動車組受電弓檢測裝置的氣動特性分析

丁杰，尹亮

(湖南文理學院 機械工程學院，湖南 常德 415000)

近年來，我國多條高速鐵路的開通極大地方便了旅客的出行，其快捷、安全和舒適等優點得到了人們的高度評價。然而在軌道交通行業中，保障列車安全運行是永恒的主題。由于高速行駛的列車需要通過受電弓與接觸網滑動取流，會導致接觸線磨損嚴重，不僅影響受流質量，還直接關系到高速動車組的供電安全，因此，受電弓檢測裝置[1-3]開始在高速動車組上推廣應用。動車組低速運行時，空氣阻力占動車組阻力的比例極小，速度達到200 km/h 和300 km/h 時，所占比例將分別上升70%和85%[4-5]，安裝在列車頂部的受電弓檢測裝置必然會給整車的空氣動力學性能帶來一定的影響。國內外對高速動車組的空氣動力學研究主要集中在模型試驗[6](包括風洞和動模型等)、數值模擬[7-11]和實車空氣動力學試驗[12]等方面。模型試驗不受隧道、車頭形狀、外界氣象條件等限制，但建造費用高，且試驗精度及模型速度受模型材料與發射裝置的限制，很難滿足較高車速的試驗要求。實車試驗是研究隧道壓力波和驗證理論模型最直接、可靠的方法，但受試驗環境、人身安全、資源投入、試驗周期等諸多限制。隨著數值模擬技術的不斷發展，高速動車組空氣動力學性能的仿真分析已有大量研究。韓運動等[13]對動車組明線會車工況下的設備艙氣流組織進行了仿真。朱春麗等[14]對包含受電弓設備的高速列車縮比模型進行仿真分析，發現受電弓及其附屬設備的空氣邊界層分離，產生較大氣動阻力，數值計算結果可與風洞試驗數據較好吻合。通過文獻調研可知，受電弓檢測裝置在車輛高速運行時的空氣動力學特性研究較少。本文以某高速動車組的受電弓檢測裝置為研究對象，分別建立單體氣動模型和3節車編組氣動模型，分析受電弓檢測裝置在不同運行速度、安裝位置等工況下的壓力分布、速度分布和氣動力，提出相應的優化方案，可為動車組車載設備的結構設計提供指導。

1 空氣動力學的數值計算方法

列車及車體設備空氣動力學的數值模擬問題屬于計算流體動力學范疇，通過數值計算的方法求解描述流體流動的控制方程，從而得到速度、壓力等流場信息。流體密度的變化對流動的影響很小時，可假設為不可壓縮流動，認為密度為常數。通常，馬赫數Ma＜0.3 的流動視為不可壓縮流動，Ma≥0.3 的流動或考慮列車交會、列車隧道通過等應視為可壓縮流動。由于列車大部分時間為明線運行，速度350 km/h 對應的Ma數為0.286，因此，主要關注定常不可壓縮黏性流體流動問題。控制方程包括質量守恒、動量守恒和能量守恒等方程，采用張量的方式可以簡化方程的描述。

質量守恒方程為：

式中：xi可表示直角坐標系x，y和z3 個方向的坐標；ui為列車及車體設備周圍流場的速度u，v和w。

動量守恒方程為：

式中：ρ為空氣密度；p為壓力；μ為空氣動力黏度。

由式(1)和式(2)組成的方程組包含4 個獨立方程以及4個獨立的未知量(p和ui)，在層流情況下是封閉的。不可壓縮流動中的能量方程與質量守恒、動量守恒方程不耦合，能量守恒方程的引入取決于對流場溫度分布的關心與否。

與列車及車體設備相關的流動問題大多數屬于湍流，尤其是列車及車體設備周圍極易出現附面層分離、大側滑角和尾流等帶有明顯分離特點的流動[15]。湍流的數值模擬方法主要有直接數值模擬、大渦模擬和湍流模型(包括渦黏性模型和雷諾應力模型)。目前，直接數值模擬還無法適應列車及車體設備這類復雜的工程問題；大渦模擬開始應用于列車及車體設備的湍流和氣動噪聲的計算，然而該方法對計算機的硬件要求很高；湍流模型中的標準k-ε模型應用最為廣泛。

湍動能k方程為：

要實現掘進機定向掘進，需要實時修正掘進機機身位姿，即需要建立掘進機機身空間位姿計算模型。假設巷道理想測量坐標系為OcXcYcZc，OcXc軸與巷道設計中線重合，指向巷道斷面，OcZc軸指向巷道頂板，巷道底板平面由XcOcYc平面構成。掘進機機身坐標系位姿變化時，機身坐標系O0X0Y0Z0由測量坐標系OcXcYcZc經過3個旋轉和1個平移變換得到。設掘進機的機身航向角為δ、機身俯仰角為φ和機身橫滾角為γ，機身沿著X、Y和Z方向平移分別為PX、PY和PZ，則掘進機相對于測量坐標系的機身位姿T計算模型見式(4)。

湍流耗散率ε方程為：

式中：σk和σε分別為脈動動能和耗散率的Prandtl數；μt為湍流黏性系數；μt=Cμ ρk2/ε，C1，C2和Cμ為經驗常數。

流體流動的控制方程很難獲得解析解，基本上需要借助于數值方法進行計算，如有限差分法、有限元法和有限體積法。有限差分法將求解域劃分為差分網格，采用差商代替偏微分方程的導數，是應用最早、最經典的計算流體動力學方法。有限元法采用變分原理選擇逼近函數，求解速度較慢。有限體積法將計算區域劃分為控制體積，微分方程在控制體積積分而轉化為離散方程，物理意義明確，可確保守恒特性，且計算量較小，目前得到廣泛應用[16]。

2 原始方案的單體氣動力分析

2.1 受電弓檢測裝置的三維造型

受電弓檢測裝置主要由外殼以及內部的攝像頭、天線等組成。動車組車頂靠近受電弓的位置有2個安裝法蘭，可用于安裝受電弓檢測裝置，如圖1所示。由于天線的結構差異以及攝像頭仰角調整范圍的影響，左右2 臺受電弓檢測裝置(以下簡稱為左設備和右設備)無法做到造型完全一致，而且列車可以正向或反向行駛，用于數值模擬的模型可分為左設備正向行駛、左設備反向行駛、右設備正向行駛和右設備反向行駛4種情況。

圖1 受電弓檢測裝置的外形及車頂安裝情況Fig.1 Appearance and roof installation of pantograph detection device

2.2 計算區域及邊界條件

為便于考察受電弓檢測裝置安裝在車頂之后的氣動特性，首先針對受電弓檢測裝置開展單體氣動力分析，其放置位置可以假設為地面和懸空4 m 2 種。在受電弓檢測裝置外部流場的數值模擬中，需要將實際問題的無限空間轉化為有限大小的計算區域。經過多次嘗試，最終確定如圖2所示的計算域，設備放置于地面時的計算區域長度、寬度和高度分別為12，7 和4 m，設備懸空時的計算區域長度、寬度和高度分別為12，7和5.5 m。

圖2 計算區域Fig.2 Calculation domain

采用專業結構化網格劃分軟件Pointwise 對計算域進行網格劃分。生成的網格文件導入至FLU‐ENT 軟件，采用不可壓縮性空氣作為流體介質，密度設為常數。入口邊界設置為速度入口邊界，速度值根據列車速度確定，如350 km/h 對應的速度為97.22 m/s。出口邊界設置為壓力出口邊界條件，出口靜壓為0。計算區域的頂面及左右兩側面設置為對稱面，計算區域的底面設置為壁面邊界條件，用于模擬地面。對流項選擇二階迎風格式，擴散項采用中心差分格式進行離散。

2.3 計算結果及分析

經過迭代計算得到結果后需要驗證網格無關性，以確保計算結果不會因網格尺度不同而有影響。采用不同的尺度進行網格劃分，生成的網格數量分別為330，600，937 和1 789 萬。右設備懸空及350 km/h 正向速度時對應的阻力分別為430.5，444.3，461.9 和462.6 N，升力分別為527.7，536.2，555.3 和554.6 N，可以看出隨著網格數量的增大，設備所受到的氣動阻力和升力逐漸增大最后保持穩定，因此，后續的數值模擬統一使用最密的網格劃分策略生成網格。

表1 不同計算工況的氣動力計算結果Table 1 Aerodynamic calculation results of different calculation conditions

為便于受電弓檢測裝置左右設備的氣動阻力特性的比較，可以采用無量綱的阻力系數Cd進行評價[4]。

式中：Fd為阻力；ρ為空氣密度，取1.225 kg/m3；A為受電弓檢測裝置左右設備的迎風面積，取8.9×10-2m2；uin為自由來流速度。

利用式(5)計算可知，受電弓檢測裝置左右設備置地計算工況下的阻力系數范圍為0.51～0.61，設備懸空計算工況下的阻力系數范圍為0.77～0.93。設備置地時的阻力系數小于懸空情況，是由于地面的邊界層效應改變流場分布的結果。左右設備的阻力系數較大，說明有必要開展受電弓檢測裝置的外形優化工作。

圖3為左右設備懸空及350 km/h正反向行駛時的設備表面壓力云圖。由圖3可知左右設備表面正反向行駛時的最大正壓值接近，而設備表面的最大負壓值相差較大，特別是同一設備反向行駛的最大負壓值高出正向行駛。從負壓值的分布來看，主要分布在攝像頭端與天線端的2條側邊線上，說明這些部位可以進行適當的流線型處理。

圖3 左右設備的表面壓力云圖Fig.3 Surface pressure nephogram of left and right equipment

3 裝車工況下的氣動性能分析

3.1 受電弓檢測裝置的外形優化方案

根據左右設備單體的氣動仿真計算結果可知，對設備的邊界線進行圓滑處理將有利于減小氣動阻力。考慮到設備內部安裝的攝像頭、天線等部件的相對位置、尺寸和接口已經不能再作調整，為了避免部件的安裝干涉，僅對外殼的外形進行適當修改，以增強設備的流線型。圖4為左設備的3 種外形優化方案，優化方案1 將邊線的倒圓角半徑由原始方案的20 mm 調整為25 mm，優化方案2將邊線的倒圓角半徑調整為30 mm，優化方案3 將邊線的圓弧調整為平切面，高度增加1.4 mm。右設備的外形優化方案與左設備相同。

圖4 左設備的外形優化方案Fig.4 Shape optimization scheme of left equipment

為盡量減少計算量，未采用8 節車編組或16節車編組，而采用了安裝受電弓的3節車編組，受電弓放置在列車正向行駛時靠近尾車的位置上，且保證受電弓弓角朝后，左右設備的天線端為列車正向行駛時主要迎風面，如圖5所示。

圖5 3節車編組的計算模型Fig.5 Calculation model of three car formation

針對3節車編組的計算模型，經過多次計算確定計算區域的長度、寬度和高度分別為380，80和65 m。采用Pointwise 軟件進行結構化網格劃分，并利用FLUENT軟件求解計算。

3.2 計算結果及分析

圖6為安裝原始方案設備的列車以350 km/h正向行駛時的流場分布圖。由圖6(a)可以看出列車的車頭鼻端部、左右設備的迎風面為正壓，左右設備的邊線和背風側等部位以及車身的大部分區域為負壓，整個模型中最大正壓值和最大負壓值分別為6191 Pa 和-18 161 Pa，左右設備表面的最大正壓值和最大負壓值分別為4 928 Pa和-16 598 Pa，與前面左右設備的單體模型仿真結果相比，壓力值有4%左右的差別，這是由于列車對左右設備周圍空氣流場影響，改變了邊界條件所致。列車反向行駛時，受電弓處在左右設備的前端，空氣經過受電弓的擾流作用后再流向左右設備，車頂設備之間流場存在相互影響。由圖6(b)可以看出左右設備周圍的流速跡線分布，在安裝法蘭的背風面形成了漩渦，這是由于安裝法蘭較高且未作流線型的特殊設計，導致空氣的阻力較大。安裝法蘭的高度設置為0.2 m，是為了兼容考慮受電弓檢測裝置在多種動車組車型上列裝的高度上限值，在某些動車組上的安裝法蘭高度僅為0.05 m，空氣阻力將大為減小。

圖6 350 km/h正向行駛時原始方案的流場分布Fig.6 Flow field distribution of the original scheme in 350 km/h forward driving

將原始方案、優化方案1，優化方案2 和優化方案3 的氣動力提取，得到如圖7 所示的氣動力計算結果對比。圖中的“+250”和“-250”等數字正負號用于表示列車運行方向為正向或反向，數值表示速度大小。由圖7(a)和圖7(b)可以看出列車速度350 km/h時的阻力和升力均大于列車速度250 km/h時的阻力和升力，由于優化方案2是在原始方案基礎上將設備邊線的倒圓角半徑增大，阻力有所降低。列車速度350 km/h 正向運行時，4 種方案的左右設備阻力之和分別為699.8，697.6，646.9 和677.5 N，總體處在700 N的水平；列車速度350 km/h反向運行時，4 種方案的左右設備阻力之和分別為551.0，547.8，568.5和626.3 N，總體處在600 N的水平。由圖7(c)可以看出不同方案和運行速度下的傾覆力表現出正負變化的特點，這主要與列車頂部的眾多安裝設備改變了流場的分布有關，從傾覆力的數值大小來看，對列車的影響很小。利用式(5)計算可知，列車速度350 km/h 時，受電弓檢測裝置左右設備原始方案的阻力系數范圍為0.45～0.68，優化方案1～優化方案3 的阻力系數范圍分別為0.44～0.68，0.48～0.63和0.51～0.70。優化方案2 的阻力系數最大值較原始方案下降7%，說明優化方案2具有較好的氣動阻力特性。

圖7 不同方案的氣動力計算結果對比Fig.7 Comparison of aerodynamic calculation results of different schemes

圖8為不同方案的壓力計算結果對比。可以看出列車速度350 km/h 時的最大壓力和最小壓力均大于列車速度250 km/h 時的最大壓力和最小壓力，4 種方案的最大壓力值較為接近，左設備的最小壓力值在優化方案2下是最小的，而右設備的最小壓力值在優化方案3下是最小的。

圖8 不同方案的壓力計算結果對比Fig.8 Comparison of pressure calculation results of different schemes

為了進一步說明安裝法蘭的影響，對車頂有安裝法蘭而未安裝左右設備的情況進行仿真計算，得到如圖9所示的表面壓力分布。可以看出安裝法蘭的迎風面具有較大的正壓力，背風面具有較大的負壓力，說明安裝法蘭的結構還存在較大的優化設計空間，在列車總體設計時應予以重點考慮。

圖9 列車速度350 km/h正向運行時安裝法蘭的壓力分布Fig.9 Pressure distribution of mounting flange when train speed is 350 km/h

4 結論

1) 受電弓檢測裝置的迎風面為正壓，邊線及背風面為負壓，增大邊線的倒圓角半徑可以適當減小氣動阻力。

2)列車速度350 km/h正向運行時，左右2臺受電弓檢測裝置的阻力之和約為700 N，列車速度350 km/h 反向運行時，左右2 臺受電弓檢測裝置的阻力之和約為600 N，受電弓檢測裝置的傾覆力對列車的影響可以忽略。

3) 車頂的安裝法蘭具有較大的高度，且未考慮流線型的結構設計，在背風面形成了漩渦，存在較大優化設計空間，列車總體設計時應引起重視。