郗艷紅，毛軍，高亮，楊國(guó)偉

(1. 北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京，100044；2. 中國(guó)科學(xué)院力學(xué)研究所，北京，100190)

轉(zhuǎn)向架是軌道車(chē)輛結(jié)構(gòu)中最為重要的部件之一，起支承車(chē)體并傳遞從車(chē)體至車(chē)輪之間或從輪軌至車(chē)體之間的各種載荷及作用力。隨著列車(chē)運(yùn)行速度的越來(lái)越高，再加上風(fēng)荷載的作用，轉(zhuǎn)向架不僅是輪軌關(guān)系及地面效應(yīng)研究的基礎(chǔ)，還影響到列車(chē)的氣動(dòng)性能及運(yùn)行安全性。但是目前對(duì)側(cè)風(fēng)效應(yīng)所引起的安全性問(wèn)題分析較多[1-5]，對(duì)于轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)特性的研究卻很少[6-8]。另外，組成轉(zhuǎn)向架的各部件在列車(chē)運(yùn)動(dòng)過(guò)程中均處于振動(dòng)狀態(tài)，對(duì)于其模態(tài)振型和模態(tài)頻率的分析是轉(zhuǎn)向架設(shè)計(jì)時(shí)的重要內(nèi)容，但對(duì)此的研究較少。本文作者以某CRH 型高速列車(chē)在平原上運(yùn)行為例，根據(jù)其真實(shí)外形和細(xì)部結(jié)構(gòu)建模，分析其轉(zhuǎn)向架繞流的非定常瞬態(tài)特性，為車(chē)輛設(shè)計(jì)及提高列車(chē)自身的抗風(fēng)性能與運(yùn)行安全性提供參考。轉(zhuǎn)向架尾渦的流場(chǎng)非常復(fù)雜，包含各種不同尺度的漩渦，要準(zhǔn)確模擬轉(zhuǎn)向架尾部的流場(chǎng)，就必須準(zhǔn)確捕捉轉(zhuǎn)向架尾部各種尺度的渦結(jié)構(gòu)。分離渦模擬(DES)基本思想是：在近壁面附近采用雷諾時(shí)均(RANS)方法，用湍流模型模擬其中的小尺度脈動(dòng)運(yùn)動(dòng)；在遠(yuǎn)離物面的區(qū)域，采用大渦模擬(LES)方法模擬脫體渦運(yùn)動(dòng)。這樣既可在附面層內(nèi)發(fā)揮RANS 方法計(jì)算量小的優(yōu)勢(shì)，又可在遠(yuǎn)離物面的區(qū)域?qū)Υ蟪叨鹊拿擉w分離渦進(jìn)行較好模擬。由于分離渦模擬兼有雷諾時(shí)均方法和大渦模擬的優(yōu)點(diǎn)，逐漸受到科研人員的重視，并應(yīng)用到像列車(chē)這種長(zhǎng)大物體周?chē)乃矐B(tài)流場(chǎng)的模擬，計(jì)算結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合[9-14]，因此，本文作者采用分離渦模擬法(DES)進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算。

1 計(jì)算模型及條件

由于列車(chē)中部截面不變，縮短的模型不改變列車(chē)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)的基本特征[15]，因此采用3 輛車(chē)編組，即頭車(chē)+中間車(chē)+尾車(chē)，長(zhǎng)度分別為25.675，24.775 和25.675 m，列車(chē)寬度為3.265 m，高度為3.89 m，考慮轉(zhuǎn)向架、受電弓、風(fēng)擋、空調(diào)導(dǎo)流罩等細(xì)部結(jié)構(gòu)，頭車(chē)和尾車(chē)均為流線型。主要的計(jì)算條件和方法如下：

(1) 列車(chē)車(chē)速300 km/h；橫風(fēng)風(fēng)速20 m/s，采用指數(shù)風(fēng)，即在氣象上10 m 高度處的風(fēng)速為20 m/s，橫風(fēng)風(fēng)向角為90°，指數(shù)風(fēng)場(chǎng)按照文獻(xiàn)[16]確定；

(2) 采用trim 網(wǎng)格，加密列車(chē)周?chē)?、列?chē)尾流、列車(chē)背風(fēng)側(cè)等流場(chǎng)變化大的區(qū)域。在近壁面區(qū)采用壁面函數(shù)法，列車(chē)壁面和地面的邊界層均設(shè)15 層，近壁面第1 層網(wǎng)格到壁面的距離均為0.2 mm，網(wǎng)格總量約為8 200 萬(wàn)；

(3) 采用分離渦方法進(jìn)行非定常計(jì)算，基于Menter k-ω SST 兩方程湍流模型，經(jīng)反復(fù)試算，考慮計(jì)算精度及效率2 方面因素，確定非定常計(jì)算的時(shí)間步長(zhǎng)為5×10-4s，每一個(gè)時(shí)間步內(nèi)進(jìn)行20 次子迭代，通過(guò)監(jiān)測(cè)列車(chē)氣動(dòng)力參數(shù)以保證每一個(gè)時(shí)間步內(nèi)的計(jì)算收斂，總共計(jì)算4 000 個(gè)時(shí)間步，并保存每一時(shí)間步的有效數(shù)據(jù)，非定常時(shí)程為2 s。計(jì)算時(shí)首先使用雷諾時(shí)均法對(duì)定常流場(chǎng)進(jìn)行求解，得到的結(jié)果作為非定常流場(chǎng)的初始解，即初始條件。然后再使用分離渦模擬方法進(jìn)行非定常流場(chǎng)計(jì)算。數(shù)值模擬計(jì)算采用的模型及計(jì)算域如圖1 所示。

圖1 所用模型及計(jì)算域Fig.1 Geometric model and computational domain

2 結(jié)果分析

2.1 轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)荷載的時(shí)域特性

轉(zhuǎn)向架的氣動(dòng)阻力、升力和橫向力分別由轉(zhuǎn)向架表面分布的壓力和切應(yīng)力在列車(chē)運(yùn)動(dòng)方向、鉛垂方向及水平方向上的投影積分得到，結(jié)果如圖2～4 所示。

2.1.1 氣動(dòng)阻力的時(shí)域特性

由圖2 可知：轉(zhuǎn)向架的氣動(dòng)阻力都圍繞某一時(shí)均值上下脈動(dòng)。同一車(chē)輛上的前、后轉(zhuǎn)向架的氣動(dòng)阻力的瞬態(tài)值和平均值不同，脈動(dòng)周期也不盡相同。對(duì)于頭車(chē)和尾車(chē)，前轉(zhuǎn)向架的阻力比后轉(zhuǎn)向架的大，而對(duì)于中間車(chē)的則相反。前、后轉(zhuǎn)向架的阻力平均值相差最高可達(dá)800 N，占較大平均值的1/3，瞬態(tài)阻力差值更大。尾車(chē)前、后轉(zhuǎn)向架的時(shí)變周期曲線的反相變化規(guī)律比較明顯，即在前轉(zhuǎn)向架的阻力增大時(shí)，后轉(zhuǎn)向架的阻力卻同時(shí)減少。頭車(chē)和中間車(chē)的阻力時(shí)變周期曲線的反相性質(zhì)則不明顯。

由圖3 可知：轉(zhuǎn)向架的氣動(dòng)升力都圍繞某一時(shí)均值上下脈動(dòng)。同一車(chē)輛上的前、后轉(zhuǎn)向架的氣動(dòng)升力的瞬態(tài)值和平均值不同，脈動(dòng)周期也不盡相同。對(duì)于頭車(chē)，前轉(zhuǎn)向架在全時(shí)程內(nèi)受到的都是負(fù)升力，后轉(zhuǎn)向架的升力則在0 附近脈動(dòng)、周期性地正負(fù)交替，均值接近于0；中間車(chē)的前轉(zhuǎn)向架在全時(shí)程內(nèi)受到的都是負(fù)升力，均值為負(fù)，而后轉(zhuǎn)向架受到的則都是正升力，均值為正。中間車(chē)的前、后轉(zhuǎn)向架的升力平均值相差最高可達(dá)800 N，占較大平均升力絕對(duì)值的2/3。尾車(chē)前轉(zhuǎn)向架的升力在較小的負(fù)值附近周期性地正負(fù)交替，后轉(zhuǎn)向架則始終受到負(fù)升力的作用。尾車(chē)的前、后轉(zhuǎn)向架的時(shí)變周期曲線的反相變化規(guī)律比較明顯，即在前轉(zhuǎn)向架的升力增大時(shí)，后轉(zhuǎn)向架的升力卻同時(shí)減少。

2.1.2 氣動(dòng)橫向力的時(shí)域特性

由圖4 可知：各轉(zhuǎn)向架的氣動(dòng)橫向力都圍繞某一時(shí)均值上下脈動(dòng)。同一車(chē)輛上的前、后轉(zhuǎn)向架的氣動(dòng)橫向力的瞬態(tài)值和平均值不同，脈動(dòng)周期也不盡相同。全部轉(zhuǎn)向架的橫向力在全時(shí)程內(nèi)均為正值，即與橫風(fēng)方向一致。對(duì)于頭車(chē)，前轉(zhuǎn)向架的橫向力較大，比后轉(zhuǎn)向架的大0.1 kN 左右，但后轉(zhuǎn)向架的橫向力波動(dòng)較大，波幅接近0.8 kN，約為平均值(1.4 kN)的60%。對(duì)于中間車(chē)，后轉(zhuǎn)向架橫向力的平均值比前轉(zhuǎn)向架的大0.5 kN 左右，且波動(dòng)幅值較大，最大波幅可達(dá)1.2 kN，與平均值相當(dāng)。尾車(chē)前轉(zhuǎn)向架的橫向力及橫向力的波動(dòng)幅值均大于后轉(zhuǎn)向架的。中間車(chē)的前、后轉(zhuǎn)向架的橫向力變化具有一定的反相變化規(guī)律，即在前轉(zhuǎn)向架的橫向力增大時(shí)，后轉(zhuǎn)向架的橫向力卻同時(shí)減少。頭車(chē)的橫向力在部分時(shí)程內(nèi)表現(xiàn)出反相變化規(guī)律。

2.1.3 傾覆力矩的時(shí)域特性

不同轉(zhuǎn)向架的傾覆力矩時(shí)變曲線如圖5 所示。由圖5 可知：各轉(zhuǎn)向架的傾覆力矩都圍繞某一時(shí)均值上下脈動(dòng)。同一車(chē)輛上的前、后轉(zhuǎn)向架的傾覆力矩的瞬態(tài)值和平均值不同，脈動(dòng)周期也不盡相同。對(duì)于頭車(chē)，轉(zhuǎn)向架的傾覆力矩在全時(shí)程內(nèi)基本為正值，后轉(zhuǎn)向架的傾覆力矩時(shí)均值較大，比前轉(zhuǎn)向架的大0.6 kN?m 左右；但前轉(zhuǎn)向架的橫向力波動(dòng)較大，最大波幅接近0.85 kN?m，約為平均值(0.56 kN?m)的150%。對(duì)于中間車(chē)，后轉(zhuǎn)向架的傾覆力矩在全時(shí)程內(nèi)均為正值，最大波幅約為0.9 kN?m，約為平均值(1.2 kN?m)的75%；前轉(zhuǎn)向架的傾覆力矩基本為負(fù)值，其平均值約為-0.3 kN?m，且波動(dòng)幅值較大，最大波幅可達(dá)1.5 kN?m。對(duì)于尾車(chē)，前轉(zhuǎn)向架的傾覆力矩一直保持為正值，后轉(zhuǎn)向架的則在時(shí)均值-0.3 kN?m 附近大幅度波動(dòng)。中間車(chē)的前、后轉(zhuǎn)向架的傾覆力矩變化具有一定的反相性質(zhì)，即在前轉(zhuǎn)向架的傾覆力矩增大時(shí)，后轉(zhuǎn)向架的卻同時(shí)減少。頭車(chē)和尾車(chē)的在部分時(shí)程內(nèi)表現(xiàn)出反相性質(zhì)。

圖2 不同轉(zhuǎn)向架的阻力時(shí)變曲線Fig.2 Drag curves changing with time on different bogies

圖3 不同轉(zhuǎn)向架的升力時(shí)變曲線Fig.3 Lift force curves changing with time on different bogies

2.1.4 側(cè)偏力矩和俯仰力矩的時(shí)域特性

不同轉(zhuǎn)向架的側(cè)偏力矩時(shí)變曲線如圖6 所示。由圖6 可知：頭車(chē)和中間車(chē)的前轉(zhuǎn)向架的側(cè)偏力矩均為正值，后轉(zhuǎn)向架的則全部為負(fù)值，而且兩者各自的前、后轉(zhuǎn)向架的側(cè)偏力矩的時(shí)均值都相差很大。尾車(chē)的前轉(zhuǎn)向架的側(cè)偏力矩均為負(fù)值，后轉(zhuǎn)向架的為正值。各個(gè)轉(zhuǎn)向架的側(cè)偏力矩的波動(dòng)幅度都比較大。

圖4 不同轉(zhuǎn)向架的橫向力時(shí)變曲線Fig.4 Lateral force curves changing with time on different bogies

不同轉(zhuǎn)向架的俯仰力矩時(shí)變曲線如圖7 所示。由圖7 可知：頭車(chē)和中間車(chē)的前、后轉(zhuǎn)向架的俯仰力矩均為正值，而且后轉(zhuǎn)向架的相對(duì)波幅較大。尾車(chē)的后轉(zhuǎn)向架的俯仰力矩均為正值，后轉(zhuǎn)向架的則在部分時(shí)刻出現(xiàn)負(fù)值。

需要指出的是，各轉(zhuǎn)向架的各種氣動(dòng)荷載不相同。由文獻(xiàn)[17]可知：高速列車(chē)在橫風(fēng)中運(yùn)行時(shí)，頭車(chē)、中間車(chē)和尾車(chē)的繞流流場(chǎng)十分復(fù)雜。尤其在轉(zhuǎn)向架區(qū)域，轉(zhuǎn)向架幾何外形復(fù)雜，轉(zhuǎn)向架、車(chē)體底部的離地間隙相差較大，因此，流經(jīng)不同轉(zhuǎn)向架的流場(chǎng)差別也較大，從而使各轉(zhuǎn)向架受到的各種氣動(dòng)荷載具有不同的變化規(guī)律。

2.2 轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)荷載的頻域特性

2.2.1 氣動(dòng)阻力的頻域特性

為了分析各工況下高速列車(chē)所受空氣動(dòng)力的周期性，對(duì)各工況下各車(chē)輛的空氣動(dòng)力時(shí)域信號(hào)進(jìn)行功率譜密度計(jì)算。

不同轉(zhuǎn)向架的阻力功率譜密度特性如圖8 所示。由圖8 可知：全車(chē)阻力功率譜密度峰值的頻率集中在20 Hz 以?xún)?nèi)，同一車(chē)輛的前后轉(zhuǎn)向架的功率譜密度峰值相差2～3 倍；頭車(chē)和中間車(chē)的后轉(zhuǎn)向架的阻力功率譜密度遠(yuǎn)比前轉(zhuǎn)向架的高，對(duì)應(yīng)的峰值頻率為12.987和8.117 Hz；尾車(chē)的則是前轉(zhuǎn)向架的阻力功率譜密度遠(yuǎn)比后轉(zhuǎn)向架的高，前、后轉(zhuǎn)向架的峰值頻率均為9.740 Hz，而且前轉(zhuǎn)向架有比較接近的2 個(gè)功率譜密度峰值，即主頻為9.740 Hz，次頻為3.999 Hz。

2.2.2 氣動(dòng)升力的頻域特性

不同轉(zhuǎn)向架的升力功率譜密度特性如圖9 所示。由圖9 可知：升力功率譜密度峰值的頻率集中在50 Hz以?xún)?nèi)，同一車(chē)輛的前后轉(zhuǎn)向架的功率譜密度峰值相差1～3 倍。頭車(chē)的前、后2 個(gè)轉(zhuǎn)向架均有多個(gè)峰值頻率，后轉(zhuǎn)向架的主頻為17.857 Hz，次頻為12.987 Hz，功率譜密度為3.5×103N2?Hz-1左右；前轉(zhuǎn)向架的主頻為6.494 Hz，次頻為1.664 Hz，功率譜密度為1.5×103～2.0×103N2?Hz-1。中間車(chē)的前、后轉(zhuǎn)向架的功率譜密度峰值非常接近，大約為3.75×103N2?Hz-1，對(duì)應(yīng)的主頻分別為1.623 Hz 和8.117 Hz，前轉(zhuǎn)向架的次頻為9.740 Hz；尾車(chē)的后轉(zhuǎn)向架的升力功率譜密度遠(yuǎn)比前轉(zhuǎn)向架的高，前者接近13.0×103N2?Hz-1，對(duì)應(yīng)的峰值頻率為3.247 Hz，后者僅為3.5×103N2?Hz-1左右。

圖7 不同轉(zhuǎn)向架的俯仰力矩時(shí)變曲線Fig.7 Pitching moment curves changing with time on different bogies

圖8 不同轉(zhuǎn)向架的阻力功率譜密度特性Fig.8 Pitching moment curves changing with time on different bogies

2.2.3 氣動(dòng)橫向力頻域特性

不同轉(zhuǎn)向架的橫向力時(shí)變曲線和功率譜密度特性如圖10 所示。由圖10 可知：橫向力功率譜密度峰值的頻率集中在30 Hz 以?xún)?nèi)，同一車(chē)輛的前后轉(zhuǎn)向架的功率譜密度峰值可相差1～7 倍。對(duì)于頭車(chē)，其前、后轉(zhuǎn)向架均有多個(gè)峰值頻率，后轉(zhuǎn)向架的主頻為12.990 Hz，功率譜密度最大峰值為7.538 5×103N2?Hz-1，次頻為9.740 Hz；前轉(zhuǎn)向架的主頻為1.623 Hz，功率譜密度峰值為3.059×103N2?Hz-1，次頻為4.870 Hz。中間車(chē)的前、后轉(zhuǎn)向架的功率譜密度最大峰值相差很大，分別為3.023×103和18.423×103N2?Hz-1，對(duì)應(yīng)的主頻分別是8.117 Hz 和24.350 Hz。而對(duì)于尾車(chē)，其前、后轉(zhuǎn)向架有多個(gè)功率譜密度峰值，且前者遠(yuǎn)高于后者的，前轉(zhuǎn)向架的次頻所對(duì)應(yīng)的功率譜密度峰值也高于后轉(zhuǎn)向架的；前、后轉(zhuǎn)向架的主頻分別是9.740 Hz 和3.250 Hz，對(duì)應(yīng)的功率譜密度峰值分別是7.064 3×103和2.649 4×103N2?Hz-1。

2.2.4 傾覆力矩的頻域特性

不同轉(zhuǎn)向架的傾覆力矩功率譜密度特性如圖11所示。由圖11 可知：傾覆力矩功率譜密度峰值的頻率集中在50 Hz 以?xún)?nèi)，同一車(chē)輛的前后轉(zhuǎn)向架的功率譜密度峰值可相差1～4 倍。頭車(chē)和中間車(chē)的前、后轉(zhuǎn)向架各自均有多個(gè)峰值頻率。對(duì)于頭車(chē)，其前轉(zhuǎn)向架的主頻為 8.120 Hz，功率譜密度峰值為 3.40×103N2?m2?Hz-1，次頻為14.610 Hz，后轉(zhuǎn)向架的主頻為12.990 Hz，功率譜密度最大峰值為 5.031×103N2?m2?Hz-1，次頻為4.870 Hz；對(duì)于中間車(chē)，前、后轉(zhuǎn)向架的功率譜密度最大峰值分別為5.284 7×103和7.887 4×103N2?m2?Hz-1，對(duì)應(yīng)的主頻分別為6.490 Hz和8.120 Hz。而對(duì)于尾車(chē)，后轉(zhuǎn)向架的功率譜密度峰值遠(yuǎn)比前轉(zhuǎn)向架的高；前、后轉(zhuǎn)向架的主頻分別為9.740 Hz 和3.240 Hz。

圖9 不同轉(zhuǎn)向架的升力功率譜密度特性Fig.9 Power spectral density of lift force for different bogies

圖10 不同轉(zhuǎn)向架的橫向力功率譜密度特性Fig.10 Power spectral density of lateral force for different bogies

2.2.5 側(cè)偏力矩和俯仰力矩頻域特性

不同轉(zhuǎn)向架的側(cè)偏力矩功率譜密度曲線和俯仰力矩功率譜密度特性如圖12 和13 所示。由圖12 和13可知：3 節(jié)車(chē)輛均是后轉(zhuǎn)向架的功率譜密度峰值遠(yuǎn)高于前轉(zhuǎn)向架的，但對(duì)應(yīng)的主頻卻各不相同。

荷載峰值波幅較大，若峰值荷載較大且持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)，也就是說(shuō)頻率較低、能量集中，則會(huì)對(duì)轉(zhuǎn)向架的穩(wěn)定運(yùn)行產(chǎn)生影響。表1 所示為各節(jié)車(chē)輛上各個(gè)轉(zhuǎn)向架的氣動(dòng)荷載功率譜密度峰值及對(duì)應(yīng)的頻率。從表1 可以看出：這些最大功率譜密度峰值對(duì)應(yīng)的頻率主要集中在1.664～12.990 Hz，在此頻率下，氣動(dòng)荷載的能量集中作用于轉(zhuǎn)向架，若轉(zhuǎn)向架或轉(zhuǎn)向架中某些彈性體的固有頻率與它們耦合，則易出現(xiàn)共振進(jìn)而失穩(wěn)的情況。因此，最好采取措施使轉(zhuǎn)向架的模態(tài)頻率避開(kāi)這些頻率段。

圖11 不同轉(zhuǎn)向架的傾覆力矩功率譜密度特性Fig.11 Power spectral density of overturning moment for different bogies

圖12 不同轉(zhuǎn)向架的側(cè)偏力矩功率譜密度曲線Fig.12 Power spectral density of lateral moment for different bogies

圖13 不同轉(zhuǎn)向架的俯仰力矩功率譜密度特性Fig.13 Power spectral density of pitching moment for different bogies

2.3 轉(zhuǎn)向架非定常流場(chǎng)

由于轉(zhuǎn)向架所受空氣動(dòng)力由轉(zhuǎn)向架周?chē)鲌?chǎng)產(chǎn)生，因此轉(zhuǎn)向架所受空氣動(dòng)力的非定常特性也必定是由轉(zhuǎn)向架周?chē)姆嵌ǔＡ鲃?dòng)所致。為了進(jìn)一步分析轉(zhuǎn)向架所受非定常空氣動(dòng)力產(chǎn)生的原因，對(duì)轉(zhuǎn)向架周?chē)鲌?chǎng)進(jìn)行研究。

在列車(chē)上取若干截面(如圖14 所示)，以切過(guò)轉(zhuǎn)向架的S11 和未切過(guò)轉(zhuǎn)向架的S12 截面為例，對(duì)其流場(chǎng)結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析。列車(chē)上橫截面S11 和S12 非定常流動(dòng)的流線圖如圖15 和16 所示。由圖15 可知：在不同的時(shí)刻，轉(zhuǎn)向架所在截面的車(chē)體底部存在較多不穩(wěn)定的小分離渦。

隨著時(shí)間的推進(jìn)，列車(chē)背風(fēng)側(cè)分離渦的幾何尺度和位置均發(fā)生變化，分離渦的數(shù)量也發(fā)生改變。在整個(gè)過(guò)程中始終存在著主流分離渦A，但其形狀、尺寸和位置發(fā)生變化，并伴生出附加的小尺度分離渦。在t=0.1 s 時(shí)，背風(fēng)側(cè)壁面上下轉(zhuǎn)角處開(kāi)始形成小分離渦B 和C；小渦C 在t=0.5 s 時(shí)形成，在t=1.0 s 時(shí)破碎擴(kuò)散，在t=1.2 s 時(shí)又重新開(kāi)始構(gòu)造，至t=1.4 s 時(shí)完全形成；而小渦B 在t=1.0 s 時(shí)初現(xiàn)雛形，在t=1.4 s 時(shí)完全形成，在t=2.0 s 時(shí)又破碎擴(kuò)散。其間，在t=1.4 s時(shí)，生成了小渦D，一共有4 個(gè)分離渦出現(xiàn)，該時(shí)刻是背風(fēng)側(cè)出現(xiàn)分離渦相對(duì)最多的時(shí)刻，隨后又恢復(fù)到3 個(gè)?？梢?jiàn)，列車(chē)周?chē)牧鲌?chǎng)和轉(zhuǎn)向架處的紊流流場(chǎng)相互影響，進(jìn)而影響到車(chē)體側(cè)面下方的流場(chǎng)，伴生出一些分離渦，而在無(wú)轉(zhuǎn)向架的截面(如圖16 所示)，車(chē)體底部未見(jiàn)有明顯的分離渦。這一現(xiàn)象說(shuō)明，轉(zhuǎn)向架的擾動(dòng)對(duì)非定常流動(dòng)的影響較大，也是引起局部非定常流動(dòng)的因素，進(jìn)而轉(zhuǎn)向架處產(chǎn)生了非定常的空氣動(dòng)力特性。

表1 轉(zhuǎn)向架氣動(dòng)荷載的功率譜密度的頻率Table 1 Frequency of power spectral density for bogies Hz

圖14 列車(chē)縱向的橫截面位置Fig.14 Cross section position along train

圖15 列車(chē)上橫截面S11 非定常流動(dòng)的流線圖Fig.15 Unsteady streamline with cross section of S11

圖16 列車(chē)上橫截面S12 非定常流動(dòng)的流線圖Fig.16 Unsteady streamline with cross section of S12

3 結(jié)論

(1) 橫風(fēng)中高速列車(chē)轉(zhuǎn)向架所受空氣動(dòng)力存在明顯的非定常性，各個(gè)轉(zhuǎn)向架的氣動(dòng)力都圍繞某一時(shí)均值上下脈動(dòng)。不同車(chē)輛的轉(zhuǎn)向架、同一車(chē)輛上的前后轉(zhuǎn)向架的氣動(dòng)荷載的時(shí)均值、脈動(dòng)量和脈動(dòng)周期等均不相同，同一轉(zhuǎn)向架的6 個(gè)氣動(dòng)荷載分量的脈動(dòng)參數(shù)也不相同。

(2) 通過(guò)對(duì)高速列車(chē)轉(zhuǎn)向架所受非定?？諝鈩?dòng)力的頻域分析可以發(fā)現(xiàn),各個(gè)轉(zhuǎn)向架的空氣動(dòng)力在功率譜密度圖中存在明顯峰值，這些最大功率譜密度峰值對(duì)應(yīng)的頻率主要集中在1.664～12.990 Hz。若轉(zhuǎn)向架或轉(zhuǎn)向架中某些彈性體的固有頻率與它們耦合，則易出現(xiàn)共振進(jìn)而失穩(wěn)的情況。

(3) 通過(guò)對(duì)高速列車(chē)轉(zhuǎn)向架周?chē)嵌ǔＡ鲌?chǎng)分析可知，在橫風(fēng)影響下, 轉(zhuǎn)向架處流場(chǎng)非常紊亂，伴生出一些分離渦，從而影響到車(chē)體側(cè)面下方的流場(chǎng)，是引起局部非定常流動(dòng)的原因；而在無(wú)轉(zhuǎn)向架的截面，車(chē)體底部未見(jiàn)有明顯的分離渦。

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