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(xué) 交通運輸工程學(xué)院，湖南 長沙 410075)

在高速運行狀態(tài)下，高速氣流產(chǎn)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(xué)性能的眾多因素中，大風(fēng)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(gòu)造，受到的影響更為劇烈，因此，分析橫風(fēng)下高速列車受電弓的氣動性能是非常重要的。由于列車風(fēng)和環(huán)境風(fēng)的耦合導(dǎo)致受電弓后部產(chǎn)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(fēng)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(tài)下受電弓非定常氣動特性，還可能對降弓狀態(tài)的受電弓產(chǎn)生明顯影響，比如加劇受電弓振動強度，甚至產(chǎn)生被動升弓現(xiàn)象[3]。由此可見，研究大風(fēng)作用下升弓和降弓狀態(tài)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(xué)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(fēng)洞試驗和數(shù)值模擬，對比分析了2種外形下的受電弓氣動性能及其構(gòu)件對總阻力和總升力的貢獻[4]。日本學(xué)者Ikeda和Suzuki等通過風(fēng)洞試驗和數(shù)值模擬對不同截面形狀弓頭模型進行了一系列的優(yōu)化[5-6]。

從2006年開始，國內(nèi)學(xué)者對受電弓氣動特性的研究增多。風(fēng)洞試驗方面，蔡國華和張永升等采用風(fēng)洞試驗研究了開口和閉口條件下受電弓氣動阻力和動態(tài)接觸壓力[7-8]。張冰等研究了氣動力作用對弓網(wǎng)受流的影響，得出調(diào)整受電弓氣動力特性能有效改善弓網(wǎng)受流性能的結(jié)論[9]。張雷等采用風(fēng)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(shù)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(tài)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(fēng)速下氣動特性[12]。趙萌等對比分析了受電弓-接觸網(wǎng)和受電弓-接觸網(wǎng)-列車在不同橫風(fēng)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(chǎn)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(dǎo)流裝置下受電弓及各構(gòu)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(cè)偏角下受電弓及各構(gòu)件非定常氣動力及波動特性。目前國內(nèi)外對于受電弓的受力特性研究主要是定常狀態(tài)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(tài)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(fēng)作用下升弓和降弓狀態(tài)受電弓周圍非定常流場和氣動特性進行探討。

1 數(shù)值計算模型

1.1 數(shù)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(wěn)態(tài)RANS(雷諾平均納維-斯托克斯)方法與LES(大渦模擬)方法的結(jié)合。相較于LES方法，DDES方法在整個邊界層區(qū)域采用非穩(wěn)態(tài)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(wǎng)格之間的距離；

Δ——(Δx,Δy,Δz)最大網(wǎng)格；

CDES——該模型中默認常數(shù)，取CDES=0.65;

fd——開關(guān)函數(shù)，fd在LES區(qū)域為1, 在邊界層區(qū)域為0;

rd——當(dāng)?shù)赝牧鞒叨扰c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(shù)；

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(zhuǎn)向架、風(fēng)擋以及受電弓的精細結(jié)構(gòu)，受電弓位于中車后部，如圖1(a)所示。受電弓主要結(jié)構(gòu)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(wǎng)格

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

圖2 計算網(wǎng)格

1.4 計算域及邊界條件

為保證橫風(fēng)下列車周圍流場的充分發(fā)展以及減小邊界條件的影響，計算域的長度設(shè)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(fēng)入口為10H，距離橫風(fēng)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(shè)為速度入口，面ADHE、面CDHG設(shè)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(cè)偏角體現(xiàn)了列車速度和環(huán)境風(fēng)速度的耦合關(guān)系，其定義為列車反向速度與環(huán)境風(fēng)速度合成后，其合成方向與列車運行反方向呈現(xiàn)的夾角。本文研究了60 m/s氣流作用下側(cè)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(shù)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(shù)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(fēng)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(nèi)迭代步數(shù)為30，并且30步后可以收斂，流動變量的殘差收斂準則設(shè)為10-5。

為了消除流場瞬態(tài)行為，在流場穩(wěn)定后開始采樣并且平均流場結(jié)構(gòu)。氣動力系數(shù)采用0.6～2 s平均。

為便于分析，定義各氣動力系數(shù)如下：

(4)

(5)

(6)

式中：CD——阻力系數(shù)；

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(cè)力；

CL——升力系數(shù)；

CC——側(cè)力系數(shù)。

1.5 數(shù)值可靠性驗證

為驗證數(shù)值計算的可靠性，將數(shù)值計算結(jié)果和風(fēng)洞試驗結(jié)果進行對比。風(fēng)洞試驗是在中國氣動力研究與發(fā)展中心的8 m×6 m風(fēng)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(zhuǎn)360°的轉(zhuǎn)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(fēng)洞試驗裝置見圖4。

圖4 風(fēng)洞試驗裝置

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

表1 數(shù)值計算與風(fēng)洞試驗結(jié)果對比

2 計算結(jié)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(tài)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(jié)構(gòu)，這些渦沿著受電弓迎風(fēng)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(tài)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(tài)下受電弓附近的Q等值面圖(Q=20 000)

針對瞬態(tài)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(tài)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(tài)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(tài)更大。

圖6 升弓和降弓狀態(tài)下受電弓縱剖面渦量云圖

圖7為升弓和降弓狀態(tài)下受電弓表面時均壓力云圖。從圖7可以看到，升弓狀態(tài)下弓頭、上框架和拉桿連接處以及基座的迎流面出現(xiàn)較大正壓，部件的背風(fēng)面出現(xiàn)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(gòu)尾流的影響高低壓交替出現(xiàn)。降弓狀態(tài)基座表面壓力與升弓狀態(tài)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(nèi)，高壓范圍減小，下臂桿位于上框架和基座形成的空腔內(nèi)，受到的壓力較小。

圖7 升弓和降弓狀態(tài)下受電弓表面時均壓力云圖

圖8為升弓和降弓狀態(tài)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(tài)基座部位氣流變化不大，升弓狀態(tài)下臂桿引導(dǎo)氣流高速流動；而降弓狀態(tài)桿件空間角度發(fā)生變化，對氣流的引導(dǎo)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(gòu)件在升弓和降弓狀態(tài)下阻力系數(shù)的時均值及標準差。

圖8 升弓和降弓狀態(tài)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(tài)下弓頭阻力系數(shù)時均值低于升弓狀態(tài)，這是因為降弓狀態(tài)氣流對弓頭的作用減弱；降弓狀態(tài)下弓頭阻力系數(shù)標準差高于升弓狀態(tài)，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(tài)下上框架、下臂桿、拉桿阻力系數(shù)時均值和標準差均小于升弓狀態(tài)，這是因為升弓狀態(tài)各桿件具有空間角度使其迎流面積更大；降弓狀態(tài)下各桿件標準差均小于升弓狀態(tài)，下臂桿最為明顯，這是因為降弓狀態(tài)下下臂桿被包圍狀態(tài)在腔體中。降弓狀態(tài)下基座阻力系數(shù)時均值及標準差和升弓狀態(tài)相差不多。降弓狀態(tài)下整弓阻力系數(shù)時均值和標準差均小于升弓狀態(tài)。

表2 受電弓及各部分構(gòu)件在升弓和降弓狀態(tài)下阻力系數(shù)時均值

表3 受電弓及各部分構(gòu)件在升弓和降弓狀態(tài)下阻力系數(shù)標準差

表4、表5分別為受電弓及各部分構(gòu)件在升弓和降弓狀態(tài)下升力系數(shù)的時均值及標準差。從表4、表5中可以看出：降弓狀態(tài)下弓頭、上框架升力方向與升弓狀態(tài)下相反，其標準差卻略小于升弓狀態(tài)，這是因為2種狀態(tài)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(tài)下下臂桿升力系數(shù)時均值小于升弓狀態(tài)，升力方向與升弓狀態(tài)下相反，且接近于0，其標準差也小于升弓狀態(tài)，這是因為降弓狀態(tài)下下臂桿處于其他桿件所包圍的腔體內(nèi)，周圍流場較為穩(wěn)定。降弓狀態(tài)下拉桿升力方向與升弓狀態(tài)下相反，幅值較大，標準差較小。降弓狀態(tài)下基座和整弓升力系數(shù)時均值及標準差和升弓狀態(tài)都很接近。

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

表6 受電弓及部分構(gòu)件在升弓和降弓狀態(tài)下側(cè)力系數(shù)時均值

表7 受電弓及各部分構(gòu)件在升弓和降弓狀態(tài)下側(cè)力系數(shù)標準差

3 結(jié)論

本文采用DDES對升弓和降弓狀態(tài)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(shù)時均值和標準差進行了研究，得到了以下結(jié)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(tài)下受電弓各桿件收縮于列車頂部，桿件對氣流的導(dǎo)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(tài)下上框架和下臂桿位于弓頭和基座所形成的空腔內(nèi)，受到的壓力減小，氣動力系數(shù)也大幅度減??；弓頭作為受流作用的關(guān)鍵部件，其氣動力系數(shù)也減小，阻力系數(shù)時均值、升力系數(shù)時均值、側(cè)力系數(shù)時均值分別減小了21.4%、45.5%、28.5%。