唐滎，周丹，梁習(xí)鋒

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高速列車進(jìn)出隧道口受電弓氣動(dòng)載荷研究

唐滎，周丹，梁習(xí)鋒

(中南大學(xué)交通運(yùn)輸工程學(xué)院，軌道交通安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南長(zhǎng)沙，410075)

基于三維非定?？蓧嚎sN?S方程和RNG?兩方程湍流模型，對(duì)順弓、逆弓運(yùn)行狀態(tài)，隧道有效凈空面積，隧道長(zhǎng)度等因素影響下，高速列車進(jìn)出隧道口受電弓氣動(dòng)載荷進(jìn)行數(shù)值模擬研究。研究結(jié)果表明：數(shù)值計(jì)算得到的車體表面測(cè)點(diǎn)壓力曲線變化規(guī)律與動(dòng)模型試驗(yàn)結(jié)果完全一致，幅值相差在3%以內(nèi)；列車進(jìn)出隧道口時(shí)，受電弓弓頭受交變載荷的作用，氣動(dòng)抬升力曲線將分別出現(xiàn)正負(fù)向脈沖波形；受電弓順弓、逆弓運(yùn)行時(shí)弓頭氣動(dòng)抬升力差異明顯，順弓運(yùn)行時(shí)正向峰值相對(duì)較大，而負(fù)向峰值明顯更??；隧道有效凈空面積減小時(shí)，弓頭氣動(dòng)抬升力波動(dòng)幅度明顯增大；隧道長(zhǎng)度的變化對(duì)列車進(jìn)入隧道時(shí)弓頭氣動(dòng)抬升力基本無(wú)影響，但對(duì)列車駛出隧道時(shí)氣動(dòng)抬升力變化特征影響顯著。

高速列車；隧道；受電弓；氣動(dòng)抬升力；交變壓力

近年來(lái)，我國(guó)客運(yùn)專線及高速鐵路逐年增多，由于沿線地形的復(fù)雜性，在多山多丘陵處修建了大量隧道工程。列車高速進(jìn)出隧道口時(shí)，周圍流場(chǎng)邊界發(fā)生突變，在車頭、車尾進(jìn)出隧道時(shí)均會(huì)產(chǎn)生壓縮波和膨脹波，并在隧道出入口處以相反的形式反射，使得隧道內(nèi)產(chǎn)生了非常復(fù)雜的波系[1?4]。當(dāng)壓縮波和膨脹波經(jīng)過(guò)列車及受電弓時(shí)，將引起受電弓表面壓力載荷劇烈變化。同時(shí)，由于交變載荷的作用，受電弓氣動(dòng)抬升力將發(fā)生一定規(guī)律的非定常變化。受電弓氣動(dòng)抬升力是決定弓網(wǎng)接觸穩(wěn)定性與受流質(zhì)量的重要因素，過(guò)大或過(guò)小的氣動(dòng)抬升力都將影響弓網(wǎng)系統(tǒng)受流的穩(wěn) 定[5?7]，加大弓網(wǎng)接觸界面的磨耗[8?10]，嚴(yán)重時(shí)甚至可能引發(fā)弓網(wǎng)事故[11?12]。在高速鐵路的實(shí)際運(yùn)營(yíng)中，已經(jīng)發(fā)生列車通過(guò)隧道時(shí)因弓網(wǎng)故障而導(dǎo)致的列車斷電停車事故。因此，高速列車進(jìn)出隧道口時(shí)受電弓氣動(dòng)性能，是一個(gè)關(guān)系高速列車安全運(yùn)行的重要工程技術(shù)問(wèn)題，也是我國(guó)高速鐵路發(fā)展必須解決的關(guān)鍵技術(shù)問(wèn)題。本文作者基于滑移網(wǎng)格技術(shù)，對(duì)高速列車進(jìn)出隧道口時(shí)受電弓氣動(dòng)載荷變化特性進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，并借助動(dòng)模型試驗(yàn)方法對(duì)計(jì)算模型和參數(shù)進(jìn)行了完善，所得結(jié)果為提高弓網(wǎng)高速受流質(zhì)量，優(yōu)化隧道結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供技術(shù)支持。

1 數(shù)值計(jì)算模型的建立

1.1 數(shù)學(xué)模型

列車高速進(jìn)入隧道時(shí)，空氣流動(dòng)受到隧道壁面的限制被阻滯，使列車前端靜止的空氣受到劇烈的壓 縮[13]，必須考慮流場(chǎng)的可壓縮性。同時(shí)，由于列車及受電弓結(jié)構(gòu)復(fù)雜，且流場(chǎng)雷諾數(shù)＞106，流場(chǎng)處于湍流狀態(tài)。因此采用三維非定?？蓧嚎sN?S方程和RNG?兩方程湍流模型對(duì)流場(chǎng)進(jìn)行描述，相關(guān)控制方程包括連續(xù)性方程、動(dòng)量方程、能量方程、氣體狀態(tài)方程及湍流模型方程等[14?15]。

1.2 計(jì)算模型

數(shù)值計(jì)算采用流線型頭車+中間車+流線型尾車三車編組模型，忽略車體表面細(xì)小部件對(duì)流場(chǎng)的影響，保留了車體底部轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)，建立的列車模型如圖1所示，車速設(shè)定為350 km/h。受電弓模型放置于中間車體頂部，由弓頭、框架、底架3個(gè)基本部分組成，并在弓頭一側(cè)滑板上表面中間位置布置壓力數(shù)據(jù)監(jiān)測(cè)點(diǎn)(以下簡(jiǎn)稱測(cè)點(diǎn))，受電弓模型及測(cè)點(diǎn)所在滑板位置如圖2所示。隧道模型凈空有效面積為100 m2，隧道阻塞比為0.112，模擬隧道長(zhǎng)度為500 m。

圖1 受電弓?高速列車模型

圖2 受電弓模型

受電弓外形較為復(fù)雜，因此采用尺寸較小的非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格對(duì)周圍流場(chǎng)區(qū)域進(jìn)行離散；外部流場(chǎng)區(qū)域采用尺寸漸變的結(jié)構(gòu)網(wǎng)格進(jìn)行離散，由此可在保證計(jì)算精度的同時(shí)減小計(jì)算量及加快收斂速度。整個(gè)計(jì)算區(qū)域空間體單元總數(shù)約2 000萬(wàn)。計(jì)算基于中南大學(xué)高性能計(jì)算平臺(tái)，采用64個(gè)CPU并行計(jì)算，非定常計(jì)算的時(shí)間步長(zhǎng)取1 ms，每個(gè)工況計(jì)算時(shí)長(zhǎng)約為100 h。

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 數(shù)值計(jì)算結(jié)果與動(dòng)模型試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比

為對(duì)數(shù)值模擬計(jì)算模型和參數(shù)進(jìn)行完善，根據(jù)流動(dòng)相似原理[16]，利用中南大學(xué)軌道交通安全實(shí)驗(yàn)室“列車氣動(dòng)性能動(dòng)模型試驗(yàn)裝置”試驗(yàn)平臺(tái)，進(jìn)行縮比為1:20的動(dòng)模型縮比試驗(yàn)，如圖3所示。試驗(yàn)時(shí)，沿軌安裝了總長(zhǎng)約50 m的隧道模型，以模擬實(shí)際長(zhǎng)度1 km的隧道結(jié)構(gòu)，采用彈射裝置將車體模型瞬間加速至350 km/h，在車體表面布置多個(gè)瞬變壓力監(jiān)測(cè)點(diǎn)，對(duì)列車通過(guò)隧道全程中試驗(yàn)車體表面壓力變化進(jìn)行監(jiān)測(cè)。

圖3 動(dòng)模型試驗(yàn)

參照動(dòng)模型試驗(yàn)工況進(jìn)行相應(yīng)的數(shù)值模擬計(jì)算，將所得結(jié)果與動(dòng)模型試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。圖4所示為頭車側(cè)窗處及尾車后窗處測(cè)點(diǎn)壓力時(shí)程曲線比較，表1所示為相應(yīng)兩測(cè)點(diǎn)最大壓力比較。

(a) 頭車側(cè)窗處測(cè)點(diǎn)；(b) 尾車后窗處測(cè)點(diǎn)

表1 數(shù)值模擬及動(dòng)模型試驗(yàn)所得最大壓力比較

從圖4和表1可以看出：數(shù)值計(jì)算與動(dòng)模型試驗(yàn)分別所得測(cè)點(diǎn)壓力時(shí)程曲線吻合良好，曲線變化規(guī)律基本一致，所得兩測(cè)點(diǎn)最大壓力相對(duì)誤差均在3%以內(nèi)。因此，本文所選用的計(jì)算模型及參數(shù)已滿足工程研究要求。

2.2 受電弓開(kāi)口方向的影響

圖5所示為順弓和逆弓狀態(tài)下列車高速進(jìn)出隧道口時(shí)弓頭表面測(cè)點(diǎn)壓力變化時(shí)程。

1—順弓；2—逆弓

當(dāng)列車高速進(jìn)入隧道時(shí)，類似于活塞進(jìn)入氣缸情況，空氣流動(dòng)受到隧道壁面的限制被阻滯，使列車前端靜止的空氣受到劇烈壓縮，導(dǎo)致空氣壓力驟然增大而形成壓縮波，該壓縮波以近似音速沿隧道向前傳播。當(dāng)壓縮波傳至隧道出口處時(shí)，將以膨脹波的形式被反射回來(lái)。列車尾部進(jìn)入隧道后，由于列車尾部的絕對(duì)壓力低于大氣壓，也會(huì)產(chǎn)生膨脹波。該膨脹波也以聲速沿隧道傳播，當(dāng)其到達(dá)隧道出口時(shí)，將以壓縮波的形式被反射回來(lái)。上述車頭形成的壓縮波和車尾形成的膨脹波是受電弓表面壓力波動(dòng)產(chǎn)生的主要根源，它們形成后將一直在隧道出入口處以相反的形式反射，在隧道內(nèi)產(chǎn)生了非常復(fù)雜的波系，當(dāng)壓縮波和膨脹波經(jīng)過(guò)車體與受電弓時(shí)，將引起受電弓表面壓力變化。從圖5可以看出：順弓和逆弓狀態(tài)下，列車進(jìn)出隧道口時(shí)弓頭表面同一測(cè)點(diǎn)壓力曲線的變化規(guī)律基本一致，且變化幅值大致相當(dāng)，但受電弓開(kāi)口方向?qū)τ诠^表面壓力載荷的影響始終存在，全程中順弓運(yùn)行時(shí)測(cè)點(diǎn)最大負(fù)壓值較之逆弓運(yùn)行時(shí)增大近8.3%。

圖6所示為順弓和逆弓狀態(tài)下列車高速進(jìn)出隧道口時(shí)弓頭氣動(dòng)抬升力F的變化時(shí)程曲線。從圖6可以看出：在受電弓到達(dá)隧道入口前一段時(shí)間，弓頭氣動(dòng)抬升力就已開(kāi)始增加，并在受電弓前端通過(guò)隧道入口時(shí)達(dá)到正向峰值，受電弓進(jìn)入隧道后，弓頭氣動(dòng)抬升力迅速減小并逐漸趨于穩(wěn)定，這一變化過(guò)程在弓頭氣動(dòng)抬升力時(shí)程曲線上表現(xiàn)為一正向脈沖波形；列車在隧道內(nèi)運(yùn)行時(shí)受電弓弓頭氣動(dòng)抬升力存在一定變化，但總體相對(duì)平緩；受電弓通過(guò)隧道出口的過(guò)程中弓頭氣動(dòng)抬升力的變化趨勢(shì)與通過(guò)隧道入口時(shí)恰好相反，相應(yīng)的變化過(guò)程在時(shí)程曲線上形成一負(fù)向脈沖波形，并在受電弓前端通過(guò)隧道出口時(shí)達(dá)到負(fù)向峰值。

1—順弓；2—逆弓

順弓和逆弓狀態(tài)運(yùn)行時(shí)受電弓弓頭氣動(dòng)抬升力變化規(guī)律基本相同，但氣動(dòng)抬升力差異明顯，計(jì)算所得順弓和逆弓運(yùn)行狀態(tài)下受電弓弓頭氣動(dòng)抬升力正負(fù)峰值，變化幅值及平均值如表2所示。

表2 順弓和逆弓運(yùn)行時(shí)弓頭氣動(dòng)抬升力計(jì)算結(jié)果

從表2可以看出：受電弓順弓運(yùn)行時(shí)弓頭氣動(dòng)抬升力平均值達(dá)到91.6 N，較之逆弓運(yùn)行時(shí)增大27.6%，變化幅值為131.3 N，較之逆弓運(yùn)行時(shí)減小13.0%。同時(shí)，順弓運(yùn)行時(shí)由于正向峰值較大，相對(duì)更緊的弓網(wǎng)機(jī)械接觸將造成接觸部件更大的機(jī)械磨耗，逆弓運(yùn)行時(shí)由于負(fù)向峰值較大，更易發(fā)生弓網(wǎng)分離并引起局部的電弧放電現(xiàn)象，惡化受流。

2.3 隧道有效凈空面積的影響

針對(duì)我國(guó)隧道工程中常用的3種單洞雙線型隧道進(jìn)行計(jì)算，隧道有效凈空面積分別為100，92和80 m2，隧道阻塞比分別為0.112，0.122和0.140。圖7所示為順弓狀態(tài)下列車高速進(jìn)出以上3種隧道時(shí)弓頭表面測(cè)點(diǎn)壓力變化時(shí)程。

有效凈空面積/m2：1—100；2—92；3—80

從圖7可以看出：隧道有效凈空面積變化時(shí)，壓力時(shí)程曲線形狀并未發(fā)生較大變化，但隨著隧道阻塞比的增大，測(cè)點(diǎn)壓力最大負(fù)壓值及變化幅值均明顯增大。列車進(jìn)出80 m2雙線隧道時(shí)，測(cè)點(diǎn)最大負(fù)壓較之進(jìn)入100 m2雙線隧道時(shí)增加17.9%，最大壓力變化幅值增加34.8%。用曲線擬合得到弓頭表面測(cè)點(diǎn)最大壓力變化幅值?max與隧道阻塞比服從冪指數(shù)關(guān)系，如圖8所示。

圖8 測(cè)點(diǎn)最大壓力變化幅值與隧道阻塞比關(guān)系

圖9所示為順弓狀態(tài)列車高速進(jìn)出以上3種隧道時(shí)弓頭氣動(dòng)抬升力變化時(shí)程。從圖9可以看出：隧道有效凈空面積變化時(shí)，弓頭氣動(dòng)抬升力時(shí)程曲線形狀并未發(fā)生較大變化，但隨著隧道阻塞比的增大，計(jì)算所得弓頭氣動(dòng)抬升力正負(fù)峰值，平均值及變化幅值均明顯增大。同一列車同速進(jìn)出80 m2雙線隧道時(shí)弓頭氣動(dòng)抬升力變化幅值較之進(jìn)出100 m2雙線隧道增加了近78.9%，平均氣動(dòng)抬升力增加了近11.5%。由此可見(jiàn)，由于受電弓弓頭氣動(dòng)抬升力波動(dòng)程度的加劇，列車在進(jìn)出小斷面隧道時(shí)弓網(wǎng)故障發(fā)生的危險(xiǎn)性明顯增加。

有效凈空面積/m2：1—100；2—92；3—80

2.4 隧道長(zhǎng)度的影響

為研究隧道長(zhǎng)度對(duì)列車高速進(jìn)出隧道口時(shí)受電弓氣動(dòng)載荷的影響，選擇長(zhǎng)度分別為150，300，400，500，800和1 000 m的隧道模型進(jìn)行計(jì)算。

圖10所示為順弓狀態(tài)下列車高速運(yùn)行進(jìn)出不同長(zhǎng)度隧道時(shí)弓頭表面測(cè)點(diǎn)壓力變化時(shí)程。從圖10可以看出：對(duì)于150 m的短隧道，全程中測(cè)點(diǎn)壓力的波動(dòng)程度明顯有所緩解，最大壓力變化幅值僅為列車進(jìn)出500 m隧道時(shí)的86.3%；而當(dāng)隧道長(zhǎng)度達(dá)到300 m以上時(shí)，隨著隧道長(zhǎng)度的增加，全程中測(cè)點(diǎn)壓力波動(dòng)的絕對(duì)值不再有明顯的增大。

長(zhǎng)度/m：1—150；2—300；3—400；4—500；5—800；6—1 000

圖11所示為順弓狀態(tài)列車高速運(yùn)行進(jìn)出不同長(zhǎng)度隧道時(shí)弓頭氣動(dòng)抬升力變化時(shí)程。從圖11可以看出：隧道長(zhǎng)度的變化對(duì)于列車進(jìn)入隧道口時(shí)受電弓弓頭氣動(dòng)抬升力變化特征的影響很小，計(jì)算所得不同隧道長(zhǎng)度工況條件下弓頭氣動(dòng)抬升力時(shí)程曲線在此時(shí)間段內(nèi)近似重合，且正向峰值基本保持為一固定的常數(shù)。

長(zhǎng)度/m：1—150；2—300；3—400；4—500；

隧道長(zhǎng)度的變化對(duì)于受電弓通過(guò)隧道出口時(shí)弓頭氣動(dòng)抬升力變化特征影響顯著。對(duì)于三車編組的列車，隧道長(zhǎng)度小于800 m時(shí)，弓頭氣動(dòng)抬升力負(fù)向峰值及變化幅值均隨隧道的伸長(zhǎng)而明顯增大，但其增加率越來(lái)越小，當(dāng)列車進(jìn)出800 m隧道時(shí)，弓頭氣動(dòng)抬升力變化幅值約為131.3 N，與進(jìn)出300 m隧道時(shí)相比，增大了近27.5%，與進(jìn)出500 m隧道時(shí)相比，僅增加4.4%；當(dāng)隧道長(zhǎng)度超過(guò)800 m時(shí)，弓頭氣動(dòng)抬升力的負(fù)向峰值及全程中的變化幅值反而又有所減小。

3 結(jié)論

1) 數(shù)值模擬與動(dòng)模型試驗(yàn)得到的測(cè)點(diǎn)壓力曲線變化規(guī)律完全一致，在變化幅值上略有差異，相對(duì)誤差在3%以下，說(shuō)明本文采用的計(jì)算算法能較好的模擬高速列車進(jìn)出隧道口時(shí)誘發(fā)的空氣動(dòng)力效應(yīng)問(wèn)題。

2) 高速列車進(jìn)出隧道口時(shí)，受電弓弓頭氣動(dòng)抬升力將發(fā)生劇烈的非定常變化，在時(shí)程曲線上分別形成一個(gè)正向及負(fù)向脈沖波形，并于受電弓前端通過(guò)隧道口時(shí)達(dá)到正負(fù)峰值；順弓和逆弓運(yùn)行狀態(tài)下，弓頭氣動(dòng)抬升力存在明顯差異，順弓運(yùn)行時(shí)氣動(dòng)抬升力正向峰值及平均值較大，而逆弓運(yùn)行時(shí)負(fù)向峰值較大。

3) 隧道有效凈空面積減小時(shí)，弓頭氣動(dòng)抬升力波動(dòng)幅度明顯增大，列車進(jìn)出有效凈空面積80 m2的雙線隧道時(shí)弓頭氣動(dòng)抬升力變化幅值與進(jìn)出100 m2的雙線隧道時(shí)相比增加了近78.9%。

4) 隧道長(zhǎng)度的變化對(duì)受電弓進(jìn)入隧道口時(shí)弓頭氣動(dòng)升力變化特征基本無(wú)影響；對(duì)于三車編組的列車，隧道長(zhǎng)度小于800 m時(shí)，弓頭氣動(dòng)抬升力負(fù)向峰值隨隧道的伸長(zhǎng)而持續(xù)增大，但增加率逐漸減小，隧道長(zhǎng)度超過(guò)800 m時(shí)，負(fù)向峰值又有所減小。

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Aerodynamic load on pantograph of high-speed train passing into and out of tunnels

TANG Xing, ZHOU Dan, LIANG Xifeng

(Key Laboratory of Traffic Safety on Track, Ministry of Education, School of Traffic & Transportation Engineering, Central South University, Changsha 410075, China)

Based on the three-dimensional unsteady compressible N?S equation and the RNG?dual equation turbulence model, the influence of tunnel cross-section area and length on aerodynamic load change characteristics on pantograph when a high-speed train passes into and out of tunnel in forward and backward movements was simulated. The results show that the change laws of train surface point pressure obtained by numerical method are in accordance with those by moving model method, and the difference in maximum pressure amplitude is less than 3%. The pantograph head bears alternating pressure load when the high-speed train passes into and out of tunnel, which respectively result in a positive and negative pulse wave shapes in air lift force curves of pantograph head. The forward and backward movements have large effects on air lift force of pantograph head, the positive peak value in forward movement is larger than that in backward movement, and the negative peak value is smaller. With the reduction of tunnel cross-section area, air lift force fluctuation range of pantograph head increases. The effect on air lift force of pantograph head by tunnel length is little when the train passes into the tunnels, while the effect is significant when the train passes out of it.

high-speed train; tunnel; pantograph; air lift force; alternating pressure

10.11817/j.issn.1672-7207.2015.05.047

U264.34

A

1672?7207(2015)05?1923?06

2014?05?10；

2014?08?12

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51105384)；高速鐵路基礎(chǔ)研究聯(lián)合基金重點(diǎn)資助項(xiàng)目(U1134203) (Project(51105384) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(U1134203) supported by the High-speed Rail Joint Fund)

梁習(xí)鋒，教授，博士生導(dǎo)師，從事列車空氣動(dòng)力學(xué)研究；E-mail: gszxlxf@163.com

(編輯 趙俊)