考慮受電弓設(shè)備的高速列車列車風(fēng)數(shù)值模擬研究

朱春麗，梁習(xí)鋒，陳敬文，楊志剛，3

(1.中南大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院，湖南 長沙 410075;2.中南大學(xué) 軌道交通安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長沙 410075；3.中國空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心空氣動(dòng)力學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 綿陽 621000)

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考慮受電弓設(shè)備的高速列車列車風(fēng)數(shù)值模擬研究

朱春麗1,2，梁習(xí)鋒1，2，陳敬文1,2，楊志剛1，2，3

(1.中南大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院，湖南 長沙 410075;2.中南大學(xué) 軌道交通安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長沙 410075；3.中國空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心空氣動(dòng)力學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)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(shè)備(受電弓及“浴盆式”導(dǎo)流罩)的高速列車列車風(fēng)特性進(jìn)行研究。研究結(jié)果表明：數(shù)值計(jì)算結(jié)果與風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好，尤其是較好網(wǎng)格列車各部分氣動(dòng)阻力系數(shù)均與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果一致，誤差在4%以內(nèi)。列車風(fēng)峰值主要出現(xiàn)在流線型頭部、受電弓設(shè)備及近尾流區(qū)域，列車風(fēng)速度及湍流度在距離軌面及車體表面越近的位置波動(dòng)較大。“浴盆式”導(dǎo)流罩對受電弓基座部分減阻效果較明顯，但其也是受電弓側(cè)部列車風(fēng)峰值出現(xiàn)的主要原因。受電弓及導(dǎo)流罩周圍的空氣繞流作用使沿車頂?shù)倪吔鐚臃蛛x并產(chǎn)生渦脫落，是受電弓及其附屬設(shè)備產(chǎn)生較大氣動(dòng)阻力的原因。

DES；列車風(fēng)；高速列車；受電弓設(shè)備；數(shù)值計(jì)算

高速鐵路以其在加快沿線資源互通、城市群建設(shè)及加快產(chǎn)業(yè)結(jié)構(gòu)調(diào)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(yùn)營給生活帶來便利的同時(shí)，其氣動(dòng)效應(yīng)所帶來的氣動(dòng)阻力、列車風(fēng)等問題也變的越來越突出[1]。列車風(fēng)是指列車高速行駛時(shí)，使周圍靜止空氣產(chǎn)生的復(fù)雜流動(dòng)[2]，列車高速行駛及過站時(shí)列車風(fēng)對線路兩側(cè)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(shè)備，受電弓的氣動(dòng)阻力是整車氣動(dòng)阻力的重要來源，約占整車的7%～19%[3-4]。導(dǎo)流罩因其可有效降低受電弓設(shè)備產(chǎn)生的氣動(dòng)阻力[5]而被逐漸應(yīng)用到運(yùn)營中，但對于安裝有受電弓設(shè)備(受電弓及導(dǎo)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(yàn)進(jìn)行相互驗(yàn)證后可提供更為細(xì)致的流場分析結(jié)果，從而規(guī)避實(shí)車試驗(yàn)受環(huán)境影響較大及風(fēng)洞試驗(yàn)不考慮車輛與地面間相對運(yùn)動(dòng)的問題。DES在降低計(jì)算資源(相對LES)及更為精確預(yù)測復(fù)雜的非穩(wěn)態(tài)分離流動(dòng)(相對RANS)方面優(yōu)勢明顯，且適合預(yù)測高雷諾數(shù)流動(dòng)現(xiàn)象。Hassan等[6]對縮比為1:20的ICE2列車所產(chǎn)生的列車風(fēng)速度變化進(jìn)行研究，研究表明列車風(fēng)風(fēng)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(chǎn)生的列車風(fēng)進(jìn)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(shí)物受電弓模型進(jìn)行非定常氣動(dòng)特性的研究，表明受電弓脫體渦強(qiáng)度、脫落頻率對受電弓氣動(dòng)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(dòng)阻力系數(shù)進(jìn)行研究，得出頭車、尾車的頭部曲面區(qū)域及各個(gè)車輛轉(zhuǎn)向區(qū)域的氣動(dòng)阻力占整車氣動(dòng)阻力的77.8%。Muld等[10]采用Spalart-Allmaras (S-A)模型的改進(jìn)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(shè)備對列車周圍流場的影響，而采用實(shí)物受電弓模型模擬時(shí)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(shè)備周圍流場結(jié)構(gòu)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(shè)備(受電弓及導(dǎo)流罩)的高速列車列車風(fēng)特性進(jìn)行研究，得到考慮受電弓設(shè)備的列車周圍流場特性并為列車安全運(yùn)行提供依據(jù)。

1　分離渦模擬 (DES)

DES[11]是LES與RANS的結(jié)合，其處理方法是在邊界層內(nèi)采用RANS進(jìn)行求解以減小對計(jì)算資源的消耗，而在其余空間由LES進(jìn)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(qiáng)壁面處理(enhanced wall treatment)使得數(shù)值計(jì)算時(shí)RANS與LES之間的過渡更為平滑，其輸運(yùn)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(dòng)能k及湍動(dòng)能耗散率ε推導(dǎo)得出，如公式(3)所示。

(3)

除k方程的耗散項(xiàng)之外，另外一個(gè)耗散項(xiàng)定義如公式(4)所示。

(4)

2　風(fēng)洞試驗(yàn)及列車模型

風(fēng)洞試驗(yàn)在中國空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心8×6 m低速風(fēng)洞第2試驗(yàn)段(測試段長×寬×高分別為16.1 m×8 m×4.94 m)進(jìn)行。除另外說明，本文所述尺寸均為實(shí)際尺寸。風(fēng)洞試驗(yàn)段平面布置圖如圖1(a)所示，360°旋轉(zhuǎn)的轉(zhuǎn)盤可模擬不同風(fēng)向角下列車的氣動(dòng)性能；采用由5塊獨(dú)立的地板拼接而成的固定地板，地板前后緣均設(shè)計(jì)為流線型以減小附面層對測試結(jié)果的影響。試驗(yàn)所采用的入口風(fēng)速為60 m/s，風(fēng)洞試驗(yàn)與數(shù)值模擬均采用1∶8的縮比模型進(jìn)行，縮比模型的阻塞系數(shù)小于5%，可在該風(fēng)洞中進(jìn)行良好模擬。受電弓設(shè)備相對列車模型來說較小，故而其氣動(dòng)力特性測量包含在中車中進(jìn)行，下述數(shù)值計(jì)算結(jié)果采用相同方式處理?；谲嚫呒皝砹黠L(fēng)速，試驗(yàn)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(dǎo)流罩及受電弓的列車頂部。列車模型內(nèi)安裝盒式六分量應(yīng)變天平，對頭車、中車和尾車分別進(jìn)行氣動(dòng)力測量，更多試驗(yàn)設(shè)置參考[12]。

(a) 試驗(yàn)段平面布置圖; (b) 列車頭部；(c) 受電弓設(shè)備圖1　風(fēng)洞試驗(yàn)Fig.1 Wind tunnel experiment

數(shù)值計(jì)算模型采用3車編組(頭車、中車及尾車)，保留簡化轉(zhuǎn)向架及風(fēng)擋結(jié)構(gòu)，如圖2(a)所示，該3車模型車體對應(yīng)的實(shí)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(shè)備包含上述4部分及“浴盆式”導(dǎo)流罩結(jié)構(gòu)，是影響車頂流場部件的總稱。

3　計(jì)算網(wǎng)格、邊界條件及計(jì)算設(shè)置

使用開源軟件OpenFOAM 2.3.1中的snappyHexMesh網(wǎng)格生成工具進(jìn)行網(wǎng)格劃分，計(jì)算網(wǎng)格主要為非結(jié)構(gòu)六面體網(wǎng)格，由于列車模型結(jié)構(gòu)復(fù)雜，也有少數(shù)多面體網(wǎng)格存在。為進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)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(jìn)行計(jì)算求解。如圖3分別為良好網(wǎng)格受電弓設(shè)備周圍、轉(zhuǎn)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(zhuǎn)向架及受電弓表面分別設(shè)置10層，6層及6層網(wǎng)格邊界層。

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

(a)受電弓設(shè)備區(qū)域；(b)轉(zhuǎn)向架區(qū)域;(c)y=0 m 截面區(qū)域圖3　數(shù)值計(jì)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(jì)算域與邊界條件設(shè)置。本文所述x，y，z坐標(biāo)分別沿車長、車寬及車高方向，x=0，y=0及z=0分別對應(yīng)車頭鼻尖點(diǎn)，列車中心線及地面高度位置。為盡可能與風(fēng)洞試驗(yàn)保持一致，計(jì)算域的設(shè)置寬度和高度方向與風(fēng)洞一致，分別為17H及11H，計(jì)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(diǎn)距離為14H，壓力出口距離尾車鼻尖點(diǎn)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(yùn)動(dòng)，地面設(shè)置為滑移地面，滑移速度與入口風(fēng)速一致，其余邊界均設(shè)置為無滑移壁面。

圖4　計(jì)算域與邊界條件設(shè)置Fig.4 Computational domain and boundary condition

數(shù)值計(jì)算采用商業(yè)軟件包Fluent，采用SIMPLEC算法耦合速度與壓力項(xiàng)，以速度入口進(jìn)行初始化。時(shí)間步長設(shè)置為0.000 05 s，計(jì)算步為30 000步，收斂標(biāo)準(zhǔn)設(shè)置為10-6。上述3種網(wǎng)格畸變度均在3以內(nèi)，計(jì)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(diǎn)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(jì)算網(wǎng)格無量綱壁面網(wǎng)格距離y+

4　數(shù)值計(jì)算結(jié)果

4.1數(shù)值計(jì)算可靠性驗(yàn)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(nèi)進(jìn)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(dāng)ldes/lrke=1時(shí)DES采用RANS進(jìn)行求解；當(dāng)ldes/lrke<1時(shí)DES采用LES進(jìn)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(nèi)均采用RANS進(jìn)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(dòng)阻力系數(shù)與風(fēng)洞試驗(yàn)進(jìn)行對比以保證數(shù)值計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性。氣動(dòng)阻力系數(shù)定義如公式(5)所示：

(5)

其中，q為動(dòng)壓，如公式(6)所示，

(6)

Fd為時(shí)均的氣動(dòng)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(fēng)洞實(shí)驗(yàn)及數(shù)值計(jì)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(jì)算自8 000步后收斂，氣動(dòng)力系數(shù)為求解收斂后自15 000～30 000時(shí)間步的統(tǒng)計(jì)平均。表2為列車各部分所得數(shù)值計(jì)算結(jié)果與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果對比，此處受電弓設(shè)備的氣動(dòng)阻力系數(shù)計(jì)入中車阻力系數(shù)，轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)阻力系數(shù)分別計(jì)入各節(jié)車。由表可知，不同網(wǎng)格數(shù)所得計(jì)算結(jié)果與風(fēng)洞試驗(yàn)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(jì)算結(jié)果均與風(fēng)洞試驗(yàn)差距在4%之內(nèi)。由于受電弓設(shè)備的阻力貢獻(xiàn)，中車氣動(dòng)阻力系數(shù)最大，因此，受電弓及周圍設(shè)備的氣動(dòng)阻力問題值得關(guān)注。

表2　氣動(dòng)阻力系數(shù)數(shù)值計(jì)算結(jié)果與風(fēng)洞試驗(yàn)對比

列車風(fēng)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(jìn)行分析，表征列車風(fēng)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(fēng)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(diǎn)列車風(fēng)速度U曲線，在x=0 m處對應(yīng)的速度U出現(xiàn)2個(gè)峰值，是由列車頭部流線型結(jié)構(gòu)造成；在x=60 m處對應(yīng)受電弓設(shè)備的尾流區(qū)域，該區(qū)域列車風(fēng)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(jì)算結(jié)果趨勢非常相近，同時(shí)根據(jù)表1，說明較好網(wǎng)格模型已經(jīng)足夠準(zhǔn)確，無需對網(wǎng)格進(jìn)行進(jìn)一步加密。下述數(shù)值計(jì)算結(jié)果均基于較好網(wǎng)格來分析。

圖6　基于列車風(fēng)U的3種不同網(wǎng)格數(shù)數(shù)值計(jì)算結(jié)果的網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證Fig.6 Mesh sensitivity study of three different meshes based on normalised velocity U

4.2時(shí)均特性分析

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

圖7　列車及受電弓周圍速度場測點(diǎn)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(diǎn)列車風(fēng)速度U與距列車鼻尖點(diǎn)不同位置處的關(guān)系圖。流線型車頭區(qū)域列車風(fēng)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(fēng)峰值是由受電弓及“浴盆式”導(dǎo)流罩設(shè)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(shè)備影響，而較高位置對應(yīng)的受電弓桿件結(jié)構(gòu)所引起的流場擾動(dòng)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(diǎn)在受電弓設(shè)備周圍U值較大，列車風(fēng)U為0.58左右。在距離列車中心線較遠(yuǎn)處(y=2.68 m及y=3.18 m)，各測點(diǎn)列車風(fēng)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(shè)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(chǎn)生的原因是由于“浴盆式”導(dǎo)流罩的導(dǎo)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(dǎo)流罩所致的流場擾動(dòng)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(dǎo)流罩設(shè)備周圍出現(xiàn)峰值速度，各曲線在受電弓設(shè)備尾流區(qū)域所產(chǎn)生的差異是由絕緣子等基座設(shè)備不對稱分布產(chǎn)生的。

圖9(c)所示為受電弓側(cè)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(yuǎn)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(cè)面測點(diǎn)，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(yùn)動(dòng)特性的重要參數(shù)，其定義如下：

(8)

其中：u′為速度波動(dòng)的均方根(RMS)值；Umean為平均速度梯度。

(a)側(cè)面(y=-1 m); (b)測點(diǎn)(z=4.7 m); (c)測點(diǎn)(z=5 m); (d)弓頭頂部 (z =5.9 m)圖9　受電弓設(shè)備周圍測點(diǎn)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(diǎn)湍流度/%Fig.10 Turbulence intensity (%) around train

當(dāng)湍流度大于0.2時(shí)，屬于高湍流度；當(dāng)湍流度在0.05至0.2之間時(shí)，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(dòng)也較大的區(qū)域，是由列車底部轉(zhuǎn)向架、風(fēng)擋等不光滑設(shè)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(diǎn)z=3 m，y=1.78 m在受電弓設(shè)備位置處出現(xiàn)該測點(diǎn)的湍流度峰值，該現(xiàn)象與圖8(d)中該位置較大列車風(fēng)峰值相互對應(yīng)說明此處相對劇烈的湍流運(yùn)動(dòng)，是受電弓設(shè)備渦脫落與車體表面渦脫落相互作用的結(jié)果。如圖10(c)，受電弓設(shè)備側(cè)面較低位置 (z=4.6 m及z=4.7 m)的湍流度在受電弓設(shè)備周圍出現(xiàn)大于0.2的峰值，該區(qū)域?qū)儆诟咄牧鞫葏^(qū)域；而當(dāng)測點(diǎn)位置較高區(qū)域時(shí)(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(shè)備是列車頂部流場改變的關(guān)鍵部件。如表3所示為受電弓設(shè)備各部分氣動(dòng)阻力系數(shù)貢獻(xiàn)與列車運(yùn)行速度之間的關(guān)系，為方便與車體氣動(dòng)力系數(shù)進(jìn)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(jié)構(gòu)及基座的阻力系數(shù)結(jié)果較小，故均精確到小數(shù)點(diǎn)后4位數(shù)字。弓頭阻力系數(shù)占受電弓設(shè)備總阻力系數(shù)比值與運(yùn)行速度無關(guān)，均為13%左右，對比文獻(xiàn)[14]中實(shí)物受電弓風(fēng)洞試驗(yàn)得到的弓頭阻力占受電弓總氣動(dòng)阻力的14%-21%的結(jié)論較為相符。上框架與下臂桿因迎風(fēng)面積非常小，其氣動(dòng)阻力系數(shù)也較小?！霸∨枋健睂?dǎo)流罩可以減小基座部分的氣動(dòng)阻力，但導(dǎo)流罩本身所產(chǎn)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(jìn)行列車及受電弓設(shè)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(jié)構(gòu)，并以列車風(fēng)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(shè)備各部分氣動(dòng)阻力系數(shù)分布

列車風(fēng)的產(chǎn)生是氣流流過列車，車體結(jié)構(gòu)、車體底部轉(zhuǎn)向架與車頂受電弓設(shè)備的共同作用的結(jié)果[7]。如圖11(a)所示，列車流線型頭部有大量渦結(jié)構(gòu)附著；頭車底部轉(zhuǎn)向架區(qū)域有渦系產(chǎn)生以旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)的形式向列車中部運(yùn)動(dòng)；風(fēng)擋處有較小的渦結(jié)構(gòu)附著；頭車及中車車頂為邊界層區(qū)域，受電弓及導(dǎo)流罩的繞流作用使得邊界層分離，并產(chǎn)生規(guī)律的向列車尾部波動(dòng)的渦結(jié)構(gòu)；尾渦區(qū)域波動(dòng)較大。如圖11(b)所示為受電弓設(shè)備周圍渦結(jié)構(gòu)，受電弓弓頭區(qū)域有大量小渦附著，“浴盆”式導(dǎo)流罩的導(dǎo)流作用使得導(dǎo)流罩迎風(fēng)面表面有速度較高的渦附著，是圖9中x=50 m左右列車風(fēng)速度急劇升高并快速下降的原因；車頂?shù)氖茈姽皩?dǎo)流罩設(shè)備使得車體頂部產(chǎn)生周期性的渦脫落現(xiàn)象，也是受電弓及其附屬設(shè)備產(chǎn)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(shè)備周圍瞬態(tài)流場結(jié)構(gòu)(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(dǎo)流罩周圍速度分布。由圖12(a)所示，“浴盆式”導(dǎo)流罩周圍、轉(zhuǎn)向架區(qū)域、風(fēng)擋區(qū)域及流線型尾部區(qū)域?qū)?yīng)的列車風(fēng)速度U較大。由圖12(b)可知，列車頂部邊界層流動(dòng)在到達(dá)“浴盆式”導(dǎo)流罩之前即開始漸漸加厚，邊界層流過受電弓設(shè)備后在尾車頂部的發(fā)生復(fù)雜的分離流動(dòng)。

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

5　結(jié)論

1)列車風(fēng)峰值主要出現(xiàn)在流線型車頭、受電弓設(shè)備及近尾流區(qū)域。受電弓兩側(cè)是湍流流動(dòng)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(fēng)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(chǎn)生的列車風(fēng)峰值是受電弓設(shè)備渦脫落與車體表面渦脫落相互作用的結(jié)果。

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

3)受電弓弓頭區(qū)域有大量小渦附著，導(dǎo)流罩迎風(fēng)面表面有速度較高的渦附著是該處列車風(fēng)數(shù)值急速上升并快速下降的原因。空氣在受電弓設(shè)備周圍發(fā)生繞流，引起車頂邊界層分離并產(chǎn)生渦脫現(xiàn)象，是導(dǎo)致受電弓設(shè)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(xué)基金資助項(xiàng)目(U1134203,U1334205);空氣動(dòng)力學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開放基金資助項(xiàng)目(SKLA20140203)

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

U270

A

1672-7029(2016)08-1447-10