高速受電弓氣動抬升力仿真研究

黃思俊 袁 騫 趙志遠 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鋼絲與受電弓弓頭碳滑板連接，測得氣動抬升力。付善強[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)格進行劃分，采用CFD++軟件進行氣動計算，考慮不同運行速度下對該型受電弓的整體及各部件進行了氣動特性分析，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際結(jié)構(gòu)極為復(fù)雜，為進行空氣動力學(xué)性能分析，需要進行適當(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撲構(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行時受電弓周圍空氣的實際流動狀態(tài)，考慮高速受電弓在列車的實際安裝位置，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，從遠到近依次建立遠場區(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

近實際高速列車運行工況時受電弓周圍空氣流場運動情況。

(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相同，本節(jié)選取385 km/h為典型速度進行介紹。運行速度為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，開口運行時，上臂桿產(chǎn)生使受電弓向上運動趨勢的較大氣動力，下臂桿產(chǎn)生使受電弓向下運動趨勢的較大氣動力，這些作用對弓頭抬升力的影響較大；而閉口運行時，上臂桿、下臂桿升力作用方向與開口運行狀態(tài)相反，但對弓頭抬升力也同樣具有較大的影響。

圖5 運行速度為385 km/h時高速受電弓縱剖面流線

圖6 運行速度為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的開口運行和閉口運行條件，進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行模擬；速度大于等于350 km/h時，采用可壓縮理想氣體進行模擬。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)值為負時下壓。F阻與運行方向相反，起阻礙列車行進作用。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，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，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)運行速度和運行方向確定時，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)桿施加運行時3個方向的氣動力，施加點取軸線中部位置。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)值為負時下壓。來流的正方向取y軸正向，則運行方向的正方向為y軸負向。開口、閉口運行時，氣動阻力F阻與運行方向相反，起阻礙列車行進作用，都取正值。圖9為高速受電弓氣動抬升力F抬隨運行速度變化的曲線。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)，進一步進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

開口運行：

F抬-開=0.000 3v2+0.056 2v-20.496 2

閉口運行：

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行預(yù)調(diào)整和設(shè)定，為下一步受電弓進行線路弓網(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。(1)開口運行時，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一步減小。

對該型高速受電弓弓頭的氣動抬升力性能進行分析，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行速度的關(guān)系式，可以作為對該受電弓氣動抬升力進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)仿真在實際工程中的應(yīng)用具有一定的參考價值。