高速列車隧道內行駛時氣動特性對受電弓變形影響

修云良,杜禮明

(大連交通大學 遼寧省高等學校載運工具先進技術重點試驗室，遼寧 大連 116028)*

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高速列車隧道內行駛時氣動特性對受電弓變形影響

修云良,杜禮明

(大連交通大學 遼寧省高等學校載運工具先進技術重點試驗室，遼寧 大連 116028)*

高速列車在隧道運行時產生的氣動力會使受電弓與接觸網的接觸壓力發生劇烈變化，嚴重影響弓網的受流穩定性.建立了高速列車通過隧道時受電弓的氣動分析模型,采用數值計算方法對高速列車在隧道內運行時受電弓氣動載荷進行分析，研究列車以不同速度運行過程中受電弓在氣動力作用下的變形情況.研究結果表明，列車在隧道內以250、300、350 km/h運行時，受電弓表面所受壓力增長率分別為15.11%和11.72%，其中受電弓氣動阻力占總阻力的8%～14%.在上臂桿兩端增加橫拉桿后，受電弓弓頭變形量減少18.98%，上臂桿變形量減少18.96%，下臂桿變形量減少19.09%，表明受電弓的強度明顯得到提高，從而有利于提高受電弓的受流效果.

隧道； 受電弓； 數值分析；受流性能；壓力；變形

0 引言

隨著列車運行速度的提高，在高速下受電弓的空氣動力學效應對弓網的受流影響已非常明顯[1].列車高速通過隧道時引起隧道內空氣受到強烈擠壓，產生劇烈的壓力波動，這種壓力波動導致受電弓氣動抬升力的改變，加劇受電弓的變形，從而影響弓網耦合動力學性能.

國內外學者對受電弓的接觸性能進行了大量研究.Thompson等[2]在最優化方法基礎上對受電弓進行了控制器的設計優化；Shing等[3]研究了影響弓網受流性能的因素，Gonzalez等[4]分析了弓網之間的接觸情況對受流性能的影響因素.VinayagaUngam等[5]采用計算機模擬仿真技術將接觸網設置成歐拉梁單元模式，分析了簡單鏈懸掛式接觸網的動態特征,得到不同運行速度下受電弓各參數變化對弓網受流的影響，Seo等[6]采用多體動力學來對弓網進行建模，并證明了運用此方法進行分析的合理性.國學者近幾年在受電弓方面也做了不少研究工作.我國在引進了DSA系列受電弓后進行了一系列優化設計，并在原有基礎上設計出符合我國高速列車使用的DSA350SEK型受電弓并使其國產化.DSA350SEK型受電弓很好地考慮了我國線路長、多丘陵多山等地情，使得受電弓滑板在達到磨損極限時，其磨耗面趨于光滑；受電弓上所帶有的裝置在滑塊發生斷裂時能使受電弓自動降弓，從而可以減少受電弓及其所連接的導線發生更大程度的損壞[7].

當列車在明線上運行時受電弓周圍空氣能無阻礙流動，而在隧道內高速運行時受電弓周圍空氣無法自由排出，會在隧道內壁和受電弓表面發生回彈，影響了受電弓運行穩定性[7-10].目前的研究主要集中在于車在明線上運行時氣動力作用對弓頭、上下臂桿、橫拉桿等部件發生變形的影響[11-12].當受電弓在隧道內高速運行時，其表面不斷與隧道內壁空氣有相互作用進而產生能量的傳遞，使得模擬環境復雜化，這方面的研究國內外還鮮見報道.本文通過數值方法分析高速列車在隧道運行過程中隧道和受電弓周圍流場能量情況，模擬受電弓在隧道內的運行，計算出受電弓在隧道內運行時各個部件所受到氣動力，在此基礎上進行有限元分析，計算受電弓各部分的變形情況，并對受電弓的結構進行優化分析，為對受電弓的整體結構優化設計提供參考.

1 受電弓的數值模型

當列車在隧道內運行時，其所產生的隧道內氣流可以認為是三維、非定常、可壓縮的湍流，在運行過程中，受電弓各部件受到的氣動力如抬升力等成波形增大而使變形量顯著增加，因此，通過研究受電弓氣動特性，分析其在運行過程中各種氣動力的變化情況，進而可對其整體結構進行優化.

1.1 數值模型

以國產CRH380高速列車的某型號受電弓為研究對象，參考其原始尺寸,對底座等次要部件進行簡化，利用CATIA對受電弓進行建模(圖1)，包括弓頭，上、下框架，平衡桿等部件.受電弓下端的阻尼器等所受的壓強和力被車體分擔，故可忽略.同時在上臂桿的兩側加了一組斜拉桿，目的是在于提高受電弓的強度，減少受電弓的變形.在此基礎上采用Gambit軟件建立仿真模型和網格剖分.

圖1 受電弓模型

列車在穩態運行過程中由于周圍車身壓力分布.整個計算區域分為動區域和固定區域，其中列車以及受電弓所處區域為動區域，其余則為固定區域.外流場等區域大部分區域采用四面體單元，受電弓各部分采用六面體或者錐體、楔體等單元進行網格劃分，從受電弓表面到整個外部區域采用尺寸函數的方式進行網格劃分，受電弓網格總數目約為2 707 680，總網格數目為2 102 570左右.計算區域如圖2所示.

圖2 隧道內計算區域

1.2 數值方法與邊界條件

采用Fluent軟件進行模擬計算.湍流模型均采用標準k-ε模型.邊界條件設為速度進口壓力出口，隧道頂部設置為對稱軸，隧道前后兩塊區域設為壓力遠場，列車所處的動區域以及其前后的不動區域的上、左、右兩側所在的面均與隧道所對應的面在Gambit中進行合并，并在Fluent中進行相應設置.

2 結果與分析

當列車分別以250、300、350 km/h速度下通過隧道時，受電弓與車體表面最大壓強變化如圖3、4所示.圖3示在隧道內行駛時，三種不同速度下受電弓表面所受壓力最大值；圖4示在隧道內運行時，三種不同速度下車體所受壓力變化情況.

圖3 隧道內受電弓表面最大壓力

圖4 隧道內車體表面最大壓力

由圖3、4可知，當列車分別以250、300、350km/h通過隧道時，受電弓表面壓力波值和車體表面壓力波值變化規律一致，并隨著速度的提高列車表面和受電弓弓頭壓力波變化越來越劇烈，對受電弓機械性能的影響越來越明顯.

由西南交通大學所做實驗可知，當列車在300km/h的運行速度下，列車車體表面的最大壓力為2 800 Pa,壓力變化與仿真結果如表1所示[13].由該表可知，試驗數據與數值結果的差值在可接受范圍內，由此表明本文的數值方法是可行的.

表1 實車試驗與數值模擬值比較

隨著列車時速的提高，列車所受的氣動力也隨之增加.列車以350 km/h在隧道內運行時，受電弓上下表面壓力差產生的阻力和表面由于摩擦產生的阻力的矢量之和被稱為受電弓空氣阻力.受電弓上下由于部件形狀差異，使得空氣在受電弓上下表面流速不同進而會產生壓力差，該壓力差形成受電弓氣動抬升力.當列車以350 km/h運行時，由于空氣本身所具有的特性以及隧道壁和列車表面由于不平滑所具有的摩擦阻力，使列車和受電弓等不可忽略的部件所排開的氣體不能像在明顯上運行時一樣自由向外擴散，列車運行所帶動的空氣會沿著水平方向被推到車頭處，一瞬間在列車尾部產生負壓，這樣就形成了壓力波[14].隨著一系列壓力波的形成，受電弓各部件會受到氣動影響，如圖5所示.

(a)受電弓表面壓力云圖

(b)弓頭表面壓力云圖

(c) 下臂桿壓力云圖

(d) 橫拉桿壓力云圖

圖5 受電弓不同部位的氣動力分布

由圖5(a)不難看出，當列車以時速350 km/h運行時，受電弓表面所受最大力約為8 200 Pa.由5(b)可知，弓頭所受壓力極值約為8 200 Pa，最大壓力值出現在在弓頭和上框架交接處；上框架最大壓力發生在和下臂桿連接處；根據由5(c)，下臂桿最大壓力約為6 400 Pa，最大壓力發生在和上框架交接處；橫拉桿最大壓力約為3 000 Pa，發生在兩端與各個部件連接處,如圖5(d)；平衡桿最大壓力約為6 400 Pa，發生在與弓頭的連接處.部件整體所受壓力最大約為8 900 Pa，發生在上、下臂桿、橫拉桿等的交接處.

當列車以時速350 km/h在隧道內穩態行駛的情況下，受電弓在隧道內所受到的阻力約為1650N，由于列車再出隧道時候壓力波會突然釋放，所以在出隧道口出會有一個壓力突變，但是整體來說， 列車在隧道內所帶受電弓所受的氣動力為1 650 N.當列車速度達到350 km/h時，弓網之間的接觸壓力最小值幾乎為0，即水平方向上弓頭的摩擦阻力遠小于所受到的氣動力，上、下臂桿和弓頭所受阻力如圖6所示.

圖6 350 km/h 各部件氣動阻力變化

由圖6可知，受電弓弓頭所受阻力約為500N、上臂桿所受力約為490 N、下臂桿約為460N.并且受電弓各部件受力情況類似，在隧道內受力會在趨向穩定波動，而在出隧道口會產生一個波值，根據以上受力條件建立受電弓的有限元分析模型.

圖7為受電弓靜強度Von mises 應力云圖.由該圖可以看出，在隧道內運行時，受電弓在弓頭和上臂桿所受最大靜強度為216.723 MPa，上臂桿和下臂桿所受最大靜強度為158.115 MPa，均未超過其所屬材質的許用應力300.00 MPa和225.00 MPa.

圖7 受電弓靜強度Von mises應力云圖

圖8 不帶橫拉桿受電弓位移云圖

圖9 帶橫拉桿受電弓位移云圖

在以上約束條件下，受電弓變形如圖8、圖9所示.由圖8知，當受電弓不帶橫拉桿時，橫向最大變形量為29.03 mm，最大的變形量發生在弓頭處，上臂桿最大的變形量約為22.57 mm，下臂桿的最大變形量約為6.45 mm.根據圖9，當受電弓帶橫拉桿的時候，橫向最大的變形量為23.52 mm，上臂桿變形量最大值約為18.29 mm，下臂桿的最大變形量約為5.226 mm.而根據規定已知當受電弓拉伸幅度小于2 m時，受電弓相對于軸線變形量最大值不得超過20.00 mm，當拉伸幅度大于等于3 m時，受電弓相對于軸向線變形量最大值為40.00 mm.而我們研究的該型號受電弓落弓位拉伸幅度大約為2 600.00 mm，最大伸展高度(包括細微部件)大約為3 000.00 mm，故受電弓安裝橫拉桿后會使受電弓的變形在合理范圍之內.

3 結論

(1)列車在隧道內運行時受電弓各結構壓力波波動十分劇烈，以列車運行速度為350 km/h為例，受電弓所受的氣動阻力約為1650N.其中，弓頭所受的氣動阻力為500 N,上臂桿所受氣動阻力為690 N，下臂桿所受氣動阻力為460 N;

(2)根據列車在隧道內運行時所受氣動力會產生波形變化，可以通過安裝橫拉桿等措施來改變受電弓所受的氣動力，從而提高受電弓運行安全性;

(3)與未安裝橫拉桿相比，在車速350 km/h下，安裝橫拉桿后受電弓弓頭變形量減少18.98%，上臂桿變形量減少18.96%，下臂桿變形量減少19.09%，表明受電弓的強度明顯得到提高.

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Influence of Aerodynamic Force on Pantograph Deformation during High Speed Train Running in Tunnel

XIU Yunliang, DU Liming

( Province Key Lab of Vehicle Engineering Advanced Technology, Dalian Jiaotong University, Dalian 116028,China)

Due to aerodynamic forces induced by high-speed train running in tunnel, current-collecting performance of the pantograph will be seriously affected by dramatical change of the contact stress between the pantograph and catenary. An aerodynamic analysis model of train pantograph running in tunnel at high speed was established and aerodynamic loads of the pantograph was analyzed. The pantograph deformation was explored, under aerodynamic loads resulting from different running speeds by using numerical method. The results show that surface pressure of the pantograph is increased by 15.11% and 11.72% respectively when the train running at the speeds of 250, 300 and 350 km/h. And the aerodynamic drag of the pantograph accounts for 8-14% inthe total resistance. The head deformation of the pantograph is reduced by 18.98%, and upper arm shaft deformation is decreased by 18.96%. While lower arm shaft deformation is reduced by 19.09% after equipping with a tie rod between the ends of upper arm rod. It indicates that the strength of the pantograph is increased obviously, which benefits improving current-collecting effect of the pantograph.

tunnel; pantograph; numerical analysis; current-collecting performance; pressure; deformation

1673-9590(2016)04-0050-05

2015-11-03

牽引動力國家重點實驗室(西南交通大學)開放課題基金資助項目(TPL0906)

修云良(1989-),女,碩士研究生；杜禮明(1972-),男，副教授，博士，主要從事計算流體力學、機車車輛空氣動力學的研究E-mail:dlm@djtu.edu.cn.

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