高速列車流線型受電弓氣動特性仿真分析

王岳宸,余以正,蓋杰,姜紅巖

(中車長春軌道客車股份有限公司 國家軌道客車系統集成工程技術研究中心，吉林 長春 130062)①

隨著對高速列車氣動特性研究的不斷深入，高速列車頭型優化逐步體系化，已形成了成熟的工業設計優化流程[1]，通過優化頭型來降低高速列車氣動阻力已達瓶頸[2].近年來學者們對高速列車局部結構(受電弓、風擋、轉向架、排障器等)氣動性能優化、車表非光滑表面減阻和邊界層控制減阻等方面開展了一系列研究[3-6]，其中受電弓結構氣動性能優化是一個重要研究領域.

對于實際編組高速列車，研究表明,受電弓氣動阻力約占整車氣動阻力的8%，與頭車、尾車氣動阻力之和相當[7]，具有相當大的減阻空間.孔學舟[2]等采用數值模擬的方法研究了受電弓下沉高度和安裝平臺形狀對氣動阻力的影響，結果表明安裝平臺適當下沉可使受電弓局部氣動阻力下降52.94%、整車氣動阻力下降6.19%.秦登[8]等人研究了受電弓升弓高度和朝向對氣動阻力的影響，結果表明受電弓具有非常明顯的非定常氣動特性，隨著高度增加氣動阻力近似線性增加.張亮[9]等研究了沿列車縱向受電弓布置位置對受電弓局部氣動特性的影響，結果表明隨著受電弓安裝位置后移其氣動阻力和升力都呈下降趨勢.孫志昆[10]等研究了受電弓參數和列車編組長度對氣動阻力的影響，結果表明受電弓區域復雜湍流是下游車表邊界層明顯變厚、氣動阻力降低的主要原因.然而，目前針對受電弓結構氣動性能的研究主要集中于空間位置參數、工作狀態、車基受電弓罩形狀和受電弓局部結構改型等方面，缺乏對受電弓外形流線化的研究，而受電弓復雜鈍面結構直接裸露在空氣中恰是其阻力形成的主要原因.

綜上所述，研究受電弓流線型外形對受電弓氣動特性的影響具有重要意義，本文基于數值模擬的方法，采用4車編組形式構建仿真分析模型，對流線化設計的受電弓結構受到的氣動力特性及其周圍流場進行研究.

1 分析模型

根據高速列車明線運行特點，數值求解的控制方程選擇三維定常不可壓縮的雷諾平均Navier-Stokes方程：

(1)

湍流模型選擇工程上廣泛應用的k-ωSST湍流模型[4]，該模型在近壁面采用k-ω方程，在逆壓梯度條件下對邊界層內的求解具有顯著優勢，在遠離壁面的地方采用k-ε方程，可以有效模擬遠離壁面處充分發展的湍流.k-ωSST模型的動能k和單位耗散率ω的傳輸方程為如下：

(2)

(3)

2 計算模型

2.1 受電弓模型

本文選用某型高速列車使用的CX-PG型受電弓作為計算對比基準，主要對1種流線化設計的受電弓結構及其4種改型結構進行計算分析，上述受電弓結構如圖1所示，流線化設計的受電弓主要特點為：①升弓裝置等設備集中化布置；②底架主體被流線型外殼完全包裹；③弓角附件被流線型外殼完全包裹.改型方案主要體現為弓角附件和絕緣子結構的變化，如圖2所示，各方案結構組個如表1所示.

圖1 受電弓整體結構

圖2 流線型受電弓局部結構

表1 各型受電弓結構組合表

2.2 高速列車模型

以某型號高速列車作為計算載體，高速列車中間車橫截面變化不大，氣動力的變化在中部趨于穩定[2]，故本文采用4車編組全尺寸模型的計算模型，即頭車+帶受電弓中間車+無受電弓中間車+尾車的組合方式.受電弓以閉口形式安裝于中間車一位端，模型包含轉向架結構，模型結構如圖3所示.

圖3 四車編組模型

2.3 網格劃分及無關性檢驗

定義列車特征高度H=6 m，車體截面積與計算區域截面積之比小于0.01，計算域高度方向等于8倍特征高度，計算域列車上游長度等于10倍特征高度，計算域列車下游長度等于20倍特征高度，車輪踏面距地面高度為0.15 m. 參考余以正[11]在研究排障器對高速列車阻力的影響中經過風動試驗驗證的網格劃分方法，計算域網格使用Star CCM+中的Trim方法進行劃分，控制第一層邊界層網格厚度為1 mm，列車表面網格Y+處于30～150的區間內，對頭車、尾車、受電弓及轉向架區域進行了局部加密，整體計算域進行了3層加密設置，計算域網格加密效果如圖4所示.

圖4 計算域網格加密方式

為控制網格尺寸對計算結果的影響，構建4套基于不同尺寸的網格分別進行數值計算，加密區域及邊界層設置同前文，計算結果如表2所示.隨著網格尺寸逐漸減小，高速列車的阻力和受電弓阻力變化趨于平穩，第4套網格較第3套網格計算得到的整列車阻力和受電弓阻力分別波動了0.9%和3.4%.雖然阻力變化幅度隨網格數量增大呈現減少的趨勢，但是在第3套網格基礎上繼續加密網格所帶來的阻力變化很小，網格數量卻成倍增長.綜合考慮計算可靠性和計算成本，后續采用第3套網格尺寸進行數值計算.第3套網格中車體表面網格尺寸為30 mm，受電弓表面網格尺寸為15 mm，局部網格劃分效果如圖5所示.

表2 不同尺寸網格數值模擬結果

(a) 頭車表面網格

3 計算結果

引入無量綱阻力系數Cd對各方案氣動阻力特性進行比較，定義式如下：

式中:Fd為阻力，單位為N；ρ為來流密度，取ρ=1.225 kg/m3；v為給定的來流速度，單位為m/s；S為參考面積，取列車橫截面積S=11.96 m2.

3.1 基本方案結果分析

明線工況下基于400 km/h某型高速列車的CX-PG型受電弓和流線型受電弓仿真分析結果及相關參數如表3所示，流線型受電弓局部阻力較CX-PG型受電弓降低11.5%，整車阻力降低了0.9%，受電弓受到的升力增大約8倍.受電弓空氣阻力的來源主要是其迎風面正壓與背風面負壓所產生的壓力差[2]，兩方案受電弓表面壓力云圖如圖6所示， 流線型受電弓大部分結構為流線型或圓弧面過度結構，有效減少了滯止區域面積，降低了受電弓所受的正壓.

表3 CX-PG型與流線型受電弓結果

圖6 受電弓表面壓力云圖

受電弓區域中心對稱面速度云圖及流線圖如圖7所示，流線型受電弓底架后部回流區明顯小于CX-PG型受電弓，沒有形成較大的渦流，流速波動相對偏低，流場相對穩定，有利于背風側負壓降低.綜上兩點，并考慮流線型受電弓迎風面積偏低，其受到的壓差阻力顯著小于CX-PG型受電弓.

(a) CX-PG型受電弓

從數值分析結果中還能看出，流線型受電弓對車體氣動阻力也有影響，主要作用于受電弓下游車輛.采用流線型受電弓的列車與采用CX-PG型受電弓的列車相比，受電弓下游車輛單節車阻力減少了0.7%～2%，越靠近下游阻力減少程度越小.分析受電弓下游流列車表面邊界層變化，如圖8所示，受電弓下游車體上表面邊界層厚度顯著增大，近壁處法向速度梯度降低，使得車頂表面黏性切應力明顯降低，受電弓下游車輛受到的氣動阻力隨之減小.分析列車表面黏性切應力變化，如圖9所示，受電弓下游車體上表面黏性切應力較上游車體明顯下降，CX-PG型受電弓下游應力場呈現對稱分布，受電弓后中心區域黏性切應力偏低，其余區域黏性切應力偏高；而流線型受電弓下游應力場分布較為均勻，黏性切應力整體偏低，最終體現為流線型受電弓下游車輛阻力小于CX-PG型受電弓.

圖8 列車中心對稱面邊界層云圖

(a) CX-PG型受電弓

3.2 改型方案結果分析

為進一步優化流線型受電弓的氣動特性，本文對4個改型方案進行了仿真分析，改型方案的阻力系數和升力計算結果如圖10所示.結果表明受電弓結構調整對頭車阻力影響很小，影響主要集中在安裝受電弓的車輛及下游車輛.對比改型1方案、改型2方案和改型3方案的計算結果，可以看出在明線工況下一體流線型包裹的弓角結構氣動阻力最小，弓角結構對受電弓受到的升力影響顯著，減小翼型結構的水平投影面積有助于降低弓角結構受到的升力.對比改型方案3和改型方案4的計算結果，可以看出在明線工況下一體式絕緣子氣動阻力最小，一體式絕緣子結構由于沒有二次迎風面，使得結構受到的壓差阻力顯著降低.采用一體流線型包裹弓角結構和一體式絕緣子的改型4方案流線型受電弓，取得了最小的受電弓局部氣動阻力、最小的整車氣動阻力和最小的受電弓局部升力，同CX-PG型受電弓方案相比，改型4方案單弓氣動阻力下降了15.9%，整車氣動阻力下降1.8%.

(a) 各方案阻力系數

4 結論

本文以某型號高速列車為基礎，以現役CX-PG型受電弓作為比較基準，針對一種流線型受電弓及其四種改型方案，采用數值分析的方法研究了流線型受電弓周圍流場和氣動力特性，并比較了不同結構的弓角和絕緣子對受電弓氣動阻力和升力的影響.通過研究和分析得到以下結論:

(1)流線型受電弓有效減小了滯止區面積和迎風面積，并減緩了受電弓尾部渦流，有效降低了受電弓受到的壓差阻力，流線型受電弓方案受到的氣動阻力相較于CX-PG型受電弓降低了11.5%;

(2)受電弓結構能使其下游車輛上表面邊界層厚度增大，降低了法向速度梯度，對降低下游車輛氣動阻力有一定效果.流線型受電弓方案尾流渦流相對較小，下游流場變化更為均勻平穩，降低整車阻力的效果更好，相較于CX-PG型受電弓，整車氣動阻力降低了0.9%;

(3)流線型受電弓受到的升力較CX-PG型受電弓高出一個量級;

(4)受電弓弓角和絕緣子結構對受電弓和整車受到的阻力有一定影響，在明線工況下，采用一體流線型包裹的弓角結構和一體式絕緣子結構的組合能取得更好的減阻效果，相較于CX-PG型受電弓，該組合形式的流線型受電弓單弓氣動阻力降低了15.9%，整車氣動阻力降低了1.8%.