王東屏,趙亞軍,孫成龍,黃思俊

(1.大連交通大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,遼寧 大連 116028;2.北京中車賽德鐵道電氣科技有限公司,北京 100176)①

改革開放以來，我國高速鐵路的技術(shù)有了迅猛的發(fā)展，逐漸形成了高速車輛及重要零部件的自主研發(fā)與規(guī)模制造的規(guī)范體系[1].列車頂部安裝的受電弓是高速列車安全運(yùn)行并取得電力的關(guān)鍵設(shè)備.隨著列車運(yùn)行速度越來越快，對鐵路電氣化的要求也越來越高[2].受電弓系統(tǒng)作為高速列車的關(guān)鍵技術(shù)之一面臨巨大的挑戰(zhàn)，受電弓系統(tǒng)與周圍空氣的作用變得十分劇烈.例如當(dāng)列車速度達(dá)到250～300 km/h時，空氣對受電弓產(chǎn)生的阻力約占總阻力的70%～80%[3]，而且當(dāng)速度越大時，產(chǎn)生的阻力越大，對受電弓的影響就越大.

目前，國內(nèi)許多學(xué)者對高速列車受電弓氣動特性的分析研究已取得諸多成果.林澤峰[4]等人對列車運(yùn)行速度300 km/h時受電弓所處的有限個結(jié)構(gòu)位移狀態(tài)下各部件的氣動力進(jìn)行數(shù)值模擬,探討了受電弓氣動抬升力的傳遞系數(shù)與其工作高度的關(guān)系.張業(yè)[5]等人基于CFD軟件，采用SIMPLE算法分析了不同速度下的受電弓空氣動力特性.郭迪龍[6]等人對橫風(fēng)作用下受電弓的抬升力進(jìn)行仿真計(jì)算，探討了受電弓主要部件的優(yōu)化方案.臧首華[7]數(shù)值模擬了高速受電弓在18種工況下的外流場，并分析了各工況下受電弓的空氣動力學(xué)特性，總結(jié)了氣動阻力、升力和側(cè)向力值在不同車速和風(fēng)速下的變化規(guī)律.張雪[8]對受電弓不同速度的抬升力進(jìn)行仿真計(jì)算，總結(jié)了升弓高度1 600 mm時受電弓氣動抬升力隨速度變化的規(guī)律.雖然上述文章對有關(guān)受電弓的氣動特性進(jìn)行了計(jì)算分析，但并沒有形成規(guī)律性的結(jié)論，與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對比證明其正確性的相關(guān)文獻(xiàn)也較少，所以對新研發(fā)的受電弓，仍然需要對其空氣動力學(xué)特性進(jìn)行數(shù)值分析.

本文以最新研制的受電弓為研究對象，此款受電弓采用單碳滑板弓頭，與之前雙碳滑板弓頭相比，具有質(zhì)量小、空氣動力性能好、燃弧率低、受流穩(wěn)定性高等特點(diǎn)，同時對整體結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)，提高結(jié)構(gòu)部件疲勞壽命，比以往的受電弓更簡單、緊湊和穩(wěn)定.對不同升弓高度下受電弓不同風(fēng)速的氣動力進(jìn)行數(shù)值模擬并進(jìn)行受電弓抬升力的計(jì)算，與風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果對比分析，為優(yōu)化受電弓的空氣動力學(xué)特性提供技術(shù)支持.

1 計(jì)算模型概述

1.1 算法原理

本文采用的研究方法是基于計(jì)算流體動力學(xué)的數(shù)值計(jì)算.首先按照受電弓和風(fēng)洞的實(shí)際尺寸等建立受電弓-風(fēng)洞流場計(jì)算模型并進(jìn)行網(wǎng)格劃分.在風(fēng)洞中進(jìn)行實(shí)驗(yàn)時，受電弓周圍的氣流為三維、定常和不可壓縮流動，所以采用不可壓縮N-S以及k-ε兩方程湍流模型，對不同升弓高度下、不同風(fēng)速受電弓的氣動力進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，并分析受電弓的空氣動力學(xué)特性.

1.2 三維幾何模型及網(wǎng)格劃分

本文以某種新型受電弓為研究對象，由于受電弓的三維幾何模型外形非常復(fù)雜，因此為了生成更高質(zhì)量的網(wǎng)格，需要簡化其幾何結(jié)構(gòu).建模中應(yīng)保留對受電弓氣動力特性有較大影響的形狀特征，以免過于簡化從而使得計(jì)算結(jié)果失去其應(yīng)有的意義；相反，對于計(jì)算結(jié)果影響較小的幾何特征應(yīng)盡可能地簡化掉.為了得到高質(zhì)量的網(wǎng)格和降低網(wǎng)格規(guī)模，去掉了升弓裝置、凸臺等對計(jì)算結(jié)果影響甚微的零件，便于計(jì)算機(jī)快捷高效地進(jìn)行模擬仿真.

簡化后的受電弓三維計(jì)算模型如圖1所示.在整個模擬仿真過程中，網(wǎng)格劃分有著極其重要的作用.對受電弓表面進(jìn)行網(wǎng)格劃分時，由于受電弓某些結(jié)構(gòu)尺寸較小，受電弓表面的網(wǎng)格尺寸需要進(jìn)行合理處理.受電弓表面網(wǎng)格劃分細(xì)節(jié)如圖2和圖3所示.

圖1 受電弓幾何模型

圖2 弓頭表面網(wǎng)格劃分

圖3 連接處表面網(wǎng)格劃分

1.3 計(jì)算區(qū)域的確定及網(wǎng)格劃分

當(dāng)進(jìn)行受電弓氣動特性仿真計(jì)算時，流場區(qū)域達(dá)到一定范圍，計(jì)算區(qū)域與無限大流場的計(jì)算結(jié)果已非常接近.此時，繼續(xù)擴(kuò)大流場區(qū)域已毫無實(shí)際意義[7].

在某風(fēng)洞試驗(yàn)場(3 m×3 m×14 m，受電弓距離進(jìn)風(fēng)口5 m)對受電弓進(jìn)行了空氣抬升力測試，提供實(shí)驗(yàn)的受電弓為機(jī)車用的實(shí)物受電弓，受電弓安裝在特殊設(shè)計(jì)的底架上，弓頭有拉繩懸掛并安裝有壓力傳感器，最大測試速度為320 km/h，通過專門的軟件獲得特定工況下的空氣抬升力數(shù)據(jù).為了將數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相比較，建立與實(shí)驗(yàn)中風(fēng)洞尺寸完全一致的計(jì)算區(qū)域.根據(jù)實(shí)驗(yàn)中風(fēng)洞參數(shù)，選取如下流場域：外流場前端距模型前端5 m， 流場后端距模型尾部7 m， 流場寬度為3 m，高度為3 m，整個計(jì)算區(qū)域尺寸為3 m×3 m×14 m.計(jì)算區(qū)域模型如圖4所示.

圖4 計(jì)算區(qū)域模型

在對計(jì)算模型劃分網(wǎng)格時，采用以下方案：使用混合網(wǎng)格方法進(jìn)行網(wǎng)格劃分，即使用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格和非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格.由于受電弓的結(jié)構(gòu)復(fù)雜，因此在受電弓表面及附近區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，同時對受電弓表面的網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化.在遠(yuǎn)離受電弓的較大外部區(qū)域內(nèi)，離受電弓距離越遠(yuǎn)氣流流動影響越小，因此離受電弓越遠(yuǎn)的網(wǎng)格可以劃分越大.此外，在距受電弓一定距離后，可以采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格.這樣可以減少網(wǎng)格數(shù)量、保證精度，同時減少計(jì)算時間.計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格劃分如圖5所示，受電弓附近的網(wǎng)格已被細(xì)化，網(wǎng)格總數(shù)為800多萬.

圖5 計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格劃分

1.4 邊界條件

由于是在有限的區(qū)域內(nèi)進(jìn)行受電弓外流場的數(shù)值計(jì)算，因此需要在區(qū)域邊界上給定邊界條件.基本思路是受電弓靜止不動，氣流以列車時速沿著列車前進(jìn)方向的反向流動.計(jì)算邊界條件具體設(shè)置為：入口采用速度入口邊界，出口采用壓力出口邊界，計(jì)算區(qū)域的側(cè)面、頂面、底面采用無滑移壁面邊界條件.

2 工作高度2 800 mm計(jì)算結(jié)果及分析

利用計(jì)算流體力學(xué)軟件，仿真計(jì)算列車運(yùn)行速度為160～320 km/h，受電弓在開口運(yùn)行時，受電弓表面的壓力分布和速度分布情況，并計(jì)算弓頭、上臂桿、下臂桿和底座的氣動阻力和氣動升力.對氣動抬升力進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算方法參考文獻(xiàn)[8]，得到開口運(yùn)行時的氣動抬升力仿真數(shù)據(jù)，并與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行比較.由于篇幅所限，主要列舉列車運(yùn)行速度320km/h，受電弓開口運(yùn)行，受電弓的空氣動力特性的數(shù)值分析.

2.1 受電弓表面的壓力分布

受電弓開口狀態(tài)下的迎風(fēng)側(cè)和背風(fēng)側(cè)壓力分布如圖6所示.由圖6(a)可以看出，弓頭、上臂桿連接處和底座受到的表面壓力較大， 大部分區(qū)域分布在4 277～5 428 Pa范圍內(nèi).由圖6(b)可以看出，弓頭受到的表面壓力絕對值較大，大部分區(qū)域分布在-2 627～-1 476 Pa范圍內(nèi)，背風(fēng)側(cè)出現(xiàn)最小壓力值為-16 437 Pa.結(jié)合圖6可以看出，受電弓隨列車迎風(fēng)運(yùn)行時，由于迎風(fēng)面空氣受擠壓，使受電弓迎風(fēng)面周圍流場呈正壓狀態(tài)，背風(fēng)面體現(xiàn)出較大的負(fù)壓，從而產(chǎn)生了壓差阻力.弓頭部件的正負(fù)壓差比較明顯，充分說明弓頭是氣動阻力的主要來源.由于臂桿前后方的壓力差，上臂桿會受到向上的空氣升力，下臂桿受到向下的空氣升力.

(a) 迎風(fēng)面

2.2 受電弓各部件的氣動力

受電弓開口狀態(tài)下的氣動阻力和升力數(shù)據(jù)如表1所示，并繪制曲線如圖7所示.受電弓開口運(yùn)行時各部件氣動阻力的絕對值隨著風(fēng)速的增大而逐漸增大，其中弓頭的氣動阻力隨著風(fēng)速的增大而增加幅度最大，基本保持速度每增加40 km/h，阻力增加約100 N. 下 臂 桿 的 氣 動阻力隨著風(fēng)速的增大而增加幅度也較大，基本保持速度每增加40 km/h，阻力增加40 N.弓頭的氣動升力趨勢不明顯，上下臂桿產(chǎn)生的氣動升力方向相反，可相互抵消.明顯看出，弓頭受到風(fēng)速的影響最大，其次是上臂桿和下臂桿.

表1 受電弓開口運(yùn)行各部件氣動力 N

圖7 受電弓開口運(yùn)行時各部件氣動力隨速度變化趨勢

2.3 受電弓氣動抬升力

受電弓開口狀態(tài)下的仿真計(jì)算數(shù)據(jù)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對比如表2所示，繪制曲線如圖8所示.受電弓開口狀態(tài)下的計(jì)算仿真結(jié)果和實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)較接近，氣動抬升力隨列車速度的增加而不斷增大，基本保持速度每增加40 km/h，氣動抬升力增加30～40 N.實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和仿真結(jié)果的變化規(guī)律較為一致，誤差保持在10%以內(nèi)，說明本文數(shù)值計(jì)算結(jié)果具有一定可靠性.

表2 受電弓開口運(yùn)行氣動抬升力與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對比

圖8 受電弓開口運(yùn)行時氣動抬升力隨速度變化趨勢

3 工作高度1 600 mm計(jì)算結(jié)果及分析

在受電弓工作高度2 800 mm仿真結(jié)果得到肯定后，對工作高度1 600 mm的受電弓進(jìn)行仿真計(jì)算，與工作高度2 800 mm做對比分析.由于篇幅所限，主要列舉列車運(yùn)行速度320 km/h，受電弓開口運(yùn)行，受電弓的空氣動力特性的數(shù)值分析.

3.1 受電弓表面的壓力分布

受電弓開口狀態(tài)下的迎風(fēng)側(cè)和背風(fēng)側(cè)壓力分布如圖9所示.由圖9(a)可以看出，弓頭和上下臂桿連接處受到的表面壓力較大，大部分區(qū)域分布在4 287～5 447 Pa范圍內(nèi)，迎風(fēng)側(cè)出現(xiàn)最大壓力值5 447 Pa.由圖9(b)可以看出，上臂桿和下臂桿的連接處表面壓力絕對值較大，大部分區(qū)域分布在-3 883～-1 513 Pa范圍內(nèi)，背風(fēng)側(cè)出現(xiàn)最小壓力值為-16 594 Pa.

(a) 迎風(fēng)面

3.2 受電弓各部件所受的氣動力

受電弓開口狀態(tài)下統(tǒng)計(jì)的氣動阻力和升力數(shù)據(jù)如表3所示，并繪制曲線如圖10所示.與上文工作高度2 800 mm氣動力對比分析，同一速度下，受電弓各部件氣動升、阻力隨工作高度減小而絕對值減小.但工作高度1 600 mm開口運(yùn)行時各部件的氣動阻力和升力的絕對值隨著風(fēng)速的增大也逐漸 增 大. 與 工 作 高度2 800 mm相似，弓頭的氣動阻力的增加幅度最大，基本保持速度每增加40 km/h，阻力增加約100 N.上下臂桿產(chǎn)生的氣動升力方向相反，可相互抵消.不同高度下，弓頭受到列車時速的影響最大，其次是上臂桿和下臂桿.

圖10 受電弓開口運(yùn)行時各部件氣動力隨速度變化趨勢

3.3 不同高度下受電弓氣動抬升力對比分析

受電弓工作高度為2 800 mm和1 600 mm的開口狀態(tài)下的氣動抬升力數(shù)據(jù)對比如表4所示，繪制曲線如圖11所示.受電弓由工作高度2 800 mm降低至1 600 mm，同一速度下整弓的氣動抬升力隨著工作高度的減小而減小，但同一高度下氣動抬升力都隨著速度的增加而逐漸增大.其中工作高度為2 800 mm時氣動抬升力隨速度增加而增加幅度較大，速度每增加40 km/h氣動抬升力增加30 N.工作高度為1 600 mm時氣動抬升力隨速度增加而增加幅度較小，速度每增加40 km/h氣動抬升力增加10 N以內(nèi).

表4 受電弓不同高度下開口運(yùn)行時氣動抬升力數(shù)據(jù)對比

圖11 受電弓不同高度開口運(yùn)行時氣動抬升力隨速度變化趨勢

4 結(jié)論

(1)在列車時速為160～320 km/m的條件下，對某新研制受電弓工作高度2 800 mm時開口工作狀態(tài)下的氣動流場進(jìn)行了數(shù)值分析.根據(jù)數(shù)值計(jì)算所得的受電弓各部件的氣動力，計(jì)算得到工作高度為2 800 mm時受電弓6個列車時速下的抬升力.將仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的變化規(guī)律一致，誤差保持在10%以內(nèi)，說明本文數(shù)值計(jì)算結(jié)果具有一定可靠性;

(2)受電弓開口運(yùn)行時，同一高度下，弓頭的氣動阻力隨著風(fēng)速的增大而增加幅度最大，基本保持速度每增加40 km/h，阻力增加約100 N.上下臂桿產(chǎn)生的氣動抬升力方向相反，可相互抵消;

(3) 受 電 弓 由 工 作 高 度2 800 mm 降 低 至1 600 mm，受電弓各部件氣動升、阻力基本都隨著工作高度減小而絕對值減小，降幅基本保持在20 N以內(nèi).整弓的氣動抬升力也隨著工作高度的減小而減小，隨著速度的增加.降幅基本保持在60%以內(nèi).同一高度下整弓的氣動抬升力都隨著速度的增加而逐漸增大，工作高度2 800 mm時速度每增加40 km/h，氣動抬升力增加約30 N；工作高度1 600 mm時速度每增加40 km/h，氣動抬升力增加保持在10 N以內(nèi);

(4)弓頭是影響受電弓氣動特性最大的子部件，受電弓優(yōu)化的重點(diǎn)在弓頭處，可以通過在弓頭處加裝導(dǎo)流板的方式來改善其空氣動力學(xué)特性.根據(jù)受電弓氣動特性分析，對企業(yè)受電弓優(yōu)化具有一定的指導(dǎo)意義.