可变编组高速列车转向架气动阻力特征研究

苑玉展，尚克明，杜健，钱博森，伍钒，李雪亮

(1.中国中车集团 中车青岛四方机车车辆股份有限公司，山东 青岛266111；2.中南大学 交通运输工程学院，湖南 长沙410075；3.轨道交通安全教育部重点实验室，湖南 长沙410075)

目前，现有高速轮轨列车的最高运营速度已经达到了350 km/h。在此速度区间及以上，列车的行驶阻力中80%来自于气动阻力[1]。为了减小列车的空气阻力，列车的车身和头部外形可以通过流线型的优化设计达到减阻的目的[2-4]。然而，对于以转向架，受电弓为代表的一些车身结构而言，出于运行安全，结构功能等因素的限制，很难实现流线型优化。这些复杂结构会在列车高速行驶时产生大量的涡流，从而成为列车减阻的瓶颈[5-7]。很多学者针对列车转向架结构的空气动力学特性进行了系统研究[8-11]，在转向架减阻方面，GAO 等[12]研究了在单节车中转向架的设计位置对于转向架阻力的影响，ZHANG 等[13]研究了不同转向架斜切角对于转向架结构阻力的影响，杨志刚等[14]用数值模拟的方式提出了通过设计转向架扰流板实现列车减阻的方案，郑循皓等[15]针对列车的转向架及其扰流板结构提出了不同的设计方案，并且依据不同扰流板设计下的气动阻力给出了最优减阻方案。从列车的客运需求角度来说，在很多国家和地区，随着铁路网的完善和发展，旅客的出行率得到了大大的提高,为了应付旅客的增长，长编组列车成为了高速铁路的一个重要发展方向[16]。对于长编组列车而言，其转向架的总数目最多会超过30 个。因此，列车转向架的受力研究能够针对不同列车位置的转向架受到的阻力大小进行适当的加强和轻量化的设计，从而达到保证行车安全，降低列车阻力的效果。高速列车的空气动力学研究可以分为实车实验、风洞实验以及数值模拟分析[1]。其中，实车实验能够完整地还原列车运行时的工作状况，但是实车实验的花费较高，实验时的不可控因素(如切变风，弯道等)较多，不易实现对实验条件的精确控制。风洞试验一般使用缩比模型，能够较好的排除环境风的影响，花费也比实车实验相对较小，但是与实车实验存在一些差异，例如风洞试验的地面效应等。数值模拟分析主要采用商业流体力学软件，相比实车实验和风洞试验而言，数值模拟的花费最少，并且能针对车身的各个部位进行单独受力分析。近年来，随着计算流体力学理论的成熟和商业流体力学软件的发展，数值模拟仿真已经成为了列车空气动力学分析的一个重要部分。本研究主要使用数值模拟分析的方法对不同列车编组长度下的各个转向架阻力进行分析。同时使用风洞试验数据与一个典型工况进行对比以验证数值模拟的准确性。

1 实验工况

1.1 风洞试验

本研究中涉及到的实验数据是在中国空气动力学研究与发展中心低速空气动力学研究所进行风洞实验测量得到的。实验模型进行了1:8 缩比，列车采用3 车编组的形式。试验风洞为一座直流、闭口串列双试验段大型低速风洞。试验模型安装在尺寸为15 m 长，8 m 宽，6 m 高的风洞试验段中，试验风速为65 m/s，对应雷诺数为Re=5.7×106，轴向单位静压梯度仅为-0.000 1 m-1。风洞试验采用的地板和气动力天平均为列车空气动力学测试专用设备。

为避免试验段地面附面层对试验结果的影响，试验模型安装于距地面一定高度的平台上。该平台由4 块板拼接而成。平台的上表面距风洞下洞壁1.06 m。平台中间为直径7 m、可旋转360°转盘，转盘中心距平台前缘7.83 m，距后缘7.33 m。平台前、后缘均为流线型，以减少平台结构对气流的干扰。并通过缝隙的抽吸作用降低地板附面层对实验的影响。安装列车试验平台后，试验段有效尺寸为长15.16 m，宽8 m，高4.94 m，有效截面积39.20 m2。

平台上装有路基和轨道模型，列车模型位于风洞的展向中心，放置于轨道上，模型长度为10 m。各节车轴向单位静压梯度如下：头车-0.006 m-1、中间车-0.005 m-1、尾车-0.005 m-1。试验中列车模型保留了受电弓、转向架和风挡等结构。

1.2 数值模型

本文选取某型号高速列车外形进行研究，同时在列车转向架结构上采用了先前研究所得到的最优导流板设计方案[15]。列车编组形式为头车+N×中间车+尾车，总计N+2 节车。N分别取1，3，6，10，14 和15，即编组数为3，5，8，12，16 和17车。为了最大程度的保证流场发展的准确性，不同编组方案的列车模型均包含了受电弓和风挡结构。除编组数(即列车总节数)和受电弓外，其他列车结构参数均保持不变。图1(a)给出了列车头车模型以及模型的面网格和附面层网格，图1(b)给出了列车的转向架模型及对应的面网格。为了方便描述，对每节列车的2 个转向架使用Ⅰ位端和Ⅱ位端进行描述，其中，Ⅰ位端的转向架位于来流的上游方向，Ⅱ位端的转向架位于来流的下游方向。

计算网格采用混合网格。由于受电弓及转向架周围区域过于复杂，该区域采用非结构网格。其余区域均采用结构网格，且对车体近壁面区域进行了加密。壁面第一层网格的厚度为0.125 mm。同时，对列车尾部区域进行了网格加密，以准确计算列车尾涡脱落对尾车气动阻力的影响。

图2展示了高速列车明线运行的数值模拟计算域尺寸和边界条件，列车位于计算域的展向中心。为了保证在明线中运行的列车尾流充分发展，列车尾部计算域尺寸Xd的选取依据不同的编组长度进行调整。假设列车高度为H，列车的长度为Ltr，则在计算域的设置上，尾车鼻尖点到出口边界的距离Xd为1.5Ltr。计算域的入口边界到列车头部鼻尖的上游距离为8.4H。计算域的宽度为10H，高度为5H。入口边界采用速度入口，出口边界设置为压力出口。除风洞实验对比工况外，在上表面及两侧面采用墙边界条件，地面采用带滑移地面的壁面边界，列车表面采用无滑壁面边界。本计算所采用的列车速度为350 km/h。

图1 列车模型和网格示意图Fig.1 Schematic of train model and mesh structures

图2 计算域Fig.2 Computational domain

本研究采用Fluent 商用软件进行数值模拟。由于所建立网格的y+范围在32 到83 之间，本文数值模拟方法采用了DDES 方法，其中的RANS 部分采用了SSTk-ω模型。由于计算的马赫数小于0.3Ma，数值模拟中采用不可压流计算。以车高为特征长度，数值模拟的雷诺数为3.34×106。因此，从高雷诺数自模拟现象的理论角度出发(Re＞3×105)，本研究使用的缩比模型造成的雷诺数的变化对计算结果的影响可以忽略不计。

2 结果分析

2.1 风洞试验验证

在列车空气动力学的研究中，列车的空气阻力通常通过阻力系数的方式进行无量纲化表达，其定义为：

式中：Cx为沿列车行进方向的气动力系数，即气动阻力系数；Fx为沿列车行进方向的气动阻力；ρ为空气密度，其值为1.225 kg/m3；V为试验风速，风洞实验的来流风速为65 m/s；S为参考面积，本文取列车车身的截面积，在风洞试验缩比模型下的列车横截面面积为0.186 6 m2。

本研究针对风洞试验一共制作了3 套不同的计算网格以评估网格空间分辨率对模型结果的影响。在完成网格无关性验证之后，表1给出了三车编组下本研究最终使用的网格参数进行数值模拟的结果与风洞试验的气动阻力系数比较。其中，Δ代表数值模拟结果相对于试验数据的偏差。从表1中可以看出，本研究最终使用的数值模拟网格能够保证与实验的相对误差保持在5%以内。由数值模拟与试验结果的对比可见，本论文的数值模拟方法可以有效模拟高速列车明线运行的气动阻力。

2.2 数值模拟结果

图3为转向架轴心高度的水平面压力分布云图。从图中可以看出，在转向架内部流场的上游区域存在一个流速较低的滞止区，这是因为转向架区域的上部是一个封闭空间，存在于在转向架区域上游空间的压差会在一定程度的压缩上部区域的空气之后逐渐平衡。然而在转向架的下游区域，由于列车底部湍流的发展以及转向架结构件对气流的扰动效应，形成了较大的湍流和速度场。从图3中还可以看出，随着列车底部流场的发展，底部的湍流度逐渐提升，导致了转向架区域滞止区域的面积从头车到尾车逐渐减小。

表1 数值模拟与风洞试验的气动阻力系数比较Table 1 Comparison between numerical simulation and wind tunnel test

图3 8 列车编组转向架轴心高度水平面速度分布云图Fig.3 Normalized velocity contour around bogie for an 8-car marshalling train,the horizontal plane coincides with the axes of the wheels

图4给出了转向架结构的表面压力情况。从图中可以看出，转向架表面压力基本上沿垂直于轴向的中心线呈对称分布。同时还可以看出，头尾车的转向架表面压力压差较大，中间车(4 车)转向架表面的压力差较小。从云图中还可以看出，由于此处零部件结构复杂，压力分布不规律，在转向架结构中最大压力差出现在电机结构上，约为7 000 Pa。在电机的迎风面和背风面会形成2 个明显的正压和负压区域。

图5给出了在不同编组情况下，转向架阻力与转向架位置的变化关系。其中纵坐标为列车不同位置的转向架相对于头车Ⅰ位转向架无量纲化之后的阻力关系。横坐标表示列车转向架距头车鼻尖点的距离。从图中可以看出，头车转向架受到的阻力最大。其中，头车Ⅰ位端的阻力比Ⅱ位端的压力大10%～15%左右。这主要是因为头车的Ⅰ位端转向架外轮廓并没有完全平行于列车行进方向导致的，因此，在头车Ⅰ位端转向架的后部会形成一个较大的湍流区，从而增大了转向架结构的空气阻力。对比不同编组长度下中间车转向架受到的阻力可以看出，中间车转向架的阻力受编组长度和转向架位置的影响较小。对于同一编组长度下中间车转向架阻力而言，其阻力从2 车到N/2 车有小幅升高，从N/2车到倒数第2 节车有小幅降低。从图5中还可以看出，中间车转向架的阻力并不完全相同，通过对每一节中间车2 个转向架的阻力比较可以发现，中间车的Ⅰ位端转向架阻力稍大于Ⅱ位端，这种差异出现的原因主要是因为Ⅰ位端与风挡比较接近，而风挡的扰流作用较大，Ⅱ位端经历过包裹设备舱的平顺车底整流之后流场比较稳定导致的。

图4 8 车编组转向架表面压力分布云图Fig.4 Surface pressure distribution of bogie for 8 car marshalling train

为了方便比较，图5中只给出了4 种编组情况下转向架的阻力分布情况。表2列出了本研究中涉及的所有编组情况下转向架压力的无量纲分布。其结果与图5中的规律基本一致。

图5 列车不同部位的转向架阻力分布Fig.5 Bogie drag on different positions of the train

表2 不同编组数列车的转向架阻力相对头车一位转向架阻力的比例Table 2 Normalized bogie drag with respect to the position I bogie of head car in trains with different marshalling numbers

7 车 Ⅰ位 53 51 47 50Ⅱ位 48 46 46 43 8 车 Ⅰ位 31 56 50 54Ⅱ位 49 44 46 44 9 车 Ⅰ位 52 50 49Ⅱ位 44 47 44 10 车Ⅰ位 52 49 53Ⅱ位 45 46 44 11 车Ⅰ位 53 50 52Ⅱ位 43 49 45 12 车Ⅰ位 33 48 52Ⅱ位 46 49 43 13 车Ⅰ位 49 49Ⅱ位 51 41 14 车Ⅰ位 47 48Ⅱ位 48 43 15 车Ⅰ位 47 50Ⅱ位 47 40 16 车Ⅰ位 27 48Ⅱ位 43 42 17 车Ⅰ位 30Ⅱ位 48

3 结论

1)在本研究涉及到的所有编组形式中，列车头车转向架受到的阻力最高。其中，头车Ⅰ位转向架的阻力又比Ⅱ位端转向架的阻力高20%左右。

2)中间车的转向架阻力基本一致，数值大约是头车转向架阻力的60%左右。

3)编组长度对中间车和尾车的转向架阻力影响较小。

4)在中间车的转向架阻力中，位于来流上游(Ⅰ位端)的转向架阻力高于下游(Ⅱ位端)的转向架阻力。

5)转向架结构中，电机结构承受的压差最大。