朱春麗，梁習鋒，陳敬文，楊志剛，3

(1.中南大學 交通運輸工程學院，湖南 長沙 410075;2.中南大學 軌道交通安全教育部重點實驗室，湖南 長沙 410075；3.中國空氣動力研究與發(fā)展中心空氣動力學國家重點實驗室，四川 綿陽 621000)

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考慮受電弓設備的高速列車列車風數(shù)值模擬研究

朱春麗1,2，梁習鋒1，2，陳敬文1,2，楊志剛1，2，3

(1.中南大學 交通運輸工程學院，湖南 長沙 410075;2.中南大學 軌道交通安全教育部重點實驗室，湖南 長沙 410075；3.中國空氣動力研究與發(fā)展中心空氣動力學國家重點實驗室，四川 綿陽 621000)

采用分離渦模擬(DES)方法，對縮比為1：8且考慮受電弓設備(受電弓及“浴盆式”導流罩)的高速列車列車風特性進行研究。研究結果表明：數(shù)值計算結果與風洞試驗數(shù)據(jù)吻合較好，尤其是較好網(wǎng)格列車各部分氣動阻力系數(shù)均與風洞試驗結果一致，誤差在4%以內。列車風峰值主要出現(xiàn)在流線型頭部、受電弓設備及近尾流區(qū)域，列車風速度及湍流度在距離軌面及車體表面越近的位置波動較大?！霸∨枋健睂Я髡謱κ茈姽糠譁p阻效果較明顯，但其也是受電弓側部列車風峰值出現(xiàn)的主要原因。受電弓及導流罩周圍的空氣繞流作用使沿車頂?shù)倪吔鐚臃蛛x并產生渦脫落，是受電弓及其附屬設備產生較大氣動阻力的原因。

DES；列車風；高速列車；受電弓設備；數(shù)值計算

高速鐵路以其在加快沿線資源互通、城市群建設及加快產業(yè)結構調整等方面的巨大優(yōu)勢在我國得到了快速發(fā)展。列車高速運營給生活帶來便利的同時，其氣動效應所帶來的氣動阻力、列車風等問題也變的越來越突出[1]。列車風是指列車高速行駛時，使周圍靜止空氣產生的復雜流動[2]，列車高速行駛及過站時列車風對線路兩側的維修人員、乘客等的安全性影響不可小覷。作為列車從接觸網(wǎng)獲得電能的重要設備，受電弓的氣動阻力是整車氣動阻力的重要來源，約占整車的7%～19%[3-4]。導流罩因其可有效降低受電弓設備產生的氣動阻力[5]而被逐漸應用到運營中，但對于安裝有受電弓設備(受電弓及導流罩)的列車周圍流場的研究卻非常少。

數(shù)值模擬(CFD)作為研究高速列車周圍流場的主要方法，在與試驗進行相互驗證后可提供更為細致的流場分析結果，從而規(guī)避實車試驗受環(huán)境影響較大及風洞試驗不考慮車輛與地面間相對運動的問題。DES在降低計算資源(相對LES)及更為精確預測復雜的非穩(wěn)態(tài)分離流動(相對RANS)方面優(yōu)勢明顯，且適合預測高雷諾數(shù)流動現(xiàn)象。Hassan等[6]對縮比為1:20的ICE2列車所產生的列車風速度變化進行研究，研究表明列車風風速最大值出現(xiàn)在列車流線型頭部與近尾流區(qū)域。黃莎等[7]對縮比為1:25的CRH2型列車所產生的列車風進行數(shù)值模擬研究并由此得出安全退避距離。郭迪龍等[8]采用基于SST的DES對1∶1實物受電弓模型進行非定常氣動特性的研究，表明受電弓脫體渦強度、脫落頻率對受電弓氣動升力系數(shù)影響很大。蔡軍爽等[9]采用基于Realizable k-ε的DES對高速列車不同區(qū)域氣動阻力系數(shù)進行研究，得出頭車、尾車的頭部曲面區(qū)域及各個車輛轉向區(qū)域的氣動阻力占整車氣動阻力的77.8%。Muld等[10]采用Spalart-Allmaras (S-A)模型的改進型DES (DDES)研究了編組長度對列車尾流的影響。上述研究中，對縮比列車的研究忽略了受電弓及其附屬設備對列車周圍流場的影響，而采用實物受電弓模型模擬時并沒有考慮列車頂部邊界層厚度沿列車長度變化對受電弓設備周圍流場結構的影響。本文采用基于Realizable k-ε的DES方法，對縮比為1∶8的考慮受電弓設備(受電弓及導流罩)的高速列車列車風特性進行研究，得到考慮受電弓設備的列車周圍流場特性并為列車安全運行提供依據(jù)。

1　分離渦模擬 (DES)

DES[11]是LES與RANS的結合，其處理方法是在邊界層內采用RANS進行求解以減小對計算資源的消耗，而在其余空間由LES進行求解。本文采用基于Realizable k-ε的DES方法，該方法所采用的增強壁面處理(enhanced wall treatment)使得數(shù)值計算時RANS與LES之間的過渡更為平滑，其輸運方程如下：

Gk+Gb-ρε-YM+Sk

(1)

(2)

其中，模型常數(shù)分別為C1ε=1.44, C2=1.9, σk=1.0 及σε=1.2；模型湍流黏度μt由湍動能k及湍動能耗散率ε推導得出，如公式(3)所示。

(3)

除k方程的耗散項之外，另外一個耗散項定義如公式(4)所示。

(4)

2　風洞試驗及列車模型

風洞試驗在中國空氣動力研究與發(fā)展中心8×6 m低速風洞第2試驗段(測試段長×寬×高分別為16.1 m×8 m×4.94 m)進行。除另外說明，本文所述尺寸均為實際尺寸。風洞試驗段平面布置圖如圖1(a)所示，360°旋轉的轉盤可模擬不同風向角下列車的氣動性能；采用由5塊獨立的地板拼接而成的固定地板，地板前后緣均設計為流線型以減小附面層對測試結果的影響。試驗所采用的入口風速為60 m/s，風洞試驗與數(shù)值模擬均采用1∶8的縮比模型進行，縮比模型的阻塞系數(shù)小于5%，可在該風洞中進行良好模擬。受電弓設備相對列車模型來說較小，故而其氣動力特性測量包含在中車中進行，下述數(shù)值計算結果采用相同方式處理。基于車高及來流風速，試驗雷諾數(shù)約為2 000 000。圖1(b)，圖1(c)分別為CRH2型模型列車頭部，安裝“浴盆式”導流罩及受電弓的列車頂部。列車模型內安裝盒式六分量應變天平，對頭車、中車和尾車分別進行氣動力測量，更多試驗設置參考[12]。

(a) 試驗段平面布置圖; (b) 列車頭部；(c) 受電弓設備圖1　風洞試驗Fig.1 Wind tunnel experiment

數(shù)值計算模型采用3車編組(頭車、中車及尾車)，保留簡化轉向架及風擋結構，如圖2(a)所示，該3車模型車體對應的實際長度(L)、寬度(W)及高度(H)分別為76，3.36和3.68 m，受電弓工作狀態(tài)為升弓，升弓高度為1.18 m。圖2(b)所示，將受電弓劃分為弓頭、上框架、下臂桿及基座4部分。本文所述受電弓設備包含上述4部分及“浴盆式”導流罩結構，是影響車頂流場部件的總稱。

3　計算網(wǎng)格、邊界條件及計算設置

使用開源軟件OpenFOAM 2.3.1中的snappyHexMesh網(wǎng)格生成工具進行網(wǎng)格劃分，計算網(wǎng)格主要為非結構六面體網(wǎng)格，由于列車模型結構復雜，也有少數(shù)多面體網(wǎng)格存在。為進行網(wǎng)格無關性研究，分別對3種不同網(wǎng)格數(shù)目的模型(粗糙：1 800萬；中等：2 400萬；良好：3 600萬)進行計算求解。如圖3分別為良好網(wǎng)格受電弓設備周圍、轉向架區(qū)域及y=0 m截面示意圖， 空間網(wǎng)格劃分采用逐層加密的策略，在靠近列車表面區(qū)域網(wǎng)格劃分最密，車體、轉向架及受電弓表面分別設置10層，6層及6層網(wǎng)格邊界層。

圖2　數(shù)值計算模型及部件描述Fig.2 CFD model and description of each component

(a)受電弓設備區(qū)域；(b)轉向架區(qū)域;(c)y=0 m 截面區(qū)域圖3　數(shù)值計算網(wǎng)格(3 600萬網(wǎng)格)Fig.3 Mesh of numerical simulation (36 million grids)

如圖4為數(shù)值計算域與邊界條件設置。本文所述x，y，z坐標分別沿車長、車寬及車高方向，x=0，y=0及z=0分別對應車頭鼻尖點，列車中心線及地面高度位置。為盡可能與風洞試驗保持一致，計算域的設置寬度和高度方向與風洞一致，分別為17H及11H，計算域長度為68H，H為列車特征長度即車高。速度入口距離頭車鼻尖點距離為14H，壓力出口距離尾車鼻尖點距離為34H。列車距離地面的距離為0.05H。為模擬列車與地面相對運動，地面設置為滑移地面，滑移速度與入口風速一致，其余邊界均設置為無滑移壁面。

圖4　計算域與邊界條件設置Fig.4 Computational domain and boundary condition

數(shù)值計算采用商業(yè)軟件包Fluent，采用SIMPLEC算法耦合速度與壓力項，以速度入口進行初始化。時間步長設置為0.000 05 s，計算步為30 000步，收斂標準設置為10-6。上述3種網(wǎng)格畸變度均在3以內，計算完成得到無量綱壁面距離y+如表1所示，第1層網(wǎng)格節(jié)點布置在粘性底層之外，y+在30～60之間較合理。

表1　不同數(shù)值計算網(wǎng)格無量綱壁面網(wǎng)格距離y+

4　數(shù)值計算結果

4.1數(shù)值計算可靠性驗證

DES是RANS與LES的耦合求解，因此需要求解2種方法的交界面來確定大渦模擬沒有在邊界層內進行求解，以確保DES方法的正確使用。如圖5所示，umag/uin與ldes/lrke分別表示邊界層厚度與RANS/LES交界面。由第一部分，當ldes/lrke=1時DES采用RANS進行求解；當ldes/lrke<1時DES采用LES進行求解。圖5中3種不同精度網(wǎng)格所得的邊界層厚度分別為0.020，0.014及0.013 m，RANS/LES交界面厚度分別為0.036，0.032及0.028 m，說明在邊界層區(qū)域內均采用RANS進行求解，符合DES的求解要求。

圖5　分離渦模擬模型特性Fig.5 Model properties of DES

本節(jié)對3種不同網(wǎng)格數(shù)所得到的氣動阻力系數(shù)與風洞試驗進行對比以保證數(shù)值計算結果的準確性。氣動阻力系數(shù)定義如公式(5)所示：

(5)

其中，q為動壓，如公式(6)所示，

(6)

Fd為時均的氣動阻力；ρ為自由來流密度，取1.225 kg/m3；uin為自由來流速度；A為參考面積，風洞實驗及數(shù)值計算所采用的縮比為1∶8的模型參考面積為0.175 m2。

數(shù)值計算自8 000步后收斂，氣動力系數(shù)為求解收斂后自15 000～30 000時間步的統(tǒng)計平均。表2為列車各部分所得數(shù)值計算結果與風洞試驗結果對比，此處受電弓設備的氣動阻力系數(shù)計入中車阻力系數(shù)，轉向架結構阻力系數(shù)分別計入各節(jié)車。由表可知，不同網(wǎng)格數(shù)所得計算結果與風洞試驗吻合較好，粗糙網(wǎng)格與中等網(wǎng)格的中車部分絕對誤差相對頭車及尾車稍大，較好網(wǎng)格所得各部分計算結果均與風洞試驗差距在4%之內。由于受電弓設備的阻力貢獻，中車氣動阻力系數(shù)最大，因此，受電弓及周圍設備的氣動阻力問題值得關注。

表2　氣動阻力系數(shù)數(shù)值計算結果與風洞試驗對比

列車風速度U為無量綱系數(shù)，使用公式(7)以列車周圍靜止人員的視角進行分析，表征列車風的大小，其方法如下，

(7)

其中:u,v及w分別為長度、寬度及高度方向的速度分量；uin為入口風速。

如圖6為距離列車中心線為2.2 m且高度為2 m處的測點列車風速度U曲線，在x=0 m處對應的速度U出現(xiàn)2個峰值，是由列車頭部流線型結構造成；在x=60 m處對應受電弓設備的尾流區(qū)域，該區(qū)域列車風速度最大。由圖6，3種不同網(wǎng)格數(shù)量的模型所得數(shù)值計算結果趨勢非常相近，同時根據(jù)表1，說明較好網(wǎng)格模型已經(jīng)足夠準確，無需對網(wǎng)格進行進一步加密。下述數(shù)值計算結果均基于較好網(wǎng)格來分析。

圖6　基于列車風U的3種不同網(wǎng)格數(shù)數(shù)值計算結果的網(wǎng)格無關性驗證Fig.6 Mesh sensitivity study of three different meshes based on normalised velocity U

4.2時均特性分析

該部分所述內容主要包括來流速度為60 m/s列車與受電弓設備周圍列車風特性及氣動力系數(shù)特性的研究。為研究高速列車及受電弓設備周圍時均速度場特性，在列車及受電弓設備周圍布置了一些測點，如圖7所示。

圖7　列車及受電弓周圍速度場測點布置示意圖Fig.7 Measuring points around train and pantograph system

如圖8所示為列車車體周圍測點列車風速度U與距列車鼻尖點不同位置處的關系圖。流線型車頭區(qū)域列車風U的變化均呈快速上升然后急速下降的趨勢，且其峰值隨距離列車中心線距離的增大而逐漸減小。在圖8(c),8(d)及8(e)中，x=48 m處出現(xiàn)的列車風峰值是由受電弓及“浴盆式”導流罩設備作用所致，該現(xiàn)象在距離軌面較低(z=0.5 m及z=1 m)及較高(z=5 m)處不明顯，是由于距軌面較低處主要受車輛底部設備影響，而較高位置對應的受電弓桿件結構所引起的流場擾動作用相對較小。如圖8(d)中，距離列車中心線1.78 m且高度為3 m的測點在受電弓設備周圍U值較大，列車風U為0.58左右。在距離列車中心線較遠處(y=2.68 m及y=3.18 m)，各測點列車風U的峰值均出現(xiàn)在近尾流區(qū)域。

(a) z=0.5 m; (b) z=1.0 m; (c) z=2.0 m; (d) z=3.0 m; (d) z=4.0 m; (e) z=5.0 m圖8　車體周圍速度場UFig.8 Slipstream velocity U

如圖9所示為受電弓設備周圍不同位置處無量綱速度U的變化曲線。圖9(a)中z=4.6 m處出現(xiàn)速度峰值約為0.75左右，該處峰值產生的原因是由于“浴盆式”導流罩的導流作用所致，且該峰值隨距離列車頂部距離的增大而快速下降，至z=5 m處由導流罩所致的流場擾動已十分小。圖9(b)中距離列車中心線不同位置(z=4.7 m)處均在受電弓及導流罩設備周圍出現(xiàn)峰值速度，各曲線在受電弓設備尾流區(qū)域所產生的差異是由絕緣子等基座設備不對稱分布產生的。

圖9(c)所示為受電弓側面不同位置的U變化曲線，距離受電弓桿件位置越近的位置，速度場峰值越大且速度減小趨勢對于距離受電弓桿件位置較遠處相對緩慢。由圖9(d), 弓頭頂部沿縱向U變化不大，相對于受電弓側面測點，U受影響較小。

列車周圍湍流度是以百分比的形式反映列車周圍湍流運動特性的重要參數(shù)，其定義如下：

(8)

其中：u′為速度波動的均方根(RMS)值；Umean為平均速度梯度。

(a)側面(y=-1 m); (b)測點(z=4.7 m); (c)測點(z=5 m); (d)弓頭頂部 (z =5.9 m)圖9　受電弓設備周圍測點速度場UFig.9 Slipstream velocity U around pantograph system

(a)z=0.5 m; (b) y=1.78 m; (c) y= -1 m; (d) z=5 m圖10　列車周圍測點湍流度/%Fig.10 Turbulence intensity (%) around train

當湍流度大于0.2時，屬于高湍流度；當湍流度在0.05至0.2之間時，屬于相對高湍流度[13]。如圖10(a)及10(b)，在距離軌面及列車表面相對較近處是湍流度較大且波動也較大的區(qū)域，是由列車底部轉向架、風擋等不光滑設備共同影響所致。列車車體周圍的湍流度均小于0.2，即其周圍屬于相對高湍流度區(qū)域。在圖10(b)中，測點z=3 m，y=1.78 m在受電弓設備位置處出現(xiàn)該測點的湍流度峰值，該現(xiàn)象與圖8(d)中該位置較大列車風峰值相互對應說明此處相對劇烈的湍流運動，是受電弓設備渦脫落與車體表面渦脫落相互作用的結果。如圖10(c)，受電弓設備側面較低位置 (z=4.6 m及z=4.7 m)的湍流度在受電弓設備周圍出現(xiàn)大于0.2的峰值，該區(qū)域屬于高湍流度區(qū)域；而當測點位置較高區(qū)域時(z=5 m)屬于相對高湍流度區(qū)域，如圖10(d)。

由上述分析，受電弓及其附屬設備是列車頂部流場改變的關鍵部件。如表3所示為受電弓設備各部分氣動阻力系數(shù)貢獻與列車運行速度之間的關系，為方便與車體氣動力系數(shù)進行比較，其處理方法同公式(5)所示，參考面積取車體截面積。各桿件結構及基座的阻力系數(shù)結果較小，故均精確到小數(shù)點后4位數(shù)字。弓頭阻力系數(shù)占受電弓設備總阻力系數(shù)比值與運行速度無關，均為13%左右，對比文獻[14]中實物受電弓風洞試驗得到的弓頭阻力占受電弓總氣動阻力的14%-21%的結論較為相符。上框架與下臂桿因迎風面積非常小，其氣動阻力系數(shù)也較小?！霸∨枋健睂Я髡挚梢詼p小基座部分的氣動阻力，但導流罩本身所產生的阻力也不容忽視。

4.3流場可視化分析

對來流速度為60 m/s工況進行列車及受電弓設備周圍流場可視化分析。圖11為利用第二不變量Q的等值面來顯示列車周圍流場結構，并以列車風速度U來渲染，其定義如下：

Q=-1/2?ui/?xj?uj/?xi

(9)

表3　受電弓設備各部分氣動阻力系數(shù)分布

列車風的產生是氣流流過列車，車體結構、車體底部轉向架與車頂受電弓設備的共同作用的結果[7]。如圖11(a)所示，列車流線型頭部有大量渦結構附著；頭車底部轉向架區(qū)域有渦系產生以旋轉運動的形式向列車中部運動；風擋處有較小的渦結構附著；頭車及中車車頂為邊界層區(qū)域，受電弓及導流罩的繞流作用使得邊界層分離，并產生規(guī)律的向列車尾部波動的渦結構；尾渦區(qū)域波動較大。如圖11(b)所示為受電弓設備周圍渦結構，受電弓弓頭區(qū)域有大量小渦附著，“浴盆”式導流罩的導流作用使得導流罩迎風面表面有速度較高的渦附著，是圖9中x=50 m左右列車風速度急劇升高并快速下降的原因；車頂?shù)氖茈姽皩Я髡衷O備使得車體頂部產生周期性的渦脫落現(xiàn)象，也是受電弓及其附屬設備產生相對較大阻力的原因。

(a)整體視圖；(b)局部視圖圖11　列車及受電弓設備周圍瞬態(tài)流場結構(Q=10 000)Fig.11 Instantaneous flow structure Q=10 000 around train and pantograph system

如圖12所示為受電弓及“浴盆式”導流罩周圍速度分布。由圖12(a)所示，“浴盆式”導流罩周圍、轉向架區(qū)域、風擋區(qū)域及流線型尾部區(qū)域對應的列車風速度U較大。由圖12(b)可知，列車頂部邊界層流動在到達“浴盆式”導流罩之前即開始漸漸加厚，邊界層流過受電弓設備后在尾車頂部的發(fā)生復雜的分離流動。

(a)以U渲染；(b)以umag/uin渲染圖12　受電弓設備周圍速度分布Fig.12 Velocity distribution around pantograph system

5　結論

1)列車風峰值主要出現(xiàn)在流線型車頭、受電弓設備及近尾流區(qū)域。受電弓兩側是湍流流動較為劇烈的區(qū)域。距離列車表面及軌面越近的位置是列車風U變化越劇烈的位置。車體周圍距離列車中心線y=1.78 m及軌面z=3 m處所產生的列車風峰值是受電弓設備渦脫落與車體表面渦脫落相互作用的結果。

2)弓頭阻力系數(shù)占受電弓設備的總阻力系數(shù)的比值約為13%，“浴盆”式導流罩可降低基座部分氣動阻力，但導流罩自身所產生的氣動阻力不可忽視；上框架與下臂桿因其迎風面積非常小也使得其氣動阻力較小。

3)受電弓弓頭區(qū)域有大量小渦附著，導流罩迎風面表面有速度較高的渦附著是該處列車風數(shù)值急速上升并快速下降的原因?？諝庠谑茈姽O備周圍發(fā)生繞流，引起車頂邊界層分離并產生渦脫現(xiàn)象，是導致受電弓設備阻力較大的原因。

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Numerical simulation of the slipstream around a high-speed train with pantograph system

ZHU Chunli1, 2, LIANG Xifeng1, 2, CHEN Jingwen1, 2，YANG Zhigang1,2,3

(1. School of Traffic & Transportation Engineering, Central South University, Changsha 410075, China;2. Key Laboratory of Traffic Safety on Track, Ministry of Education, Central South University, Changsha 410075, China;3.State Key Laboratory of Aerodynamic, China Aerodynamics Research and Development Center, Mianyang 621000, China)

Based on detached-eddy simulation (DES), the slipstream of a 1∶8th scaled train model with pantograph system (pantograph and closed-up flow guide) was investigated. Results shows that, numerical results fit well with the wind tunnel data , especially for drag coefficients obtained from fine grids are all within 4% of each train part to wind tunnel data. The peak values of slipstream around train are mainly occurred at streamline head, pantograph system and near wake region. The fluctuation of slipstream and turbulence intensity is relatively higher when nearer top of rail and rain surface. The closed-up flow guide has a significant influence on the drag-reduction of pantograph base. However, the peak value of slipstream at side part of train is mainly due to the circumfluence of closed-up flow guide. Due to the interruption of pantograph system to the flow on top of train, boundary layers are separated and generated vortex structures, which explains relatively high aerodynamic drag of pantograph as well as its belongings.

DES; slipstream; high-speed train; pantograph system; numerical simulation

2015-11-29

國家自然科學基金資助項目(U1134203,U1334205);空氣動力學國家重點實驗室開放基金資助項目(SKLA20140203)

梁習鋒(1963-)，男，湖南長沙人，教授，博士，從事列車空氣動力學研究; E-mail: gszxlxf@163.com

U270

A

1672-7029(2016)08-1447-10