隧道交會最不利長度下高速動車組轉向架 氣動力變化規(guī)律研究

黃尊地，陳傳仰，常寧，徐忠偉

（1.五邑大學 軌道交通學院，廣東 江門 529020； 2.廣州鐵道車輛有限公司，廣東 廣州 510800）

轉向架是保證車輛運行品質(zhì)的關鍵部件. 列車在隧道內(nèi)運行及交會時，轉向架不僅受到輪軌的載荷，還承受氣動載荷，當列車編組長度、運行速度、隧道長度不同時，引起的氣動載荷也不相同. 文獻[1-4]研究了不同時速列車的最不利隧道長度. 目前隧道列車空氣動力學問題的研究較多[5-7]，但對轉向架氣動特性的研究偏少. Guo等[8]研究了側風作用下轉向架幾何復雜性對高速列車氣動性能的影響. Dong等[9]研究了轉向架的簡化效果對周圍流場和氣動性能的影響，Wang等[10]結合轉向架結構形狀和運行環(huán)境開展了積雪影響高速列車轉向架的研究. 蔡華閩等[11]建立列車空氣動力學模型，開展了不同車速無橫風風速的數(shù)值模擬，分析了動車和拖車轉向架的氣動性能，其中頭車位端轉向架1的阻力最大. 鄭循皓等[12]采用數(shù)值計算方法開展了高速列車轉向架空氣阻力的數(shù)值模擬研究，在無側風條件下，頭車位端轉向架1阻力最大；當有一定橫風風速時，轉向架4的阻力最大（轉向架編號詳見圖1所示）.

既有研究均集中在橫風環(huán)境下轉向架的氣動載荷分析上，隧道內(nèi)尤其是最不利隧道長度下列車交會造成的轉向架氣動載荷的變化未見系統(tǒng)研究. 鑒于此，本文開展高速動車組在最不利隧道長度下交會的數(shù)值計算工作，用動模型試驗驗證其準確性；基于驗證后的網(wǎng)格模型和數(shù)值算法，計算高速動車組轉向架的氣動載荷，分析其阻力、橫向力和升力的變化規(guī)律.

1 計算模型

1.1 動車組模型

本文研究動車組轉向架的氣動載荷，需要對動車組車體表面的突出部件進行簡化，即忽略車門窗結構、去掉受電弓和雨刮等，對車體進行光滑處理. 列車中部截面不變，縮短的模型不改變列車流場結構的基本特征. 為了節(jié)省成本、減小計算量，縮短了CRH2動車組的計算長度，簡化后的CRH2動車組由“頭車+中間車+尾車”三節(jié)車組成，車體全長77.4 m，最大寬度3.38 m，最大高度3.7 m，頭車和尾車長度都為25.7 m，中間車長度為25 m，風擋高度為0.5 m. 整車結構如圖1-a所示. 從頭車往后到尾車的轉向架分別被命名為bogie1、2、3、4、5和6，具體如圖1-b所示.

圖1 動車組計算模型

1.2 隧道及計算域模型

本文采用單孔雙線隧道研究列車隧道交會的氣動特性，其橫截面積為100 m2，線間距為5 m，半徑為6.87 m；根據(jù)文獻[1-4]的計算，列車三車編組（長度為77.4 m）最不利隧道長度為300m左右，所以隧道長度選擇300m. 為了防止車尾尾渦及列車風對初始邊界條件產(chǎn)生影響，需要保證車尾 距離空氣域的距離大于20H（H為車高），本文外圍空氣域的長度定為300m；外圍空氣域的高度需要大于15H，本文高度設置為60 m；為了后期劃分網(wǎng)格的方便以及保證網(wǎng)格的質(zhì)量，外圍空氣域的寬度設置為120 m，具體如圖2所示.

圖2 隧道計算模型

1.3 邊界條件

根據(jù)計算域的設置，本文仿真模擬計算所涉及的邊界條件有：壓力入口、壓力出口、壁面和交換面，具體如圖3所示.

圖3 邊界條件

1）壓力入口和壓力出口，二者并沒有本質(zhì)上的區(qū)別，只是定義壓力進出的方向相反. 模擬隧道內(nèi)兩車交會時，小域選取車前進方向的面為壓力入口，車后方的面為壓力出口；大域選取其中一側的面為壓力入口，另一側的面即為壓力出口.

2）壁面有固定壁面和滑移壁面兩種，動車組是移動的，所以選用的壁面全都是固定壁面. 高速動車組車體、隧道、山體面以及外圍空氣域的上下左右都應定義為固定壁面.

3）交換面是相互移動的滑移網(wǎng)格交換信息的面，即小域1和小域2外圍的上下左右4個面都設置為滑移交換面，空氣域3與小域1、小域2接觸的面也設置為交換面，這樣通過車對域和域?qū)嚨慕粨Q面互相交換流場信息，就可以分析兩列車在隧道內(nèi)交會所引起的壓力變化，進而分析得出交會時轉向架的氣動載荷規(guī)律.

1.4 網(wǎng)格模型

1）小域的網(wǎng)格劃分

本文采用混合網(wǎng)格對小域1和2進行離散. 為開展離散工作，采用長寬高分別為80 m、4 m、4 m的小計算域?qū)⑷嚲幗M的CRH2型動車組單獨切分，包含列車的小計算區(qū)域底部距離大計算區(qū)域底部0.1 m；車頭、轉向架以及風擋部分采用0.068 m的網(wǎng)格尺寸進行離散，其余部位網(wǎng)格尺度為0.1 m；在車體底面與小計算區(qū)域的底面設置網(wǎng)格離散控制函數(shù)，起始尺寸為0.1 m，增長因子為1.01，最大尺寸為0.2 m，整體網(wǎng)格畸變度為0.84，具體如圖4所示. 最后對包含車的移動小域前后兩個小體進行結構化網(wǎng)格劃分.

圖4 局部網(wǎng)格

2）空氣大域的網(wǎng)格劃分

外圍空氣大域包含了3個部分：2個長寬高分別為300 m、120 m、60 m包圍車的大域和長度為300 m的隧道. 首先建立這3個域，并利用布爾運算把這3個域合成1個域；利用面切塊工具將整個域切成若干個底面為四邊形的塊，生成結構化網(wǎng)格；離散線時設置一個向外擴散的比例因子，使得靠近車附近的網(wǎng)格密集、靠近邊界的網(wǎng)格稀疏，這樣既可以控制網(wǎng)格的數(shù)量，又可以保證網(wǎng)格的質(zhì)量. 本文選取的擴散因子為1.04，生成的結構化網(wǎng)格質(zhì)量為0.5，滿足計算的質(zhì)量要求. 最終整體網(wǎng)格數(shù)量為1 300萬左右，具體如圖5所示. 列車是近地運行的龐大、細長物體. 當列車高速運行時，若取列車長度為其特征長度，那么列車外部流場雷諾數(shù)Re＞106，流場處于湍流狀態(tài)，因此可采用工程廣泛應用的雷諾平均RANS（k-ε雙方程）湍流模型. 計算列車通過隧道的空氣動力學問題，氣體按三維可壓縮處理，仿真時選擇適合可壓縮流體的SIMPLE算法. 在求解過程中，壓力、流速、密度、力矩、能量、湍流動能和湍流動能耗散率均采用Second order upwind精度格式，松弛因子選擇使數(shù)值解穩(wěn)定性高的參數(shù)組合.

圖5 整體網(wǎng)格

2 試驗驗證

本文采用動模型試驗對網(wǎng)格和數(shù)值計算方法進行驗證. 試驗中隧道斷面布置如圖6-a所示，模型實物照片如圖6-b所示.

圖6 動模型試驗

試驗前先對設備和儀器進行檢測，以保證每次試驗的準確性. 試驗中動車組運行速度為350 km/h，沒有橫風風速，監(jiān)測點布置在車體中部和隧道內(nèi)表面. 為了保證試驗整體的精確性，本文對工況進行重復性試驗. 試驗中列車通過隧道時，隧道壁面監(jiān)測點壓力變化與數(shù)值計算結果的對比如圖7-a所示；兩車交會瞬間，動車組車體表面監(jiān)測點壓力變化與數(shù)值計算結果的對比如圖7-b所示. 由圖7可知，動模型試驗測得隧道表面和動車組車體表面測點壓力隨時間的變化歷程與數(shù)值計算結果規(guī)律一致；數(shù)值計算值略大于動模型試驗值，但二者相差不大，誤差在5%以內(nèi)，滿足工程精度要求. 由此可知，本文數(shù)值計算方法是正確可信的.

圖7 動模型試驗結果與計算結果的對比

3 結果分析

3.1 壓力云圖分析

高速動車組進出隧道和在隧道交會時產(chǎn)生劇烈的壓力波，轉向架部件結構復雜，其受力情況和表面壓力變化劇烈. 選用350 km/h和300 km/h動車組不等速交會的工況，以車速350 km/h的動車組為觀察車，分析其頭車進入隧道時、尾車進入隧道時、隧道內(nèi)兩車頭車與頭車交會時、隧道內(nèi)兩車頭車與尾車交會時、隧道內(nèi)兩車尾車與尾車交會時、頭車出隧道時、尾車出隧道時等7個關鍵時刻的壓力云圖，具體如圖8所示，其中top表示視角從上往下看，bottom表示從下往上看.

圖8 轉向架表面壓力云圖

從圖8可以看出，動車組運行至某一時刻位置時，不同轉向架的受力情況和表面壓力不一樣；運行至不同時刻位置時，同一轉向架的受力情況和表面壓力不一樣.

3.2 氣動力分析

由圖8可知，在動車組進入隧道、隧道內(nèi)運行和離開隧道的過程中，引起壓力上升的壓縮波和導致壓力下降的膨脹波在整個隧道內(nèi)往復傳播，形成較為復雜的馬赫波系，使列車表面壓力波動劇烈，同時影響各轉向架的表面壓力分布，尤其是頭車和尾車的轉向架. 各轉向架阻力隨交會速度的變化規(guī)律如圖9所示. 由圖9可知，各轉向架阻力的變化規(guī)律類似，但是尾車的轉向架阻力較大，尤其是轉向架6的阻力最大. 轉向架6阻力的最大值隨交會速度的變化規(guī)律如圖9-b所示，其最大值隨動車組交會速度的增大而增大，與速度的二次方成正比關系.

圖9 阻力變化規(guī)律

動車組進入隧道、隧道內(nèi)運行和離開隧道的過程中，各轉向架受到的側向力波動劇烈；受隧道內(nèi)壓力波動的影響，側向力會改變受力方向，使轉向架運行穩(wěn)定性受到影響. 各轉向架側向力的變化規(guī)律類似，但頭車和尾車的轉向架側向力波動較大，尤其是轉向架1和6的側向力極值和幅值較大，中間轉向架的側向力數(shù)值接近. 轉向架1和6側向力的極值和幅值隨交會速度的變化規(guī)律如圖10和圖11所示，其側向力的極值和幅值隨動車組交會速度的增大而增大，與速度的二次方成正比.

圖10 側向力極值變化規(guī)律

圖11 側向力幅值變化規(guī)律

動車組進入隧道、隧道內(nèi)運行和離開隧道的過程中，各轉向架受到的垂向力波動劇烈；受隧道內(nèi)壓力波動的影響，垂向力會改變受力方向，使轉向架運行穩(wěn)定性受到影響，尤其是點頭運行劇烈. 方向向上的垂向力稱為升力，升力影響輪軌黏著，進而影響列車牽引與制動，危害較大. 各轉向架升力極值的變化規(guī)律類似，其隨交會速度的變化規(guī)律如圖12所示. 由圖12-a可知，不同速度下，動車組中間車轉向架的升力極值比頭車和尾車轉向架的小，其中頭車轉向架2的升力極值最大. 由圖12-b可知，各轉向架升力極值的變化規(guī)律類似，均隨動車組交會速度的增大而增大.

圖12 升力極值變化規(guī)律

各轉向架垂向力幅值的變化規(guī)律類似，其隨交會速度的變化規(guī)律如圖13所示. 由圖13-a可知，動車組低速交會時，各轉向架的垂向力幅值差別不大，但當動車組運行速度超過250 km/h，即高速交會時，轉向架位置越靠前垂向力幅值越大，列車點頭運動越劇烈；由圖13-b可知，各轉向架垂向力幅值的變化規(guī)律類似，均隨動車組交會速度的增大而增大.

圖13 垂向力幅值變化規(guī)律

4 結論

本文通過動模型試驗驗證了數(shù)值計算方法的有效性，基于驗證的數(shù)值計算方法，得到了各轉向架的氣動力變化規(guī)律：

1）在動車組進入隧道、隧道內(nèi)運行和離開隧道的過程中，各轉向架受到的壓力波動劇烈（尤其是頭車和尾車的轉向架），影響了列車運行的舒適性、穩(wěn)定性和安全性.

2）各轉向架阻力的變化規(guī)律類似，尾車轉向架6的阻力最大，該阻力的最大值和幅值隨動車組交會速度的增大而增大，與速度的二次方成正比.

3）各轉向架側向力的變化規(guī)律類似，頭車轉向架1和尾車轉向架6的側向力最大，該側向力極值和幅值隨動車組交會速度的增大而增大，與速度的二次方成正比.

4）各轉向架升力的變化規(guī)律類似，頭車轉向架2的升力最大；當動車組低速交會時，各轉向架的升力幅值差別不大，但當動車組運行速度超過250 km/h（即高速交會時），轉向架位置越靠前升力幅值越大.

后期我們可以進一步遴選合適的工況或者運行狀態(tài)，通過風洞試驗，應用測力天平直接測量出各轉向架的阻力、側向力和升力，以驗證轉向架氣動力的變化規(guī)律. 亦可研究分析轉向架氣動力的變化規(guī)律以及最危險的轉向架位置，為“先進軌道交通國家重點研發(fā)計劃項目：自適應轉向架設計”提供動力學分析的理論依據(jù).