燕永釗 許向紅 王烯州 耿浩森 黃思俊

*(中國科學(xué)院力學(xué)研究所非線性力學(xué)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 100190)

?(中國科學(xué)院大學(xué)工程科學(xué)學(xué)院,北京 100049)

**(北方工業(yè)大學(xué)機(jī)械與材料工程學(xué)院,北京 100144)

??(北京中車賽德鐵道電氣科技有限公司,北京 100176)

在受電弓設(shè)計(jì)和制造時,相關(guān)研究人員主要考慮其結(jié)構(gòu)安全性與可靠性,對受電弓的優(yōu)化改進(jìn)工作,多側(cè)重于提升其弓網(wǎng)耦合性能[1]。然而,隨著列車運(yùn)行速度的提升,受電弓氣動減阻成為不容忽視的問題。目前,減阻降噪是高速軌道交通技術(shù)發(fā)展的重要方向之一,隨著運(yùn)行速度的提升,氣動阻力已成為限制列車提速的主要因素之一。已有文獻(xiàn)表明,時速300 km/h 時,列車氣動阻力占總阻力的90% 以上[2]。目前,對于列車減阻的相關(guān)研究工作,多集中于列車頭型的改進(jìn),對于受電弓的減阻設(shè)計(jì)研究則相對較少[3-4]。然而,列車高速運(yùn)行時,受電弓暴露在流線型車體之外,產(chǎn)生較大的氣動阻力,是列車氣動阻力的主要來源之一[5],約占高速列車氣動阻力的12%[6]。減小高速受電弓的氣動阻力,對于列車進(jìn)一步提速,有至關(guān)重要的意義。

降低受電弓的氣動阻力,主要是通過優(yōu)化受電弓結(jié)構(gòu)和改變受電弓周圍流場兩種方式[6-8]。對于優(yōu)化受電弓結(jié)構(gòu),光用剛等[7]提出一種滑板前緣為鈍頭、后緣為近似流線型的設(shè)計(jì),這種截面構(gòu)型具有較好的減阻降噪效果。Li 等[9]通過計(jì)算表明改變雙滑板型受電弓的滑板間距會影響受電弓的氣動阻力。Ito[10]采用滑板與弓角融合式設(shè)計(jì),同時在上下臂鉸等連結(jié)位置包裹減阻罩,避免氣流經(jīng)過交接位置發(fā)生復(fù)雜流動,降低受電弓的氣動阻力。劉海濤等[11]基于仿生原理,提出了帶有環(huán)狀波紋等微結(jié)構(gòu)的桿件減阻設(shè)計(jì)。此外,減少受電弓的桿件數(shù)量,也可降低受電弓的氣動阻力[6,12]。對于改變受電弓周圍流場,張雷等[13]在受電弓周圍增加導(dǎo)流罩,使受電弓來流前方氣流偏轉(zhuǎn),削弱受電弓前的來流強(qiáng)度?？讓W(xué)舟等[14]提出增加受電弓艙,使受電弓底座沉降進(jìn)入車體,避免底部直接迎風(fēng),從而減小氣動阻力。

對比多種受電弓減阻方法,采用仿生桿件設(shè)計(jì),工程實(shí)現(xiàn)的難度較大；減少受電弓桿件數(shù)量,對于弓網(wǎng)受流穩(wěn)定性的影響需要進(jìn)一步評估；此外,增加導(dǎo)流罩和受電弓艙雖然降低了受電弓的氣動阻力,但是其自身幾何尺度較大,本身也會產(chǎn)生較大的氣動力,在車體自身原有氣動阻力基礎(chǔ)上額外增加了氣動阻力,對整車減阻而言,其外形方案需要大量的設(shè)計(jì)論證。如何在不影響原有弓網(wǎng)受流穩(wěn)定性的基礎(chǔ)上,減小受電弓的氣動阻力,同時盡量避免對列車外形進(jìn)行改造,是高速受電弓減阻問題中的難點(diǎn)和挑戰(zhàn)。基于上述背景,本文針對新型單滑板高速受電弓,通過計(jì)算流體力學(xué)方法,得到受電弓各部件的氣動阻力,分析受電弓不同部件的氣動阻力占比,確定滑板與底座是氣動阻力的主要來源,結(jié)合現(xiàn)有減阻優(yōu)化方案,提出了不改變原有受電弓與車體結(jié)構(gòu)的滑板減阻外殼與底座減阻外殼優(yōu)化方案,并對減阻效果進(jìn)行驗(yàn)證。

1 高速受電弓氣動計(jì)算模型

為了準(zhǔn)確獲取受電弓的氣動性能,本文基于某型高速受電弓和標(biāo)準(zhǔn)動車組的真實(shí)模型,進(jìn)行模型簡化與網(wǎng)格劃分,進(jìn)行數(shù)值仿真計(jì)算。

1.1 幾何模型

受電弓的真實(shí)模型有大量的螺栓、墊片等微小結(jié)構(gòu),如果不進(jìn)行簡化,會極大增加網(wǎng)格數(shù)量,造成計(jì)算資源浪費(fèi)。在劃分網(wǎng)格前,在不改變原有主體結(jié)構(gòu)的尺寸與構(gòu)型的前提下,對受電弓進(jìn)行模型清理與簡化,得到氣動計(jì)算簡化模型(圖1(a))。

圖1 受電弓幾何模型示意圖Fig.1 Pantograph geometric model

為對比不同部件對于受電弓氣動性能的影響,將受電弓整體分為弓頭、上臂、下臂、上導(dǎo)桿、下導(dǎo)桿、底座和絕緣子七個部分,其中弓頭細(xì)分為滑板、弓角、固定片、壓簧和弓頭其他五個部分(圖1(b)),上臂自上而下細(xì)分為管軸、上交叉管、縱支柱、下交叉管和臂板五個部分,下臂自上而下細(xì)分為橫鉸、長桿和底部三個部分。

受電弓物面網(wǎng)格采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格和非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格混合的方式,弓頭結(jié)構(gòu)精細(xì),氣流經(jīng)過時流動復(fù)雜,采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,最小網(wǎng)格尺寸為1 mm；上臂桿、下臂桿和底座等較大尺度結(jié)構(gòu)采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,最大網(wǎng)格尺寸為20 mm。這種網(wǎng)格劃分策略,兼顧了計(jì)算準(zhǔn)確性與計(jì)算效率。

1.2 計(jì)算網(wǎng)格與邊界條件

為盡可能模擬列車高速運(yùn)行時受電弓周圍的流場環(huán)境,計(jì)算區(qū)域依托標(biāo)準(zhǔn)動車組模型建立,流場大小為12 m×12 m×50 m,網(wǎng)格數(shù)2405 萬,運(yùn)行時受電弓實(shí)際安裝位置如圖2。圍繞受電弓從近到遠(yuǎn)依次建立加密區(qū)、過渡區(qū)與遠(yuǎn)場區(qū),邊界層厚度為0.01 mm。除受電弓表面、車體表面與地面設(shè)置為無滑移壁面邊界外,其余流場面均設(shè)置為流體穿透邊界,以期實(shí)現(xiàn)流場的充分發(fā)展。

圖2 車頂流場模型示意圖Fig.2 Computational domain of train model

2 高速受電弓氣動仿真控制模型設(shè)置

2.1 仿真運(yùn)行工況

由于受電弓的現(xiàn)役速度主要為300 km/h,最高服役速度為350 km/h,與線路實(shí)驗(yàn)最大時速相比,仍有較大的提速空間,且目前對于高速運(yùn)行狀態(tài)下受電弓的氣動減阻問題研究較少。本文選取300 km/h,350 km/h,385 km/h,400 km/h 和450 km/h 為典型運(yùn)行速度,計(jì)算受電弓開口、閉口運(yùn)行時的氣動力。

2.2 仿真控制模型

盡管經(jīng)過適當(dāng)?shù)睾喕?對于計(jì)算流體力學(xué),高速受電弓的結(jié)構(gòu)仍十分復(fù)雜,采用直接數(shù)值模擬與大渦模擬的方法,耗費(fèi)計(jì)算資源過大,雷諾平均方法因其計(jì)算量小、計(jì)算精度高而廣泛應(yīng)用于工程實(shí)踐。由于本文主要關(guān)注氣動力的計(jì)算結(jié)果,對細(xì)微的流場細(xì)節(jié)不做重點(diǎn)關(guān)注。因此,本文采用雷諾平均方法進(jìn)行數(shù)值仿真計(jì)算,湍流模型選擇k ?ε模型。采用CFD++ 軟件,以定常計(jì)算的方式,每個算例迭代1000 步,使流場充分發(fā)展,保證計(jì)算結(jié)果的收斂性[15-17]。

由于計(jì)算速度處于300～450 km/h 之間,其對應(yīng)馬赫數(shù)在0.245 1～0.367 6 之間,為盡可能真實(shí)模擬實(shí)際運(yùn)行狀態(tài)的氣動力,提高仿真計(jì)算精度,當(dāng)速度小于350 km/h 時,采用三維不可壓縮黏性理想氣體進(jìn)行模擬；速度大于等于350 km/h 時,考慮氣體可壓縮效應(yīng),采用三維可壓縮黏性理想氣體進(jìn)行模擬。

3 高速受電弓氣動阻力分析和優(yōu)化部件確定

3.1 氣動阻力分析

在對原始模型進(jìn)行氣動性能分析時,分別計(jì)算了300 km/h, 350 km/h, 385 km/h, 400 km/h和450 km/h 五個運(yùn)行速度下的氣動阻力。計(jì)算結(jié)果表明,不同運(yùn)行速度時受電弓表面及周圍空間的壓力分布與不同部件的氣動阻力占比呈現(xiàn)一定的相似性。因此,選取運(yùn)行速度為385 km/h 時的計(jì)算結(jié)果為例進(jìn)行分析(圖3 和圖4)。

圖3 受電弓表面與中截面壓力云圖(續(xù))Fig.3 Pressure distributions on the pantograph surface and at the center longitudinal plane of the pantograph (continued)

圖3 受電弓表面與中截面壓力云圖Fig.3 Pressure distributions on the pantograph surface and at the center longitudinal plane of the pantograph

分析受電弓的表面及周圍空間的壓力分布,弓頭、底座、交叉管、上臂橫鉸、下臂橫鉸、下臂底部、絕緣子迎風(fēng)側(cè)表面及附近壓力相對較大,背風(fēng)側(cè)表面及附近壓力相對較小,這些部件前后產(chǎn)生較大的壓差阻力,是氣動阻力的主要來源。

分析不同部件的氣動阻力占比。

(1) 運(yùn)行方向、運(yùn)行速度對氣動阻力占比

同一運(yùn)行方向、不同運(yùn)行速度時,各部件的氣動阻力占比相近；同一運(yùn)行速度、不同運(yùn)行方向時,弓頭、下臂的氣動阻力占比幾乎不變,上臂的氣動阻力占比在閉口時增大,底座、絕緣子的氣動阻力占比在閉口時減小。

(2) 不同部件的氣動阻力占比

弓頭、上臂、底座、絕緣子和下臂的氣動阻力占整弓氣動阻力的比值較大,占比從大到小排序依次為弓頭、底座、上臂、絕緣子、下臂；上導(dǎo)桿和下導(dǎo)桿的占比較小。

由此可見,在受電弓運(yùn)行時,滑板和底座會產(chǎn)生較大的氣動阻力,應(yīng)對其進(jìn)行減阻優(yōu)化。

3.2 優(yōu)化部件選擇

滑板處于受電弓頂部,是受電弓氣動阻力的主要來源之一,氣動阻力值約占受電弓整體的21%,減阻優(yōu)化空間最大?；逶冀Y(jié)構(gòu)為中間寬、兩邊窄的變截面梁結(jié)構(gòu),截面為矩形,開口、閉口運(yùn)行時表面直接迎風(fēng)?；逯虚g為接觸段,兩端為轉(zhuǎn)角段,其間為過渡段。由于滑板矩形截面的流線度差,阻力系數(shù)大,氣流經(jīng)過時,迎風(fēng)側(cè)阻滯氣流,背風(fēng)側(cè)發(fā)生流動分離,產(chǎn)生很大的壓差阻力。為減小滑板的氣動阻力,應(yīng)對其采用流線化的外形優(yōu)化。但是,受電弓運(yùn)行時,滑板接觸段上表面與接觸線保持接觸,倘若直接將截面上部修改為流線型,勢必會減少滑板上表面與接觸線的接觸長度,降低列車受流質(zhì)量；且滑板上層為石墨材料、下層為金屬材料,直接加工成低阻力外形在工程上較難實(shí)現(xiàn)。因此,在不改變原有受電弓與接觸網(wǎng)接觸條件的前提下,在受電弓滑板截面兩側(cè)增加流線型導(dǎo)流外殼。這種設(shè)計(jì),既可以增加截面流線化程度,又不會對原有受流質(zhì)量與結(jié)構(gòu)強(qiáng)度造成干擾,實(shí)際工程中也有較強(qiáng)的可操作性。

底座位于受電弓底部,其結(jié)構(gòu)復(fù)雜,是受電弓升降弓與保持垂向穩(wěn)定性的重要部分。受電弓底座構(gòu)件繁多,結(jié)構(gòu)復(fù)雜。氣流經(jīng)過此處時,發(fā)生復(fù)雜的繞流運(yùn)動,各種旋渦不斷生成和發(fā)展,彼此間發(fā)生強(qiáng)烈的耦合作用,最終形成強(qiáng)大的氣動阻力,約占總阻力的26%。由于底座零件繁多,氣流經(jīng)過不同零件時相互耦合和干擾,倘若將其逐個優(yōu)化,結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的工作量極大,同時氣動性能較好的外形,是否滿足原有結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和功能的要求,仍然需要大量的探討。因此,本文嘗試在受電弓原有底座上,加裝底座減阻外殼,使其包裹原有結(jié)構(gòu),從而降低氣動阻力。

4 部件減阻優(yōu)化設(shè)計(jì)

4.1 滑板減阻

本文設(shè)計(jì)了三種不同構(gòu)形的滑板減阻外殼,分別為圓形、橢圓形,以及NACA0012-20%形(圖5(a))。建模時,對于圓形截面模型,滑板中間接觸段圓直徑為34 mm,兩端轉(zhuǎn)角段截面直徑為24 mm；對于橢圓形截面模型,接觸段橢圓短軸為34 mm,轉(zhuǎn)角段短軸為24 mm,長軸短軸之比皆為3:2；對于NACA0012-20% 模型,取NACA0012 翼型的前緣20% 部分,接觸段和轉(zhuǎn)角段的原垂向邊界為垂向最大寬度位置,垂向最大寬度分別為34 mm 和24 mm,三種方案的過渡段截面都為兩端的線性過渡[18]。將三種截面形狀的滑板,安裝于受電弓實(shí)際位置上,進(jìn)行氣動阻力仿真計(jì)算,計(jì)算時,為節(jié)約計(jì)算資源,只對弓頭進(jìn)行計(jì)算(圖5(b))。

圖5 滑板減阻方案示意圖Fig.5 Aerodynamic drag reduction scheme of contact strip

加裝導(dǎo)流外殼后,氣流流經(jīng)滑板表面時,流動分離現(xiàn)象明顯減弱,滑板前后的高壓區(qū)與低壓區(qū)均有所減小,壓差阻力大幅下降。對比三種截面的減阻效果(表1),NACA0012-20% 構(gòu)型的滑板減阻率最高,相比矩形截面時的弓頭氣動阻力,開口、閉口運(yùn)行時整弓氣動阻力分別降低17.07% 和18.61%。

4.2 底座減阻

針對底座部分,本文設(shè)計(jì)一種半橢圓形的外殼(圖6(a))。其上表面為橢圓形,整體覆蓋在底座和下臂底部之上,同時預(yù)留下臂轉(zhuǎn)動的空間；下表面與原有輪廓平行,同時在前部設(shè)計(jì)一個流線型凸起,凸起處形狀由半橢圓柱與兩側(cè)的1/4 紡錘體拼接而成,用以包裹氣囊下部。設(shè)計(jì)時,為滿足工程實(shí)現(xiàn)的可操作性,在與原底座之間周圍,預(yù)留1～2 cm 的余量,以免結(jié)構(gòu)過于緊湊,無法安裝。將優(yōu)化設(shè)計(jì)的底座進(jìn)行氣動性能計(jì)算,為節(jié)約計(jì)算資源,在車頂流場模型中,只對底座、絕緣子、下臂和下導(dǎo)桿進(jìn)行計(jì)算(圖6(b))。結(jié)果表明,相比于四個部件的原氣動阻力值,包裹減阻外殼后,開口、閉口運(yùn)行時整弓氣動阻力分別降低10.45% 和4.94%。

圖6 底座減阻方案示意圖Fig.6 Aerodynamic drag reduction scheme of base

4.3 滑板底座綜合減阻

基于前述工作,本節(jié)將NACA0012-20% 滑板模型與底座減阻模型結(jié)合,分析兩種方案的綜合減阻效果(圖7)。

圖7 受電弓減阻模型對比圖Fig.7 Comparison between original model and optimized model

對比不同運(yùn)行速度和運(yùn)行方向情況下的減阻效果(表2),相比于原模型,不同運(yùn)行速度下,整弓氣動阻力的減阻效果相近,隨著速度增加,減阻效果略微減小。開口運(yùn)行時,整弓氣動阻力降低24.74%～25.13%,閉口運(yùn)行時,整弓氣動阻力降低23.50%～24.19%,均實(shí)現(xiàn)了較大程度的減阻效果。

表2 不同運(yùn)行速度和運(yùn)行方向情況下減阻效果Table 2 Aerodynamic drag reduction effect in different conditions

5 結(jié)論

通過計(jì)算流體力學(xué)方法,對受電弓進(jìn)行氣動計(jì)算,并對受電弓各部件的氣動阻力和空間壓力云圖進(jìn)行分析,明確滑板與底座是受電弓氣動阻力的主要來源。在不改變受電弓和車體原有結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上,提出了NACA0012-20%滑板截面優(yōu)化與半橢圓形底座減阻外殼優(yōu)化方案,計(jì)算表明,350 km/h 典型運(yùn)行速度下,減阻模型在開口、閉口運(yùn)行時整弓氣動阻力分別降低可達(dá)25.13% 與24.19%,取得了明顯的減阻效果。