橫風對受電弓各桿件氣動特性的影響研究*

趙 萌，劉美英，賈 彥，劉曉禹，王益鶴

（1 內蒙古工業大學能源與動力工程學院，呼和浩特 010051；2 北京城建亞泰建設集團有限公司，北京 100013）

高速列車受電弓與架設在軌道上方的高壓接觸網可靠地接觸是保證高速運動的重要條件[1]。橫風作用于高速列車時，由于受電弓結構復雜，且迎流角度均有不同，各桿件氣動力差異顯著，加劇了受電弓的橫向擺動，分離渦中心線發生偏轉，對受電弓運行的安全性和壽命造成威脅[2-5]。國內外專家學者針對橫風作用下對高速列車氣動特性做了大量的研究，王政等[6]通過數值計算的方法，探究高速列車在均勻風和指數風下氣動特性；BAKER等[7]在風洞中進行各工況的實驗，分析了橫風作用下的氣動性能；POMBO等[8]利用數值分析橫風作用下弓網的氣動特性；柳潤東等[9]研究了在不同橫風風速和不同列車車速下單側風障內列車交會對風障的沖擊過程；龔明等[10]研究在橫風作用下高速列車的外形優化；韓運動[11]等采用數值模擬方法，在不同橫風風速和風向角的前提下，研究高速列車周圍的壓力和速度變化。但是目前針對受電弓各個桿件橫風作用下氣動力差異研究較少，且對各桿件繞流場特性欠缺深入研究。因此有必要對受電弓桿件氣動特性深入探討，分析在不同工況下受電弓各個桿件繞流特性的差異及最不利與運行安全的工況，為受電弓運行安全性、減振減阻等提供參考依據。

1 計算模型和計算方法

1.1 物理模型

首先對受電弓的支架和底架部分進行簡化，以便分析受電弓主要桿件的氣動特性，其幾何外形如圖1所示。受電弓的簡化模型由上臂桿、滑板、支架、下臂桿、推桿、底架共6部分組成，同時建立接觸網模型以保證計算的準確性，計算模型和計算域如圖2和圖3所示。

圖1 簡化受電弓的幾何外形

計算模型包括列車組、受電弓及接觸網，列車組模型由3節單獨列車組成，分別為頭車、中車以及尾車，其中3節列車寬度都為3 m，中間列車長為25 m，其余為25.7 m。圖4為網格劃分情況，網格數量為1.4×107，同時將列車表面、受電弓等流場進行局部加密。

圖2 受電弓-接觸網-列車模型

圖3 弓-網-車模型的計算域

1.2 計算方法

數值模擬采用雷諾時均（RANS）方法，能夠體現出湍流下平均流場的變化情況[12]。采用SSTk-ω模型，該模型結合了k-ω原型和k-ω模型的各自優點[13-14]，模型方程如式（1）和式（2）：

式中：下標i,j=1，2，3；D/Dt=?/?t+ui?/?xi；τij為湍動剪切應力；k為湍流動能；ω為渦量脈動強度；σk、σω、β、β*、γ為SSTk-ω模型的常數，其中，κ為常數；vt、μt為渦黏性參數；F1為混合函數。

1.3 計算方法的驗證

由各桿件組成的受電弓，桿件中的上臂、下臂、推桿和底座等部件均為是鈍體，通過RANS方法對鈍體進行數值計算探究[15]，以驗證本文計算方法的準確性。

選用的Ahmed模型如圖5所示，其數值模擬的邊界條件為：Pressure-outlet，Velocity-inlet入口速度設定為60 m/s，且鈍體表面無滑移，網格的劃分如圖6所示。

Ahmed鈍體表面壓力分布圖7所示，與文獻[13]實驗值相比較，文獻中阻力系數Cd=0.285、摩擦阻力系數Cr=0.055，數值模擬為Cd=0.282、Cr=0.054，誤差分別為1.05%、1.82%。由此可見，結果與文獻結果誤差在合理的范圍內，說明RANS方法的適用性與準確性。

1.4 計算條件

計算域的入口設置為velocity，出口設置為pressure，相對大氣壓0 Pa。沿+x方向的速度分量為車速，大小為350 km/h；沿+z方向速度分量為橫風風速，速度由10 m/s到30 m/s，間隔5 m/s；風向角為10°至90°，間隔10°。列車沿x軸正向運動，即主流風向沿x軸負向，橫風方向沿z軸正向，橫風、橫風方向角分別用Vw、θ表示，β為偏航角，如圖8所示。

2 計算結果與分析

2.1 受電弓繞流場特性

在橫風作用下主流與受電弓主體結構縱向截面具有某一夾角，合成速度方向與運行方向不平行，受電弓橫向、縱向繞流流場的疊加作用導致駐點位置改變。合成來流繞受電弓各桿件形成分離渦，不同尺度的分離渦的中心線發生不同角度偏轉，渦的脫落和附著方位改變，受電弓各桿件繞流流場相互作用而產生的影響發生改變，對周圍空氣的擾動加劇。當橫風的風速、風向角增大，偏航角即增大，受電弓各桿件受到橫向擾動增強，接觸網與列車的橫風效應更加明顯，繞流場的偏轉對受電弓影響顯著。上、下臂桿自身具有不用的空間攻角，其繞流特性具有差異性。以列車車速350 km/h、風向角30°、60°，橫風風速20 m/s、25 m/s和30 m/s為例，分析受電弓繞流場特性。

圖9為各工況表面壓力和速度流線的分布，圖9（a）中，隨著橫風風速與偏航角增大，接觸網前方流場擾動加強，對滑板影響加強，出現較大范圍的低速區。圖9（b）與（a）相比較可見，當風向角為60°時受電弓底座周圍繞流擾動增強，從而影響到下臂桿的流場，受電弓后方低速區范圍增大。隨著橫風和風向角的增大，上臂桿和滑板壓力明顯增大。

圖4 網格劃分

圖5 Ahmed幾何模型

圖6 Ahmed鈍體的網格劃分

圖7 表面壓力云圖

圖8 風向角的定義

圖10為各工況受電弓橫截面表面渦量線，滑板和滑板支架擾動劇烈，滑板兩側渦量擾動尤為明顯，渦量出現最大值。圖10（a）和（b）相比可見，隨橫風風速、風向角的增大，受電弓后方尾流區域中，渦量逐漸增多并向背風側偏移。

圖9 受電弓的表面壓力和流線分布

圖10 受電弓橫截面表面渦量線

圖11為各工況受電弓縱向截面壓力分布，當風速以及風向角變大，導流罩的低壓區范圍變大，進而會影響到底座周圍的壓強分布。由圖11（b）可知，隨著風速變大，受電弓附近低壓區范圍變大，圖11（a）和（b）相比較可見，隨著風向角增加，受電弓尾流區的高壓區逐漸減小。

圖11 受電弓縱向截面壓力分布

2.2 受電弓桿件的氣動分析

分析不同工況下受電弓各氣動特性參數指標，其中列車運行速度350 km/h，橫風風速由10 m/s到30 m/s，間隔5 m/s；風向角為10°至90°，間隔10°。圖12～圖14為受電弓滑板的氣動作用力系數，由圖可見滑板的阻力系數隨著風速、風向角成正比，當風速為30 m/s和風向角為90°時，阻力系數達到最大。風速在20 m/s到30 m/s時升力系數呈現上升后迅速降低，在35°附近出現升力系數最大值，而15 m/s的風速下，升力系數基本不發生變化。側向力系數與風速和風向角呈正比的線性關系，風速越大側向力系數越大，最大值在30 m/s的風速下，風向角在90°附近。滑板的阻力系數以及側向力系數與受電弓相比，數值較小但規律基本相似。升力系數受風速影響較為明顯，應重點研究滑板部分的升力。

圖12 阻力系數變化曲線

圖15～圖17是受電弓上臂桿氣動特性曲線，由圖可見阻力系數隨著風速和風向角呈正比變化，當風向角和風速達最大值時，阻力系數達到最大。升力系數隨著風向角和風速呈反比關系，其值均為負值，在風速為15 m/s和20 m/s條件下，隨著風向角的變化，升力系數呈現出近似線性的變化規律；在風速為25 m/s和30 m/s條件下，則成余弦規律變化。側向力系數隨著風向角和風速增大而后增大，最大值出現在30 m/s下，風向角為30°時。由此可見，各桿件升力系數變化規律復雜，在受電弓運行過程中應重點考慮。

圖13 升力系數變化曲線

圖14 側向力系數變化曲線

圖18～圖20為下臂桿的氣動特性曲線，由圖可見下臂桿阻力系數隨風向角和風速成正比，升力系數為負值，隨著風向角增大升力系數則減小。側向力系數和阻力系數呈現的規律基本一致。由此，可以看出阻力系數以及側向力系數與受電弓相比，數值較小但規律基本相似，升力系數與受電弓相比，作用力方向相反。

圖15 阻力系數變化曲線

圖16 升力系數變化曲線

圖17 側向力系數變化曲線

圖18 阻力系數曲線

圖19 升力系數曲線

圖20 側向力系數曲線

圖21～圖23為受電弓各桿件所受氣動力占總作用力的份額，由圖可見滑板的阻力、升力以及側向力占比最大，下臂桿的阻力、升力以及側向力占比最小。隨著風向角增大，滑板阻力和升力占比減小；上臂桿和下臂桿阻力占比增加，而升力占比則減小。風向角為60°以后，上、下臂桿阻力占比穩定在26%和1.5%左右；隨風向角的增大，滑板的阻力占比減小，風向角為60°以后占比穩定在40%左右。上臂桿由于所受升力方向與總作用力相反，占比額以負值表示。

圖21 阻力份額圖

為了得到阻力、升力、側向力的規律，將滑板、上臂桿、下臂桿與受電弓阻力、升力、側向力的比值分別為Δcx、Δcy和Δcz，符號參數之間的關系如下：

圖22 升力份額圖

圖23 側向力份額圖

上式中i=1，2，3代表滑板、上臂桿和下臂桿；cx、cy、cz為受電弓的阻力系數、升力系數和側向力系數。計算各部件作用力系數與總作用力系數的比值如表1所示。

表1 各部件作用力系數與總作用力系數的比值

由表1可知，滑板的Δcx最大，下臂桿的Δcx最小，滑板的阻力在總阻力中的占比最大，上、下臂桿的Δcx隨風向角的增大而增大。在升弓姿態下，由于各桿件的空間角度等參數不一致，導致力作用的規律不同。上臂桿的Δcz最大，當風向角處于10°到50°之間，上臂桿與滑板的Δcz值為負，風向角處于50°時絕對值最大。因此，受電弓上部構件受橫風和風向角產生較大影響。

3 結論

（1）隨著風速和風向角的增大上臂桿和滑板壓力呈正比，導流罩的低壓區范圍變大，進而會影響到底座周圍的壓強分布，受電弓尾流區高壓區范圍減少；滑板和滑板支架處繞流尤為強烈，渦量較多，在尾流區分離、破裂，向橫風背風側偏離。

（2）對于受電弓的滑板、上下臂桿的阻力、側向力系數隨風向角和橫風風速的增大成正比；上、下臂桿升力系數為負值，與受電弓相比作用力方向相反，其中上臂桿在橫風風速為25 m/s和30 m/s條件下升力系數成余弦規律變化；下臂桿升力系數隨著風向角增大則減小。

（3）滑板的阻力在總阻力中的占比最大，上、下臂桿的Δcx隨風向角的增大而增大。在升弓姿態下，由于各桿件的空間角度等參數不一致，導致力作用的規律不同。上臂桿的Δcz最大，當風向角處于10°～50°之間，上臂桿與滑板的Δcz值為負，風向角處于50°時絕對值最大；風向角處于60°～90°下，下臂桿Δcz為負值。

（4）受電弓上部構件受橫風和風向角產生較大影響，故在橫風工況下應首先保證上部構件穩定性；通過對不同工況的分析，由于各個桿件自身的空間攻角與橫風風向角的疊加，保證受電弓安全性不能以最大橫風和風向角為標準，在復雜工況中首先應滿足滑板升力的安全范圍。