黃思俊 袁 騫 趙志遠(yuǎn) 張 奇

(北京中車賽德鐵道電氣科技有限公司 北京 100176)

穩(wěn)定的受流性能是高速列車良好運(yùn)行的關(guān)鍵技術(shù)之一，其不僅取決于弓網(wǎng)耦合動力學(xué)關(guān)系，在列車高速運(yùn)行下，受電弓的空氣動力學(xué)特性也是必須要考慮的重要因素。受電弓在高速運(yùn)行下，各部件受氣流影響產(chǎn)生氣動升力和氣動阻力，通過結(jié)構(gòu)受力傳遞路徑，最終產(chǎn)生弓頭氣動抬升力。當(dāng)受電弓氣動抬升力過小，弓網(wǎng)燃弧率會增加；當(dāng)受電弓氣動抬升力過大，弓頭滑板與接觸線磨損增大。對于現(xiàn)代電氣化高速鐵路，高速受電弓本身的結(jié)構(gòu)性能、氣動性能已經(jīng)成為設(shè)計與制造需要關(guān)注的重要課題。

很多學(xué)者針對高速受電弓氣動性能，從試驗和仿真兩個方面進(jìn)行了相關(guān)研究[1]。在氣動性能試驗研究方面，賈海龍[2]、Ikeda[3]、Seo[4]等人采用拉繩測試，即將拉力傳感器通過細(xì)鋼絲與受電弓弓頭碳滑板連接，測得氣動抬升力。付善強(qiáng)[5]等人采用了萬向球軸承+測力天平的方式來獲取氣動抬升力，有效避免了細(xì)鋼絲本身氣動力影響測試結(jié)果。在氣動性能數(shù)值仿真研究方面，宋洪磊[6]、Zhang[7]等人使用STAR-CCM+軟件進(jìn)行氣動性能分析，設(shè)置相關(guān)參數(shù)，得到相應(yīng)的氣動抬升力曲線。李瑞平[8]等人采用受電弓平面四連桿結(jié)構(gòu)作為氣動抬升力計算模型，推導(dǎo)了相應(yīng)的氣動抬升力計算方法，并且驗證了該方法的正確性，表明受電弓各部件的氣動力轉(zhuǎn)換成氣動抬升力存在不同的傳遞系數(shù)且與升弓角有關(guān)。張雪[9]、何舢[10]、林澤峰[11]等人將受電弓簡化為四連桿機(jī)構(gòu)，在升弓角度確定時，各部件的氣動力傳遞系數(shù)可以由公式計算得到，進(jìn)而計算受電弓氣動抬升力。

本文探討了一款新研制高速受電弓空氣動力學(xué)特性，首先建立了安裝在列車頂部高速受電弓氣動模型，對物面和流體網(wǎng)格進(jìn)行劃分，采用CFD++軟件進(jìn)行氣動計算，考慮不同運(yùn)行速度下對該型受電弓的整體及各部件進(jìn)行了氣動特性分析，獲得了高速受電弓的氣動升力和氣動阻力，進(jìn)而通過結(jié)構(gòu)力學(xué)分析對該新型高速受電弓弓頭的氣動抬升力性能進(jìn)行評估，并利用數(shù)據(jù)回歸方法得出了該受電弓氣動抬升力與運(yùn)行速度的關(guān)系式。對于高速受電弓空氣動力學(xué)仿真在實(shí)際工程中的應(yīng)用具有一定參考價值。

1 高速受電弓氣動計算模型及氣動抬升力計算流程

1.1 高速受電弓氣動計算模型

本文所研究的高速受電弓原始模型如圖1(a)所示(工作高度1 600 mm)。由于高速受電弓的實(shí)際結(jié)構(gòu)極為復(fù)雜，為進(jìn)行空氣動力學(xué)性能分析，需要進(jìn)行適當(dāng)簡化。簡化的基本原則是需要保持結(jié)構(gòu)的整體連接關(guān)系及主要部件的幾何拓?fù)錁?gòu)型，同時為保證氣動性能計算的收斂性，需要對局部邊界進(jìn)行微小的邊緣化處理，避免部件交界面的過度突變。按照該原則，最終簡化模型如圖1(b)所示。此時，物面邊界為弓頭、上臂、下臂、上導(dǎo)桿、下導(dǎo)桿和底座6個部分。

圖1 新研制高速受電弓氣動計算模型

為能夠模擬高速列車運(yùn)行時受電弓周圍空氣的實(shí)際流動狀態(tài)，考慮高速受電弓在列車的實(shí)際安裝位置，以高速列車整體邊界為基礎(chǔ)建立受電弓所處流場模型，流場大小為12 m×12 m×46 m。在剖分流場網(wǎng)格時，從遠(yuǎn)到近依次建立遠(yuǎn)場區(qū)、過渡區(qū)和加密區(qū)，邊界層厚度為0.01 mm，網(wǎng)格數(shù)約2 600 萬個。除受電弓底部車體與地面部分設(shè)置為無滑移壁面邊界外，其余流場面均設(shè)置為來流邊界，能夠?qū)崿F(xiàn)流場的充分發(fā)展。受電弓前、后流場面設(shè)置為來流邊界，四周設(shè)置為無滑移壁面邊界。最終得到高速受電弓車頂流場模型如圖2所示。

圖2 自主化研制高速受電弓車頂流場模型

1.2 高速受電弓氣動抬升力計算模型

在空氣動力學(xué)分析軟件得到的結(jié)果為高速受電弓的部件氣動升力和氣動阻力，并不能直接獲取氣動抬升力，需要進(jìn)一步通過高速受電弓結(jié)構(gòu)力學(xué)分析計算受電弓弓頭氣動抬升力。對此， 基于高速受電弓原始模型，考慮受電弓各部件的耦合連接關(guān)系，以及邊界條件建立結(jié)構(gòu)力學(xué)分析的有限元模型。本文采用梁單元、塊體單元和剛臂單元分別模擬受電弓各部件及部件間的連接關(guān)系，得到如圖3所示的高速受電弓氣動抬升力計算的結(jié)構(gòu)有限元模型，共1 053 519個單元，949 965個自由度。

圖3 高速受電弓氣動抬升力計算的結(jié)構(gòu)有限元模型

1.3 高速受電弓弓頭抬升力的計算流程

圖4所示為本文高速受電弓弓頭氣動抬升力的計算流程，其主要步驟如下：

圖4 自主化研制高速受電弓弓頭抬升力計算流程

(1)受電弓建模部分，基于高速受電弓的原始模型，經(jīng)模型簡化等步驟，建立高速受電弓的氣動性能計算模型和結(jié)構(gòu)力學(xué)有限元模型。其中，氣動流場的模型為考慮高速列車邊界的影響， 能夠模擬接

近實(shí)際高速列車運(yùn)行工況時受電弓周圍空氣流場運(yùn)動情況。

(2)氣動力計算部分，以受電弓的簡化模型為基礎(chǔ)，經(jīng)物面與流場網(wǎng)格劃分等，將得到的受電弓氣動力計算模型輸入流體CFD++求解器，設(shè)置計算參數(shù)，以殘差曲線為收斂判據(jù)，計算不同工況下各部件的氣動升力與氣動阻力，并采用Matlab自編程序進(jìn)行后處理，輸出弓頭氣動抬升力計算所需的載荷邊界條件。

(3)弓頭氣動抬升力計算部分，以受電弓的簡化模型為輸入，通過網(wǎng)格劃分與施加約束等步驟，得到受電弓的結(jié)構(gòu)力學(xué)有限元模型，并輸入結(jié)構(gòu)靜力學(xué)分析求解器，結(jié)合氣動力計算出載荷邊界條件，計算受電弓弓頭氣動抬升力。

2 高速受電弓氣動特性分析

在氣動特性計算時考慮定常計算方式，湍流模擬方法為RANS，設(shè)定為k-ε湍流模型。在不同運(yùn)行速度時，受電弓各部件的表面壓力、周圍縱剖面壓力云圖和流線圖的特點(diǎn)相同，本節(jié)選取385 km/h為典型速度進(jìn)行介紹。運(yùn)行速度為385 km/h時，高速受電弓縱剖面流線圖和表面壓力分布如圖5和圖6所示?？梢钥闯觯^、上交叉管、上下臂鉸、下臂底部轉(zhuǎn)鉸、底座框架和氣囊迎風(fēng)側(cè)表面壓力相對較大，是氣動阻力的主要來源。上臂和下臂主體為傾斜放置的圓柱，氣流不會直接沖滯表面，流動分離較弱，其阻力主要來源于上交叉管與上、下臂鉸處。此外，由于傾斜角度的原因，開口運(yùn)行時，上臂桿產(chǎn)生使受電弓向上運(yùn)動趨勢的較大氣動力，下臂桿產(chǎn)生使受電弓向下運(yùn)動趨勢的較大氣動力，這些作用對弓頭抬升力的影響較大；而閉口運(yùn)行時，上臂桿、下臂桿升力作用方向與開口運(yùn)行狀態(tài)相反，但對弓頭抬升力也同樣具有較大的影響。

圖5 運(yùn)行速度為385 km/h時高速受電弓縱剖面流線

圖6 運(yùn)行速度為385 km/h時高速受電弓表面壓力云圖

3 高速受電弓氣動抬升力分析

3.1 氣動升力和氣動阻力

針對高速列車速度分別為200 km/h、300 km/h、350 km/h、385 km/h、400 km/h和440 km/h的開口運(yùn)行和閉口運(yùn)行條件，進(jìn)行受電弓氣動性能評估。當(dāng)速度小于350 km/h時，采用不可壓縮理想氣體進(jìn)行模擬；速度大于等于350 km/h時，采用可壓縮理想氣體進(jìn)行模擬。圖7和圖8為本文所研究高速受電弓的弓頭、上臂桿和下臂桿的氣動升力F升和氣動阻力F阻隨運(yùn)行速度變化的曲線。F升的正方向為z軸正向，數(shù)值為正時向上抬升；反之，數(shù)值為負(fù)時下壓。F阻與運(yùn)行方向相反，起阻礙列車行進(jìn)作用。同樣也計算了上導(dǎo)桿和下導(dǎo)桿的氣動力，限于篇幅這里沒有列出。

從圖7和圖8的計算結(jié)果可以看出：

圖7 高速受電弓各部件氣動升力

圖8 高速受電弓各部件氣動阻力

(1)開口運(yùn)行時，弓頭和上臂桿的氣動升力為正，數(shù)值隨速度增大而增大(例如：上臂桿為25.67 N～140.34 N)；下臂桿的氣動升力為負(fù)，數(shù)值隨著速度增大而減小，變化范圍為-14.13 N～-104.84 N。閉口運(yùn)行時，弓頭和下臂桿的氣動升力為正，數(shù)值隨著速度增大而增大(例如：下臂桿為10.99 N～63.98 N)；上臂桿的氣動升力為負(fù)，數(shù)值隨著速度增大而減小，變化范圍為-8.01 N～-51.52 N。

(2)對于開口或閉口運(yùn)行時的氣動阻力，弓頭的氣動阻力幾乎不變(139.81 N～921.89 N)，上臂桿和下臂桿的氣動阻力為正值，數(shù)值隨著速度增大而增大，整體變化趨勢相同。此外，由計算結(jié)果可以得出當(dāng)運(yùn)行速度和運(yùn)行方向確定時，弓頭的氣動阻力最大，上臂桿居中，下臂桿最小。由此可知，弓頭存在較大的減阻優(yōu)化空間。

3.2 氣動抬升力

結(jié)合1.2小節(jié)建立的高速受電弓結(jié)構(gòu)力學(xué)計算模型，在ANSYS中進(jìn)行氣動抬升力計算。在弓頭滑板、上臂桿、下臂桿施加x、y、z方向的氣動力和繞x軸方向的力矩，上導(dǎo)桿、下導(dǎo)桿施加運(yùn)行時3個方向的氣動力，施加點(diǎn)取軸線中部位置。氣動抬升力F抬和氣動升力F升，正方向取z軸正向，數(shù)值為正時向上抬升；反之，數(shù)值為負(fù)時下壓。來流的正方向取y軸正向，則運(yùn)行方向的正方向為y軸負(fù)向。開口、閉口運(yùn)行時，氣動阻力F阻與運(yùn)行方向相反，起阻礙列車行進(jìn)作用，都取正值。圖9為高速受電弓氣動抬升力F抬隨運(yùn)行速度變化的曲線。高速受電弓無論處于開口或者閉口狀態(tài)，氣動抬升力F抬隨著風(fēng)速的增加而增加，兩者變化趨勢基本一致。依據(jù)仿真計算得到數(shù)據(jù)，進(jìn)一步進(jìn)行受電弓氣動抬升力的數(shù)據(jù)回歸擬合。

圖9 新研制高速受電弓氣動抬升力

開口運(yùn)行：

F抬-開=0.000 3v2+0.056 2v-20.496 2

閉口運(yùn)行：

F抬-閉=0.000 5v2+0.001 5v-7.041 1

式中：v為速度，km/h。與EN 50367—2012標(biāo)準(zhǔn)給出的上限和下限要求比較，可以看到本文所研究的高速受電弓氣動抬升力位于兩者之間，具有良好的氣動抬升力性能。由于該型高速受電弓配備有主動控制閥板，可以依據(jù)本次仿真結(jié)果對主動控制閥板控制策略進(jìn)行預(yù)調(diào)整和設(shè)定，為下一步受電弓進(jìn)行線路弓網(wǎng)受流試驗提供技術(shù)支撐。

4 結(jié)論

本文探討了新研制的高速受電弓空氣動力學(xué)特性，采用CFD++軟件進(jìn)行氣動計算，給出了高速受電弓的弓頭、上臂桿和下臂桿的氣動升力和氣動阻力隨運(yùn)行速度變化的計算結(jié)果，從空氣動力學(xué)計算結(jié)果探討了整弓和部件氣動升力和氣動阻力的特點(diǎn)。(1)開口運(yùn)行時，弓頭和上臂桿的氣動升力隨著速度增大而增大，下臂桿的氣動升力隨著速度增大而減??；(2)閉口運(yùn)行時，弓頭和下臂桿的氣動升力隨著速度增大而增大；上臂桿的氣動升力隨著速度增大而進(jìn)一步減小。

對該型高速受電弓弓頭的氣動抬升力性能進(jìn)行分析，可以看到，隨著速度的提升，受電弓氣動抬升力也顯著提升，在開口和閉口情況，都可以符合EN 50367標(biāo)準(zhǔn)。此外，通過數(shù)據(jù)回歸方法得出受電弓氣動抬升力與運(yùn)行速度的關(guān)系式，可以作為對該受電弓氣動抬升力進(jìn)行主動控制策略和弓網(wǎng)動力學(xué)仿真的重要依據(jù)。

本文建立高速受電弓氣動抬升力的計算流程和方法，在一定程度上可以彌補(bǔ)目前風(fēng)洞試驗最大風(fēng)速條件等試驗條件的限制，對高速受電弓空氣動力學(xué)仿真在實(shí)際工程中的應(yīng)用具有一定的參考價值。