.097 mm，網格總數為4 468萬，計算網格如圖2所示。

圖2 計算網格

1.4 計算域及邊界條件

為保證橫風下列車周圍流場的充分發展以及減小邊界條件的影響，計算域的長度設為70H，列車前部的距離為14H，列車后部的距離為35.35H，列車距離橫風入口為10H，距離橫風出口為20H，計算域的高度為10H。計算域尺寸及邊界條件如圖3所示。將面ABFE、面BCGF設為速度入口，面ADHE、面CDHG設為壓力出口(相對壓強P=0)，列車表面給定無滑移壁面邊界條件，地面給定滑移壁面邊界條件(與列車運行速度相同)。

圖3 計算域尺寸及邊界條件

側偏角體現了列車速度和環境風速度的耦合關系，其定義為列車反向速度與環境風速度合成后，其合成方向與列車運行反方向呈現的夾角。本文研究了60 m/s氣流作用下側偏角為20°時列車頂部受電弓的氣動特性。

基于氣流速度60 m/s，馬赫數大約為0.18，按不可壓縮黏性流考慮；基于氣流速度和列車高度，雷諾數為2×106，列車周圍的流動為高湍流流動。本次計算中速度壓力耦合采用SIMPLEC算法，壓力項采用標準格式進行離散，動量項采用中心差分格式進行離散，湍流模型采用二階迎風格式進行離散；采用雙時間步長控制，時間采用二階隱式格式推進，時間步長為1.0×10-4s，內迭代步數為30，并且30步后可以收斂，流動變量的殘差收斂準則設為10-5。

為了消除流場瞬態行為，在流場穩定后開始采樣并且平均流場結構。氣動力系數采用0.6～2 s平均。

為便于分析，定義各氣動力系數如下：

(4)

(5)

(6)

式中：CD——阻力系數；

D——阻力；

S——參考面積，取1∶8縮比尺度下列車橫截面面積，S=0.175 m2；

L——升力；

C——側力；

CL——升力系數；

CC——側力系數。

1.5 數值可靠性驗證

為驗證數值計算的可靠性，將數值計算結果和風洞試驗結果進行對比。風洞試驗是在中國氣動力研究與發展中心的8 m×6 m風洞第二試驗段進行的，地板裝置是由5塊獨立地板拼接而成，中間地板有可旋轉360°的轉盤[18]。為了減少對氣流的干擾，地板前后緣加工成流線型。安裝完地板后，試驗段有效尺寸為16.1 m×8 m×4.9 m(長×寬×高)，橫截面面積是39.2 m2。風洞試驗裝置見圖4。

圖4 風洞試驗裝置

數值模擬中建立與風洞試驗相同的列車-受電弓縮比模型，來流速度設為60 m/s，側偏角為20°(和風洞試驗速度一致)，以保證風洞試驗與數值模擬的馬赫數、雷諾數等相關參數的一致；將地面設為無滑移壁面邊界條件，以保證和風洞試驗的地面條件一致。所得計算結果與風洞試驗對比結果如表1所示，可以看到數值計算結果和風洞試驗結果差距不超過10%，滿足本文計算要求。

表1 數值計算與風洞試驗結果對比

2 計算結果分析

2.1 流場特性

圖5顯示了由時均速度渲染的升弓和降弓狀態下受電弓附近的Q等值面圖，Q定義為：

Q=-1/2?ui,j?uj,i

(7)

式中：uj，i——速度張量。

Q可以很好地捕捉流場中渦的位置[19]。受電弓在高速運行時，在其后方形成一系列的旋渦結構，這些渦沿著受電弓迎風面的邊緣生成，并不斷地向后方脫落、破裂。受到列車外流場的影響，受電弓基座和下臂桿底端部分的流場擾動十分紊亂?？梢钥吹浇倒瓲顟B受電弓高度顯著降低，弓頭、上框架、下臂桿收于列車頂部，這些部件所引起的旋渦和基座所引起的旋渦融合在一起。

圖5 升弓和降弓狀態下受電弓附近的Q等值面圖(Q=20 000)

針對瞬態流場，用渦量云圖顯示旋渦的強度。渦量定義為速度場的旋度，強度由下式求出：

(8)

x、y、z——空間坐標；

u、v、w——速度的分量。

本文中所有渦量云圖都取自計算時間t=2 s時刻的流場。

圖6為升弓和降弓狀態下受電弓縱剖面渦量云圖。從圖6可以看到，弓頭、上框架和下臂桿以及上框架和拉桿連接處、基座后部、列車頂部渦量強度較大。降弓狀態由于弓頭及桿件收在列車頂部，基座附近的渦量強度比升弓狀態更大。

圖6 升弓和降弓狀態下受電弓縱剖面渦量云圖

圖7為升弓和降弓狀態下受電弓表面時均壓力云圖。從圖7可以看到，升弓狀態下弓頭、上框架和拉桿連接處以及基座的迎流面出現較大正壓，部件的背風面出現較大范圍負壓；前滑板迎流面受氣流的直接作用主要為高壓，后滑板迎流面受前滑板和支撐機構尾流的影響高低壓交替出現。降弓狀態基座表面壓力與升弓狀態基本相同，弓頭及上框架收于列車頂部，受氣流直接作用減小，弓頭位于基座和上框架所形成的尾渦影響范圍內，高壓范圍減小，下臂桿位于上框架和基座形成的空腔內，受到的壓力較小。

圖7 升弓和降弓狀態下受電弓表面時均壓力云圖

圖8為升弓和降弓狀態下受電弓附近的時均速度云圖。從圖8可以看到，氣流在遇到弓頭、上框架和拉桿連接處以及基座后受到較大影響，速度變低，部件后部形成低速尾流。2種狀態基座部位氣流變化不大，升弓狀態下臂桿引導氣流高速流動；而降弓狀態桿件空間角度發生變化，對氣流的引導作用減弱，弓頭處于基座所引起的尾流范圍，氣流波動性變大，非定常性較強，受電弓高度較低，對列車頂部流場的干擾范圍減小。

2.2 氣動力特性

表2、表3分別為受電弓及各部分構件在升弓和降弓狀態下阻力系數的時均值及標準差。

圖8 升弓和降弓狀態下受電弓附近的時均速度云圖

從表2、表3中可以看出：降弓狀態下弓頭阻力系數時均值低于升弓狀態，這是因為降弓狀態氣流對弓頭的作用減弱；降弓狀態下弓頭阻力系數標準差高于升弓狀態，這是因為弓頭處于基座所引起的尾流范圍，氣流波動性較大。降弓狀態下上框架、下臂桿、拉桿阻力系數時均值和標準差均小于升弓狀態，這是因為升弓狀態各桿件具有空間角度使其迎流面積更大；降弓狀態下各桿件標準差均小于升弓狀態，下臂桿最為明顯，這是因為降弓狀態下下臂桿被包圍狀態在腔體中。降弓狀態下基座阻力系數時均值及標準差和升弓狀態相差不多。降弓狀態下整弓阻力系數時均值和標準差均小于升弓狀態。

表2 受電弓及各部分構件在升弓和降弓狀態下阻力系數時均值

表3 受電弓及各部分構件在升弓和降弓狀態下阻力系數標準差

表4、表5分別為受電弓及各部分構件在升弓和降弓狀態下升力系數的時均值及標準差。從表4、表5中可以看出：降弓狀態下弓頭、上框架升力方向與升弓狀態下相反，其標準差卻略小于升弓狀態，這是因為2種狀態弓頭、上框架附近流場受基座的影響，旋渦方式不同。降弓狀態下下臂桿升力系數時均值小于升弓狀態，升力方向與升弓狀態下相反，且接近于0，其標準差也小于升弓狀態，這是因為降弓狀態下下臂桿處于其他桿件所包圍的腔體內，周圍流場較為穩定。降弓狀態下拉桿升力方向與升弓狀態下相反，幅值較大，標準差較小。降弓狀態下基座和整弓升力系數時均值及標準差和升弓狀態都很接近。

表6、表7分別是受電弓及各部分構件在升弓和降弓狀態下側力系數的時均值及標準差。從表6、表7中可以看出：降弓狀態下弓頭側力系數時均值低于升弓狀態，其側力系數標準差和升弓狀態下差別不大，這是因為降弓狀態下弓頭附近流場的非對稱性小于升弓狀態。降弓狀態下上框架的側力系數時均值高于升弓狀態，其側力系數標準差和升弓狀態差別不大。降弓狀態下下臂桿側力系數時均值小于升弓狀態，其側力系數標準差遠小于升弓狀態，這是因為降弓狀態下下臂桿處于其他桿件所包圍的腔體內，流場較為穩定。降弓狀態下拉桿的側力系數時均值大于升弓狀態，其側力系數標準差小于升弓狀態。降弓狀態下基座和整弓側力系數時均值略小于升弓狀態，其側力系數標準差也小于升弓狀態。

表6 受電弓及部分構件在升弓和降弓狀態下側力系數時均值

表7 受電弓及各部分構件在升弓和降弓狀態下側力系數標準差

3 結論

本文采用DDES對升弓和降弓狀態下列車-受電弓運行進行模擬，對受電弓Q等值面圖，渦量云圖、壓力云圖，時均速度云圖以及氣動力系數時均值和標準差進行了研究，得到了以下結論：

(1) 升弓和降弓對受電弓弓頭及各桿件非定常氣動特性的影響較大。降弓狀態下受電弓各桿件收縮于列車頂部，桿件對氣流的導流作用減弱，受電弓對列車頂部流場的擾動范圍減小。

(2) 降弓狀態下上框架和下臂桿位于弓頭和基座所形成的空腔內，受到的壓力減小，氣動力系數也大幅度減??；弓頭作為受流作用的關鍵部件，其氣動力系數也減小，阻力系數時均值、升力系數時均值、側力系數時均值分別減小了21.4%、45.5%、28.5%。