碳滑板表面波紋對(duì)高速列車受電弓氣動(dòng)特性影響

安 睿 ,任尊松 ,陳厚嫦 ,魏 雪 ,吳養(yǎng)民

(1.北京交通大學(xué) 機(jī)械與電子控制工程學(xué)院,北京100044,2.中國(guó)鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司,北京 100081)

高速列車在軌道行駛過(guò)程中通過(guò)受電弓獲取電能來(lái)保障列車的穩(wěn)定運(yùn)行。隨著列車速度不斷提高,列車系統(tǒng)受到的空氣阻力對(duì)列車的制約作用顯著增加。列車空氣阻力主要來(lái)自于頭車、尾車、車體連接處、轉(zhuǎn)向架以及受電弓等部位,目前大多數(shù)列車減阻降噪方式都是基于上述除受電弓以外的結(jié)構(gòu)開展研究,并且對(duì)于列車頭部、裙板及風(fēng)擋的優(yōu)化設(shè)計(jì)逐漸趨于成熟。實(shí)際上,良好的受電弓氣動(dòng)特性對(duì)列車速度的提升起著至關(guān)重要的作用,因此可以通過(guò)優(yōu)化受電弓結(jié)構(gòu)來(lái)提高整體列車系統(tǒng)的空氣動(dòng)力性能。

目前國(guó)內(nèi)外針對(duì)受電弓的氣動(dòng)噪聲及氣動(dòng)力的研究較多,吳燕等[1]采用數(shù)值分析方法模擬仿真了高速受電弓的空氣動(dòng)力學(xué)性能并且得出受電弓主要有3個(gè)噪聲源:弓頭、上框架及下框架。下框架噪聲輻射可以通過(guò)加裝導(dǎo)流罩減小高速氣流的作用來(lái)改善,此時(shí)弓頭的噪聲影響范圍遠(yuǎn)大于上框架,改善受電弓氣動(dòng)性能的優(yōu)化措施應(yīng)著重于弓頭部位。劉海濤等[2]基于仿生結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)了6種受電弓桿件模型,通過(guò)仿真分析得出橢圓形截面桿件相比于圓形截面有更低的氣動(dòng)阻力及氣動(dòng)噪聲,基于橢圓形截面仿生環(huán)狀波紋桿件結(jié)構(gòu)能夠獲得最優(yōu)的減阻降噪效果。李田[3]比較了受電弓不同運(yùn)行狀態(tài)下的氣動(dòng)力,得出在同一速度等級(jí)下受電弓開口運(yùn)行下的氣動(dòng)阻力及氣動(dòng)升力要比閉口運(yùn)行時(shí)的氣動(dòng)力大2%～8%,且當(dāng)運(yùn)行速度不小于400 km/h時(shí),受電弓氣動(dòng)阻力受空氣壓縮效應(yīng)的影響較大,氣動(dòng)升力受空氣壓縮效應(yīng)的影響較小。楊康[4]分析了受電弓的空氣動(dòng)力特性,表明針對(duì)整個(gè)受電弓的氣動(dòng)力而言,弓頭的氣動(dòng)阻力和氣動(dòng)升力占比較大,弓頭的氣動(dòng)抬升力對(duì)整個(gè)弓網(wǎng)的受流質(zhì)量影響明顯,因此優(yōu)化受電弓弓頭結(jié)構(gòu)可以有效改善受電弓整體的氣動(dòng)特性。針對(duì)單獨(dú)的受電弓弓頭桿件,LIU 等[5]在方形桿件迎風(fēng)側(cè)與背風(fēng)側(cè)都引入了展向波紋結(jié)構(gòu),利用數(shù)值仿真分析得出增加展向波紋結(jié)構(gòu)可以使得桿件阻力系數(shù)與氣動(dòng)噪聲顯著減小,該結(jié)果通過(guò)試驗(yàn)得到了驗(yàn)證,展向波紋結(jié)構(gòu)可以使得基本渦流脫落得到有效抑制。BEARMAN 等[6]對(duì)迎風(fēng)面與背風(fēng)面包含展向波紋結(jié)構(gòu)的受電弓桿件進(jìn)行了風(fēng)洞測(cè)量分析,展向波紋度對(duì)常見鈍體繞流影響的試驗(yàn)研究結(jié)果與不含展向波紋桿件相比,阻力降低了至少30%。此外,當(dāng)波峰與波峰高度之比除以波長(zhǎng)超過(guò)0.06和0.09時(shí),渦流脫落被完全抑制。張長(zhǎng)亮等[7]針對(duì)受電弓弓頭方形桿件引入了展向波紋結(jié)構(gòu),通過(guò)對(duì)8種參數(shù)不同的包含展向波紋結(jié)構(gòu)的弓頭滑板進(jìn)行了數(shù)值仿真對(duì)比分析,最終得出了降噪性能最優(yōu)及減阻性能最優(yōu)時(shí)對(duì)應(yīng)的滑板展向波紋結(jié)構(gòu)參數(shù)。LEE 等[8]對(duì)受電弓弓頭進(jìn)行了流線型優(yōu)化,并通過(guò)與帶有矩形弓頭的受電弓氣動(dòng)特性進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證了優(yōu)化的有效性,利用風(fēng)洞試驗(yàn)測(cè)量了受電弓的氣動(dòng)力,根據(jù)受電弓的組成進(jìn)行了氣動(dòng)力分析。

研究表明,受電弓的氣動(dòng)性能對(duì)列車速度的提升以及運(yùn)行安全性具有顯著影響,其中弓頭的氣動(dòng)性能是主要影響因素,而通過(guò)對(duì)受電弓弓頭結(jié)構(gòu)優(yōu)化來(lái)減小受電弓氣動(dòng)阻力的研究相對(duì)較少,未有通過(guò)設(shè)置弓頭波紋對(duì)整車進(jìn)行分析來(lái)改善受電弓氣動(dòng)性能的研究。鑒于受電弓以閉口運(yùn)行時(shí)列車的氣動(dòng)特性優(yōu)于開口運(yùn)行,受電弓安裝在遠(yuǎn)離列車運(yùn)行方向的位置時(shí)氣動(dòng)噪聲相對(duì)較低[9],因此本文采用數(shù)值模擬方法分析了安裝在遠(yuǎn)離列車運(yùn)行方向車頂處的受電弓在閉口運(yùn)行時(shí)弓頭波紋位置對(duì)受電弓氣動(dòng)特性的影響,研究成果可為改善高速列車受電弓的氣動(dòng)特性及結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供參考。

1 受電弓流場(chǎng)分析理論

1.1 受電弓流場(chǎng)湍流控制方程

受電弓周圍的復(fù)雜繞流場(chǎng)的流體流動(dòng)所遵循的三大物理守恒定律為:質(zhì)量守恒定律、動(dòng)量守恒定律以及能量守恒定律。上述定律表述成數(shù)學(xué)形式,就是如下所示的控制方程[10]:

(1) 質(zhì)量守恒方程。單位時(shí)間里,微元體內(nèi)流體質(zhì)量的增加量和同時(shí)間內(nèi)流入該微元體的凈流體質(zhì)量相同。質(zhì)量守恒定律對(duì)應(yīng)的連續(xù)性方程又稱為質(zhì)量守恒方程:

式中:ρ為流體密度,U為速度矢量。

(2) 動(dòng)量守恒方程。微元體中的流體動(dòng)量針對(duì)時(shí)間的變化率與作用在該微元體上的各種力之和相同。由此可得出動(dòng)量守恒方程:

式中:μi為i方向流體速度分量,μj為j方向流體速度分量,x i為i方向的位置,x j為j方向的位置,p為靜壓力,τij為應(yīng)力張量,g i為i方向上的重力體積力,F i為i方向上由于阻力和能源而引起的其他能源項(xiàng)。

應(yīng)力張量如式(3)所示:

式中:μ為動(dòng)力粘性系數(shù),δij為克羅內(nèi)克函數(shù)。

(3) 能量守恒方程。微元體內(nèi)總能量的變化率與外界作用力對(duì)微元體所做功的功率和以導(dǎo)熱向微元體傳熱的功率之和相同[11],對(duì)于牛頓流體,能量守恒方程的形式如下:

式中:T為絕對(duì)溫度,K為傳熱系數(shù),C P為比熱容,S T為粘性耗散項(xiàng)。

1.2 湍流模型

當(dāng)動(dòng)車組運(yùn)行速度為160～350 km/h時(shí),10～30 m/s橫風(fēng)條件下對(duì)應(yīng)的馬赫數(shù)最大值小于0.3,屬于低馬赫數(shù)流體,可按照不可壓縮流體進(jìn)行計(jì)算,此時(shí)受電弓周圍的空氣繞流場(chǎng)可以視為定常、等溫、不可壓縮的三維流場(chǎng)。流場(chǎng)雷諾數(shù)較高,按照湍流處理[12]。本文采用的湍流數(shù)值模擬方法為雷諾時(shí)均法,是將非穩(wěn)態(tài)控制方程對(duì)時(shí)間作平均,得到的關(guān)于時(shí)均物理量的控制方程包含了脈動(dòng)量乘積的時(shí)均值等未知量。本文應(yīng)用的湍流模型為SSTk-ω模型,該模型結(jié)合了k-ω原型和k-ε模型各自的優(yōu)點(diǎn),對(duì)自由來(lái)流的湍流度沒(méi)有很強(qiáng)的依賴性。相比于k-ω原型,SSTk-ω模 型 在流體分析時(shí)能更精確地模擬反壓力梯度引起的分離點(diǎn)和分離區(qū)的大小。SSTk-ω模型方程如下[13]:

式中:k為湍流動(dòng)能;v i為流體流速;ω為渦量脈動(dòng)強(qiáng)度;Γk,Γω分別代表k與ω的有效擴(kuò)散項(xiàng);G k為因?qū)恿魉俣忍荻榷a(chǎn)生的湍流動(dòng)能;Gω為由ω方程對(duì)應(yīng)產(chǎn)生的湍流動(dòng)能;Y k,Yω分別代表k與ω的發(fā)散項(xiàng);S k,Sω為用戶自定義。

1.3 受電弓氣動(dòng)抬升力等效模型

受電弓結(jié)構(gòu)復(fù)雜,含有較多的零部件,因此在力學(xué)分析計(jì)算時(shí)需要運(yùn)用二維結(jié)構(gòu)建立等效計(jì)算模型[14-17]。由于平衡桿和下導(dǎo)桿所受氣動(dòng)力較小,為簡(jiǎn)化計(jì)算,二者的氣動(dòng)力可忽略不計(jì)。弓頭與上臂桿之間是鉸接關(guān)系,不存在力矩傳遞,可將弓頭的氣動(dòng)阻力和升力等效至上臂桿頂端。受電弓弓頭在外載荷作用時(shí)沿垂向運(yùn)動(dòng),因此可在上臂桿頂端施加垂向約束,計(jì)算受電弓各組成部件在氣動(dòng)力作用時(shí)產(chǎn)生的垂向約束反力,此力與受電弓氣動(dòng)抬升力大小相等、方向相反。受電弓氣動(dòng)抬升力等效模型如圖1所示。

圖1 受電弓氣動(dòng)抬升力等效模型

為便于分析計(jì)算,需要確立受電弓二維模型的坐標(biāo)系和角度。如圖2所示,將下導(dǎo)桿與受電弓底架的連接點(diǎn)d設(shè)為坐標(biāo)原點(diǎn),m、n、p分別為上框架、下臂桿、下導(dǎo)桿的氣動(dòng)力等效作用點(diǎn),α與θ是上臂桿與下臂桿的升弓角度,β與γ分別是上框架bc段、下導(dǎo)桿與水平面的夾角。

圖2 受電弓部件角度及坐標(biāo)系

1.4 受電弓氣動(dòng)抬升力計(jì)算

通過(guò)受電弓空氣動(dòng)力學(xué)仿真分析可以計(jì)算出列車運(yùn)行過(guò)程中受電弓各組成部件所受的氣動(dòng)力,將各部件所受氣動(dòng)力代入到受電弓氣動(dòng)抬升力的等效計(jì)算模型,建立力學(xué)平衡方程,求解出受電弓氣動(dòng)抬升力的大小。受電弓各部件所受氣動(dòng)力轉(zhuǎn)化為總氣動(dòng)抬升力的影響系數(shù)并不相同,求解時(shí)需要將各組成部件的氣動(dòng)力往氣動(dòng)力矩為零處等效。受電弓各組成部件受力分析如圖3～圖5所示。

圖3 上框架受力分析

圖4 下臂桿受力分析

圖5 下導(dǎo)桿受力分析

F z為受電弓所受的垂向約束反力,與需要求解的氣動(dòng)抬升力大小相同、方向相反,F1x、F1y、F mx、F my、F nx、F ny、F px、F py分別表示受電弓受氣動(dòng)力影響作用在弓頭、上框架、下臂桿及下導(dǎo)桿上的氣動(dòng)升力及氣動(dòng)阻力,F bx、F by表示下臂桿在轉(zhuǎn)鉸b處對(duì)上框架的作用力,F cx、F cy表示下導(dǎo)桿在轉(zhuǎn)鉸c處對(duì)上框架的作用力,其余力為上框架在轉(zhuǎn)鉸b、c處分別對(duì)下臂桿及下導(dǎo)桿的反作用力。對(duì)于上框架,根據(jù)各力關(guān)于x和y方向力平衡且關(guān)于b點(diǎn)力矩平衡可得式(7):

對(duì)于下臂桿,各力關(guān)于e點(diǎn)力矩平衡可得式(8):

同理,對(duì)于下導(dǎo)桿,各力關(guān)于d點(diǎn)力矩平衡可得式(9):

根據(jù)作用力與反作用力的關(guān)系以及受電弓的結(jié)構(gòu)尺寸關(guān)系可得:=F cx、=F cy、=F bx、=F by,L ab=L am+L bm,L be=L bn+L ne,L cd=L cp+L pd。聯(lián)立式(7)～式(9)可得力F z的表達(dá)式如式(10)所示:

式中:A1、A2、A3、A4、A5、A6、A7、A8分別表示弓頭、上框架、下臂桿及下導(dǎo)桿的氣動(dòng)阻力和氣動(dòng)升力轉(zhuǎn)化為氣動(dòng)抬升力的影響系數(shù)。

具體表達(dá)式如式(11)所示:

當(dāng)受電弓各部件的角度及氣動(dòng)力的等效位置確定后,即可獲得各部件對(duì)應(yīng)的影響系數(shù)。將仿真得到的各部件氣動(dòng)力代入式(10),即可得到受電弓氣動(dòng)抬升力,將其與受電弓靜態(tài)抬升力疊加之后可得到受電弓弓網(wǎng)接觸力,然后再與相關(guān)接觸力標(biāo)準(zhǔn)比較來(lái)判斷仿真結(jié)果的合理性,為后續(xù)受電弓的氣動(dòng)特性分析奠定基礎(chǔ)。

另外,受電弓弓網(wǎng)接觸力主要由氣動(dòng)抬升力和靜態(tài)抬升力疊加組成,其靜態(tài)抬升力的大小主要由電流類型決定(AC系統(tǒng):60～90 N;DC 1.5 kV系統(tǒng):70～110 N)。EN 50119:2001《電氣化鐵道接觸網(wǎng)設(shè)計(jì)、施工及驗(yàn)收標(biāo)準(zhǔn)》要求的最大弓網(wǎng)接觸力不超過(guò)400 N,最小接觸力大于零。

2 高速列車及受電弓碳滑板波紋模型

2.1 高速列車氣動(dòng)模型

如圖6所示,本文采用sss400+型受電弓進(jìn)行數(shù)值模擬。受電弓主要由弓頭、上臂桿、平衡桿、下臂桿、推桿、底架及絕緣子組成。進(jìn)行數(shù)值模擬分析時(shí),需要對(duì)受電弓進(jìn)行簡(jiǎn)化,將其中影響分析效率且對(duì)整體氣動(dòng)特性影響較小的部分進(jìn)行省略[18-19],以提高模擬仿真效率,簡(jiǎn)化后的受電弓模型如圖7所示。

圖6 受電弓實(shí)際模型

圖7 簡(jiǎn)化后的受電弓模型

受電弓位于車體頂部,在實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中,在高速氣流作用下,車體頂面附近的空氣流場(chǎng)對(duì)受電弓的流場(chǎng)產(chǎn)生一定的影響,特別是有橫風(fēng)作用時(shí),受電弓及車體周圍流場(chǎng)分布變化劇烈。橫風(fēng)對(duì)車體表面流場(chǎng)的影響會(huì)疊加到受電弓周圍流場(chǎng)中,這種疊加作用會(huì)顯著影響受電弓各部件的氣動(dòng)性能,因此需要對(duì)包含3輛編組高速列車的受電弓組合模型進(jìn)行流場(chǎng)分析。由于車輛間的風(fēng)擋及車體底部轉(zhuǎn)向架對(duì)受電弓的流場(chǎng)影響較小,因此在建立模型時(shí)對(duì)上述部件進(jìn)行簡(jiǎn)化。相關(guān)研究表明,受電弓以閉口運(yùn)行時(shí)列車的氣動(dòng)特性優(yōu)于開口運(yùn)行,受電弓安裝在遠(yuǎn)離列車運(yùn)行方向的位置時(shí)氣動(dòng)噪聲相對(duì)較低,由此建立的包含3輛編組的高速列車受電弓組合模型如圖8所示。

圖8 簡(jiǎn)化后的3輛編組高速列車受電弓組合模型

2.2 4種碳滑板表面波紋組合模型

國(guó)內(nèi)外針對(duì)受電弓氣動(dòng)阻力減小的研究主要基于兩方面:一是對(duì)受電弓本身結(jié)構(gòu)外形的優(yōu)化;二是對(duì)受電弓的運(yùn)行流場(chǎng)環(huán)境進(jìn)行改變,例如安裝平臺(tái)高度、導(dǎo)流罩形狀及受電弓運(yùn)行方式等。對(duì)于降噪研究主要有2種方式,主動(dòng)降噪和被動(dòng)降噪。主動(dòng)降噪并不改變受電弓本身結(jié)構(gòu),而被動(dòng)降噪與此相反。本文基于第1種減阻層面并采用被動(dòng)降噪方式,在受電弓碳滑板表面設(shè)置波紋(圖9),為了不影響受電弓弓頭與接觸網(wǎng)的直接接觸,選擇在受電弓的迎風(fēng)側(cè)與背風(fēng)側(cè)設(shè)置波紋。依據(jù)波紋不同位置,設(shè)置了4種類型的受電弓組合模型,如圖10所示。波紋數(shù)量為10,每段波紋(1個(gè)周期)長(zhǎng)度為62 mm,幅值為13 mm。

圖9 表面含有波紋的受電弓弓頭

圖10 4種受電弓碳滑板表面波紋組合模型

3 高速列車氣動(dòng)流場(chǎng)模型

3.1 計(jì)算域及網(wǎng)格劃分

高速列車受電弓的實(shí)際空氣流場(chǎng)環(huán)境是無(wú)限大區(qū)域,但是數(shù)值計(jì)算難以實(shí)現(xiàn)建立無(wú)限大的外流場(chǎng)區(qū)域。實(shí)際上,只要設(shè)置足夠大的計(jì)算域,避免邊界出現(xiàn)明顯的回流影響受電弓的流場(chǎng)分布,保證受電弓流場(chǎng)充分發(fā)展即可。受電弓與3輛編組高速列車組合模型計(jì)算域如圖11所示,長(zhǎng)×寬×高為267 m×192 m×34 m。

圖11 計(jì)算域尺寸及邊界設(shè)置(單位:m)

對(duì)于包含3輛編組高速列車的受電弓這一復(fù)雜組合模型,本文采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行劃分。為了獲得更加準(zhǔn)確的受電弓流場(chǎng)分布及氣動(dòng)特性結(jié)果,本文在受電弓及車體表面附近進(jìn)行了網(wǎng)格加密處理,并在列車及受電弓表面設(shè)置了邊界層,受電弓壁面附近首層邊界層高度為0.1 mm,層數(shù)設(shè)為8層,邊界層總厚度為4.3 mm,如圖12所示,對(duì)于無(wú)波紋的受電弓組合模型最終劃分的網(wǎng)格數(shù)為8 986 492。

圖12 網(wǎng)格劃分結(jié)果

3.2 邊界條件求解設(shè)置

對(duì)受電弓組合模型及單個(gè)受電弓模型進(jìn)行數(shù)值模擬仿真時(shí),計(jì)算域的各個(gè)面都需要單獨(dú)設(shè)置以便后期加入具體的邊界參數(shù)更加接近實(shí)際運(yùn)行情況。如圖11所示,利用ICEM CFD 將各個(gè)面單獨(dú)設(shè)置為入口、出口、側(cè)面入口、側(cè)面出口、地面及頂面。

高速列車實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中,受電弓與周圍空氣流體發(fā)生相對(duì)運(yùn)動(dòng),在對(duì)物體進(jìn)行繞流場(chǎng)分析時(shí),一般對(duì)流體介質(zhì)賦予一定的速度而使仿真分析表面保持靜止不動(dòng)。因此在Fluent軟件中,利用相對(duì)運(yùn)動(dòng)原理,假設(shè)受電弓組合模型靜止不動(dòng),空氣以列車運(yùn)行速度大小從入口處吹入,從出口處流出。由于本文分析流場(chǎng)屬于不可壓縮流場(chǎng),則入口為速度入口,速度與列車運(yùn)行速度一致,出口為壓力出口,壓力為一個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓。受電弓及列車表面為固定壁面,受電弓實(shí)際運(yùn)行時(shí)與地面間存在相對(duì)運(yùn)動(dòng),因此需要將地面設(shè)置為移動(dòng)地面,移動(dòng)速度與列車運(yùn)行速度相同,移動(dòng)方向與列車運(yùn)行方向相反。當(dāng)有橫風(fēng)存在時(shí),側(cè)面邊界條件設(shè)置為速度入口和壓力出口,當(dāng)無(wú)橫風(fēng)時(shí),側(cè)面邊界條件設(shè)置成與頂面同樣的對(duì)稱邊界條件。

本文基于分離式求解器,利用有限容積法數(shù)值模擬受電弓的流場(chǎng)分布,運(yùn)用二階迎風(fēng)格式建立離散方程,控制方程經(jīng)過(guò)離散后運(yùn)用SIMPLEC方法求解計(jì)算。

4 不同受電弓組合模型的氣動(dòng)特性

4.1 受電弓組合模型氣動(dòng)力分析

為了分析受電弓碳滑板迎風(fēng)及背風(fēng)表面波紋位置對(duì)受電弓氣動(dòng)特性的影響,分別計(jì)算了4種含有波紋的受電弓組合模型及無(wú)波紋的受電弓組合模型在列車運(yùn)行速度350 km/h、橫風(fēng)風(fēng)速15 m/s及風(fēng)向角90°的工況下受電弓各組成部件的氣動(dòng)力,并且根據(jù)受電弓接觸力計(jì)算公式得到了整個(gè)受電弓的氣動(dòng)抬升力(表1)。受電弓的底架及絕緣子固定在列車頂面,其受到的氣動(dòng)升力主要來(lái)自于底架以上結(jié)構(gòu)。由表1可以得出,上述受電弓組合模型的弓網(wǎng)接觸力均滿足規(guī)定要求。其中,弓頭的氣動(dòng)阻力占比最大,在55%以上;其次是底架及絕緣子組件,氣動(dòng)阻力占比在27%及以上;當(dāng)碳滑板表面無(wú)波紋時(shí),底架及絕緣子組件的氣動(dòng)阻力最大且占比高達(dá)31%。這些數(shù)值表明,在受電弓碳滑板上增加波紋結(jié)構(gòu)有助于降低底架及絕緣子的氣動(dòng)阻力,且不論波紋處于什么位置,受電弓的氣動(dòng)阻力相比于無(wú)波紋時(shí)的氣動(dòng)阻力都有所下降。波紋朝前時(shí)對(duì)應(yīng)的受電弓的整弓氣動(dòng)阻力最小,減小了約9.3%。波紋結(jié)構(gòu)對(duì)碳滑板自身的阻力影響較小,數(shù)值波動(dòng)范圍在2.8%以內(nèi),但對(duì)弓頭其余組件的氣動(dòng)阻力影響較大,最大減少約10.2%,對(duì)上臂桿及下臂桿氣動(dòng)阻力影響也較大,最大減少15.5%和17.0%。受波紋結(jié)構(gòu)影響最大的是絕緣子及底架結(jié)構(gòu),其氣動(dòng)阻力最大減少21.1%。

表1 不同受電弓組合模型對(duì)應(yīng)組成部件氣動(dòng)載荷(含整弓氣動(dòng)抬升力)N

4.2 速度云圖對(duì)比分析

本文設(shè)置了4種運(yùn)行速度工況,分別是200 km/h、250 km/h、300 km/h和350 km/h,其橫風(fēng)速度及風(fēng)向角均為15 m/s和90°。利用穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)分析得到4種工況下不同受電弓組合模型的速度云圖。由于各受電弓組合模型隨運(yùn)行速度變化的趨勢(shì)相同,因此只選取波紋沿外側(cè)對(duì)稱分布的組合模型進(jìn)行不同速度下的對(duì)比分析,如圖13所示。

圖13 不同運(yùn)行速度下流場(chǎng)對(duì)比分析

從圖13可以得出,當(dāng)氣流以較高速度流過(guò)受電弓時(shí),會(huì)在弓頭附近發(fā)生分離現(xiàn)象,使得背風(fēng)側(cè)氣流速度顯著下降,從而在弓頭表面形成較大的壓差阻力。由于前碳滑板尾流渦的作用,導(dǎo)致后碳滑板迎風(fēng)側(cè)的氣流速度顯著降低,即后碳滑板的表面壓差較前碳滑板而言較小。表面壓差大小決定氣動(dòng)阻力大小,因此受電弓碳滑板氣動(dòng)阻力大小主要由前碳滑板決定。車頂導(dǎo)流罩附近的氣流在流過(guò)導(dǎo)流罩時(shí)也發(fā)生了分離,一部分形成了低速漩渦,作用于絕緣子迎風(fēng)面,使得正壓有所降低,另一支氣流保持基本不變的速度流過(guò)底架。

從圖13還可以得出,隨著列車速度的增加,同種模型弓頭尾流區(qū)面積及尾流渦脫落程度也逐漸增加,且前碳滑板邊界層分離區(qū)位置逐漸前移,導(dǎo)致碳滑板表面壓差逐漸增大,即氣動(dòng)阻力逐漸增大。同一模型的導(dǎo)流罩、受電弓底架及絕緣子的低速尾流區(qū)范圍逐漸減小。

當(dāng)列車運(yùn)行速度為350 km/h時(shí),各組合模型下的受電弓流場(chǎng)如圖14所示,各組合模型碳滑板流場(chǎng)如圖15所示。由圖14和圖15可得,含有波紋結(jié)構(gòu)的受電弓的底架及絕緣子迎風(fēng)側(cè)風(fēng)速相比于無(wú)波紋模型較小,背風(fēng)側(cè)風(fēng)速大小基本相同,特別是絕緣子,表面來(lái)流風(fēng)速較大時(shí)所對(duì)應(yīng)的壓力也較大。因此含有波紋的結(jié)構(gòu),其底架及絕緣子氣動(dòng)阻力較無(wú)波紋結(jié)構(gòu)而言較小。波紋朝前及波紋沿外側(cè)對(duì)稱分布的受電弓組合模型對(duì)應(yīng)的碳滑板的邊界層分離區(qū)的位置,較無(wú)波紋、波紋朝后及波紋沿內(nèi)測(cè)對(duì)稱分布的受電弓組合模型相對(duì)靠后,因此對(duì)應(yīng)的碳滑板氣動(dòng)阻力較小。

圖14 350 km/h各組合模型流場(chǎng)對(duì)比分析

圖15 350 km/h下各組合模型碳滑板流場(chǎng)對(duì)比分析

由圖15可知,前碳滑板波紋朝前時(shí),氣流的擾動(dòng)程度降低,邊界層分離區(qū)的位置后移使得氣動(dòng)阻力降低。波紋朝后或波紋沿內(nèi)側(cè)對(duì)稱分布時(shí),受電弓弓頭的尾流區(qū)面積較無(wú)波紋模型大,且漩渦的脫落程度增加,邊界層分離區(qū)的位置與無(wú)波紋模型基本相同,因此弓頭的氣動(dòng)阻力比無(wú)波紋模型大。因此,前碳滑板波紋朝后時(shí),碳滑板尾流區(qū)面積增大使得氣動(dòng)阻力增加且氣流擾動(dòng)程度增加。波紋對(duì)稱分布時(shí),碳滑板流場(chǎng)對(duì)弓頭組件流場(chǎng)影響較大,使得弓頭組件尾流渦面積增大,尾流渦脫落程度增加,導(dǎo)致表面壓差及氣動(dòng)阻力增大。

4.3 壓力云圖對(duì)比分析

由于不同受電弓組合模型在4種運(yùn)行速度工況下的壓力變化趨勢(shì)一致,因此選取波紋朝前受電弓組合模型的壓力云圖進(jìn)行對(duì)比,結(jié)果如圖16所示,圖中的左側(cè)對(duì)應(yīng)受電弓迎風(fēng)側(cè)的壓力云圖,右側(cè)對(duì)應(yīng)受電弓背風(fēng)側(cè)的壓力云圖。

圖16 不同運(yùn)行速度下壓力云圖對(duì)比

由圖16可得,隨著列車運(yùn)行速度增加,受電弓組件表面的迎風(fēng)側(cè)與背風(fēng)側(cè)的壓力均逐漸增加,但迎風(fēng)側(cè)的壓力增加速度大于背風(fēng)側(cè),因此受電弓表面的氣動(dòng)阻力逐漸增加。由于橫風(fēng)的存在,受電弓的壓力作用方向都與受電弓對(duì)稱面存在一定夾角,正壓較大處均位于弓頭迎風(fēng)側(cè)、上下臂桿鉸接處、底架及絕緣子迎風(fēng)側(cè)。

不同波紋位置的受電弓組合模型與無(wú)波紋受電弓組合模型在350 km/h運(yùn)行速度下的壓力云圖如圖17所示。從圖17可以得出,無(wú)波紋受電弓組合模型對(duì)應(yīng)的底架及絕緣子正壓最大,負(fù)壓相對(duì)較小。與無(wú)波紋的受電弓組合模型相比,波紋沿內(nèi)側(cè)對(duì)稱分布的受電弓底架及絕緣子的正壓較小,負(fù)壓較大,因此無(wú)波紋模型對(duì)應(yīng)的底架及絕緣子氣動(dòng)阻力最大,其次是波紋沿內(nèi)側(cè)對(duì)稱分布的模型對(duì)應(yīng)的氣動(dòng)阻力較大。

圖17 350 km/h下各組合模型壓力云圖對(duì)比

4.4 不同速度受電弓組合模型氣動(dòng)力對(duì)比

4種不同受電弓組合模型下的受電弓所受氣動(dòng)升力及氣動(dòng)阻力隨列車運(yùn)行速度的變化如圖18和圖19所示,其中橫風(fēng)風(fēng)速15 m/s,風(fēng)向角90°。由圖18和圖19可見,列車運(yùn)行速度為250～350 km/h時(shí),除無(wú)波紋受電弓組合模型外,其余含有波紋的受電弓組合模型的氣動(dòng)升力基本均隨運(yùn)行速度的增加而減小。在速度為200～250 km/h時(shí),除波紋朝前的受電弓組合模型之外,其他模型的氣動(dòng)升力均隨列車運(yùn)行速度的增加而增加。整體上看,列車高速運(yùn)行時(shí)波紋朝前模型所受氣動(dòng)升力相對(duì)較小。受電弓氣動(dòng)阻力基本隨列車運(yùn)行速度的增加呈線性增大的趨勢(shì),在速度為200～300 km/h時(shí),波紋位置不同的各組合模型氣動(dòng)阻力相差較小(在3%以內(nèi)),當(dāng)運(yùn)行速度為350 km/h時(shí),波紋位置不同的各組合模型的氣動(dòng)阻力大小差異增大,最大達(dá)到6%。隨著列車運(yùn)行速度的增加,含有波紋結(jié)構(gòu)的受電弓組合模型的氣動(dòng)阻力小于無(wú)波紋模型的趨勢(shì)愈發(fā)顯著。

圖18 氣動(dòng)升力變化曲線

圖19 氣動(dòng)阻力變化曲線

5 結(jié)論

本文建立了包含單個(gè)受電弓和3輛編組高速列車的受電弓組合模型,并且在受電弓碳滑板上增加了波紋結(jié)構(gòu),對(duì)比分析了4種碳滑板表面波紋位置不同的受電弓組合模型與無(wú)波紋受電弓組合模型的定常氣動(dòng)特性,結(jié)論如下:

(1) 對(duì)于碳滑板波紋位置不同的4種受電弓組合模型,波紋朝前受電弓組合模型對(duì)應(yīng)的氣動(dòng)阻力最小,相比于無(wú)波紋受電弓組合模型減小了9.3%,列車運(yùn)行速度為350 km/h時(shí),相比于前碳滑板波紋朝后及無(wú)波紋受電弓組合模型,前碳滑板波紋朝前模型對(duì)應(yīng)氣流的擾動(dòng)程度降低,邊界層分離區(qū)的位置后移使得氣動(dòng)阻力降低。

(2) 前碳滑板波紋朝后時(shí),相比于無(wú)波紋模型,碳滑板尾流區(qū)面積增大使得氣動(dòng)阻力增加且氣流擾動(dòng)程度增加。波紋對(duì)稱分布時(shí),碳滑板流場(chǎng)對(duì)弓頭組件流場(chǎng)影響較大,使得弓頭組件尾流區(qū)面積增大,表面壓差增大,氣動(dòng)阻力增大。

(3) 列車高速運(yùn)行時(shí),波紋朝前模型所受氣動(dòng)升力相對(duì)較小。含有波紋結(jié)構(gòu)的受電弓組合模型的氣動(dòng)阻力小于無(wú)波紋模型的趨勢(shì)隨速度的增加愈發(fā)明顯。