王岳宸,余以正,盖杰,姜红岩

(中车长春轨道客车股份有限公司 国家轨道客车系统集成工程技术研究中心，吉林 长春 130062)①

随着对高速列车气动特性研究的不断深入，高速列车头型优化逐步体系化，已形成了成熟的工业设计优化流程[1]，通过优化头型来降低高速列车气动阻力已达瓶颈[2].近年来学者们对高速列车局部结构(受电弓、风挡、转向架、排障器等)气动性能优化、车表非光滑表面减阻和边界层控制减阻等方面开展了一系列研究[3-6]，其中受电弓结构气动性能优化是一个重要研究领域.

对于实际编组高速列车，研究表明,受电弓气动阻力约占整车气动阻力的8%，与头车、尾车气动阻力之和相当[7]，具有相当大的减阻空间.孔学舟[2]等采用数值模拟的方法研究了受电弓下沉高度和安装平台形状对气动阻力的影响，结果表明安装平台适当下沉可使受电弓局部气动阻力下降52.94%、整车气动阻力下降6.19%.秦登[8]等人研究了受电弓升弓高度和朝向对气动阻力的影响，结果表明受电弓具有非常明显的非定常气动特性，随着高度增加气动阻力近似线性增加.张亮[9]等研究了沿列车纵向受电弓布置位置对受电弓局部气动特性的影响，结果表明随着受电弓安装位置后移其气动阻力和升力都呈下降趋势.孙志昆[10]等研究了受电弓参数和列车编组长度对气动阻力的影响，结果表明受电弓区域复杂湍流是下游车表边界层明显变厚、气动阻力降低的主要原因.然而，目前针对受电弓结构气动性能的研究主要集中于空间位置参数、工作状态、车基受电弓罩形状和受电弓局部结构改型等方面，缺乏对受电弓外形流线化的研究，而受电弓复杂钝面结构直接裸露在空气中恰是其阻力形成的主要原因.

综上所述，研究受电弓流线型外形对受电弓气动特性的影响具有重要意义，本文基于数值模拟的方法，采用4车编组形式构建仿真分析模型，对流线化设计的受电弓结构受到的气动力特性及其周围流场进行研究.

1 分析模型

根据高速列车明线运行特点，数值求解的控制方程选择三维定常不可压缩的雷诺平均Navier-Stokes方程：

(1)

湍流模型选择工程上广泛应用的k-ωSST湍流模型[4]，该模型在近壁面采用k-ω方程，在逆压梯度条件下对边界层内的求解具有显著优势，在远离壁面的地方采用k-ε方程，可以有效模拟远离壁面处充分发展的湍流.k-ωSST模型的动能k和单位耗散率ω的传输方程为如下：

(2)

(3)

2 计算模型

2.1 受电弓模型

本文选用某型高速列车使用的CX-PG型受电弓作为计算对比基准，主要对1种流线化设计的受电弓结构及其4种改型结构进行计算分析，上述受电弓结构如图1所示，流线化设计的受电弓主要特点为：①升弓装置等设备集中化布置；②底架主体被流线型外壳完全包裹；③弓角附件被流线型外壳完全包裹.改型方案主要体现为弓角附件和绝缘子结构的变化，如图2所示，各方案结构组个如表1所示.

图1 受电弓整体结构

图2 流线型受电弓局部结构

表1 各型受电弓结构组合表

2.2 高速列车模型

以某型号高速列车作为计算载体，高速列车中间车横截面变化不大，气动力的变化在中部趋于稳定[2]，故本文采用4车编组全尺寸模型的计算模型，即头车+带受电弓中间车+无受电弓中间车+尾车的组合方式.受电弓以闭口形式安装于中间车一位端，模型包含转向架结构，模型结构如图3所示.

图3 四车编组模型

2.3 网格划分及无关性检验

定义列车特征高度H=6 m，车体截面积与计算区域截面积之比小于0.01，计算域高度方向等于8倍特征高度，计算域列车上游长度等于10倍特征高度，计算域列车下游长度等于20倍特征高度，车轮踏面距地面高度为0.15 m. 参考余以正[11]在研究排障器对高速列车阻力的影响中经过风动试验验证的网格划分方法，计算域网格使用Star CCM+中的Trim方法进行划分，控制第一层边界层网格厚度为1 mm，列车表面网格Y+处于30～150的区间内，对头车、尾车、受电弓及转向架区域进行了局部加密，整体计算域进行了3层加密设置，计算域网格加密效果如图4所示.

图4 计算域网格加密方式

为控制网格尺寸对计算结果的影响，构建4套基于不同尺寸的网格分别进行数值计算，加密区域及边界层设置同前文，计算结果如表2所示.随着网格尺寸逐渐减小，高速列车的阻力和受电弓阻力变化趋于平稳，第4套网格较第3套网格计算得到的整列车阻力和受电弓阻力分别波动了0.9%和3.4%.虽然阻力变化幅度随网格数量增大呈现减少的趋势，但是在第3套网格基础上继续加密网格所带来的阻力变化很小，网格数量却成倍增长.综合考虑计算可靠性和计算成本，后续采用第3套网格尺寸进行数值计算.第3套网格中车体表面网格尺寸为30 mm，受电弓表面网格尺寸为15 mm，局部网格划分效果如图5所示.

表2 不同尺寸网格数值模拟结果

(a) 头车表面网格

3 计算结果

引入无量纲阻力系数Cd对各方案气动阻力特性进行比较，定义式如下：

式中:Fd为阻力，单位为N；ρ为来流密度，取ρ=1.225 kg/m3；v为给定的来流速度，单位为m/s；S为参考面积，取列车横截面积S=11.96 m2.

3.1 基本方案结果分析

明线工况下基于400 km/h某型高速列车的CX-PG型受电弓和流线型受电弓仿真分析结果及相关参数如表3所示，流线型受电弓局部阻力较CX-PG型受电弓降低11.5%，整车阻力降低了0.9%，受电弓受到的升力增大约8倍.受电弓空气阻力的来源主要是其迎风面正压与背风面负压所产生的压力差[2]，两方案受电弓表面压力云图如图6所示， 流线型受电弓大部分结构为流线型或圆弧面过度结构，有效减少了滞止区域面积，降低了受电弓所受的正压.

表3 CX-PG型与流线型受电弓结果

图6 受电弓表面压力云图

受电弓区域中心对称面速度云图及流线图如图7所示，流线型受电弓底架后部回流区明显小于CX-PG型受电弓，没有形成较大的涡流，流速波动相对偏低，流场相对稳定，有利于背风侧负压降低.综上两点，并考虑流线型受电弓迎风面积偏低，其受到的压差阻力显著小于CX-PG型受电弓.

(a) CX-PG型受电弓

从数值分析结果中还能看出，流线型受电弓对车体气动阻力也有影响，主要作用于受电弓下游车辆.采用流线型受电弓的列车与采用CX-PG型受电弓的列车相比，受电弓下游车辆单节车阻力减少了0.7%～2%，越靠近下游阻力减少程度越小.分析受电弓下游流列车表面边界层变化，如图8所示，受电弓下游车体上表面边界层厚度显著增大，近壁处法向速度梯度降低，使得车顶表面黏性切应力明显降低，受电弓下游车辆受到的气动阻力随之减小.分析列车表面黏性切应力变化，如图9所示，受电弓下游车体上表面黏性切应力较上游车体明显下降，CX-PG型受电弓下游应力场呈现对称分布，受电弓后中心区域黏性切应力偏低，其余区域黏性切应力偏高；而流线型受电弓下游应力场分布较为均匀，黏性切应力整体偏低，最终体现为流线型受电弓下游车辆阻力小于CX-PG型受电弓.

图8 列车中心对称面边界层云图

(a) CX-PG型受电弓

3.2 改型方案结果分析

为进一步优化流线型受电弓的气动特性，本文对4个改型方案进行了仿真分析，改型方案的阻力系数和升力计算结果如图10所示.结果表明受电弓结构调整对头车阻力影响很小，影响主要集中在安装受电弓的车辆及下游车辆.对比改型1方案、改型2方案和改型3方案的计算结果，可以看出在明线工况下一体流线型包裹的弓角结构气动阻力最小，弓角结构对受电弓受到的升力影响显著，减小翼型结构的水平投影面积有助于降低弓角结构受到的升力.对比改型方案3和改型方案4的计算结果，可以看出在明线工况下一体式绝缘子气动阻力最小，一体式绝缘子结构由于没有二次迎风面，使得结构受到的压差阻力显著降低.采用一体流线型包裹弓角结构和一体式绝缘子的改型4方案流线型受电弓，取得了最小的受电弓局部气动阻力、最小的整车气动阻力和最小的受电弓局部升力，同CX-PG型受电弓方案相比，改型4方案单弓气动阻力下降了15.9%，整车气动阻力下降1.8%.

(a) 各方案阻力系数

4 结论

本文以某型号高速列车为基础，以现役CX-PG型受电弓作为比较基准，针对一种流线型受电弓及其四种改型方案，采用数值分析的方法研究了流线型受电弓周围流场和气动力特性，并比较了不同结构的弓角和绝缘子对受电弓气动阻力和升力的影响.通过研究和分析得到以下结论:

(1)流线型受电弓有效减小了滞止区面积和迎风面积，并减缓了受电弓尾部涡流，有效降低了受电弓受到的压差阻力，流线型受电弓方案受到的气动阻力相较于CX-PG型受电弓降低了11.5%;

(2)受电弓结构能使其下游车辆上表面边界层厚度增大，降低了法向速度梯度，对降低下游车辆气动阻力有一定效果.流线型受电弓方案尾流涡流相对较小，下游流场变化更为均匀平稳，降低整车阻力的效果更好，相较于CX-PG型受电弓，整车气动阻力降低了0.9%;

(3)流线型受电弓受到的升力较CX-PG型受电弓高出一个量级;

(4)受电弓弓角和绝缘子结构对受电弓和整车受到的阻力有一定影响，在明线工况下，采用一体流线型包裹的弓角结构和一体式绝缘子结构的组合能取得更好的减阻效果，相较于CX-PG型受电弓，该组合形式的流线型受电弓单弓气动阻力降低了15.9%，整车气动阻力降低了1.8%.