高速列车隧道内行驶时气动特性对受电弓变形影响

修云良,杜礼明

(大连交通大学 辽宁省高等学校载运工具先进技术重点试验室，辽宁 大连 116028)*



高速列车隧道内行驶时气动特性对受电弓变形影响

修云良,杜礼明

(大连交通大学 辽宁省高等学校载运工具先进技术重点试验室，辽宁 大连 116028)*

高速列车在隧道运行时产生的气动力会使受电弓与接触网的接触压力发生剧烈变化，严重影响弓网的受流稳定性.建立了高速列车通过隧道时受电弓的气动分析模型,采用数值计算方法对高速列车在隧道内运行时受电弓气动载荷进行分析，研究列车以不同速度运行过程中受电弓在气动力作用下的变形情况.研究结果表明，列车在隧道内以250、300、350 km/h运行时，受电弓表面所受压力增长率分别为15.11%和11.72%，其中受电弓气动阻力占总阻力的8%～14%.在上臂杆两端增加横拉杆后，受电弓弓头变形量减少18.98%，上臂杆变形量减少18.96%，下臂杆变形量减少19.09%，表明受电弓的强度明显得到提高，从而有利于提高受电弓的受流效果.

隧道； 受电弓； 数值分析；受流性能；压力；变形

0 引言

随着列车运行速度的提高，在高速下受电弓的空气动力学效应对弓网的受流影响已非常明显[1].列车高速通过隧道时引起隧道内空气受到强烈挤压，产生剧烈的压力波动，这种压力波动导致受电弓气动抬升力的改变，加剧受电弓的变形，从而影响弓网耦合动力学性能.

国内外学者对受电弓的接触性能进行了大量研究.Thompson等[2]在最优化方法基础上对受电弓进行了控制器的设计优化；Shing等[3]研究了影响弓网受流性能的因素，Gonzalez等[4]分析了弓网之间的接触情况对受流性能的影响因素.VinayagaUngam等[5]采用计算机模拟仿真技术将接触网设置成欧拉梁单元模式，分析了简单链悬挂式接触网的动态特征,得到不同运行速度下受电弓各参数变化对弓网受流的影响，Seo等[6]采用多体动力学来对弓网进行建模，并证明了运用此方法进行分析的合理性.国学者近几年在受电弓方面也做了不少研究工作.我国在引进了DSA系列受电弓后进行了一系列优化设计，并在原有基础上设计出符合我国高速列车使用的DSA350SEK型受电弓并使其国产化.DSA350SEK型受电弓很好地考虑了我国线路长、多丘陵多山等地情，使得受电弓滑板在达到磨损极限时，其磨耗面趋于光滑；受电弓上所带有的装置在滑块发生断裂时能使受电弓自动降弓，从而可以减少受电弓及其所连接的导线发生更大程度的损坏[7].

当列车在明线上运行时受电弓周围空气能无阻碍流动，而在隧道内高速运行时受电弓周围空气无法自由排出，会在隧道内壁和受电弓表面发生回弹，影响了受电弓运行稳定性[7-10].目前的研究主要集中在于车在明线上运行时气动力作用对弓头、上下臂杆、横拉杆等部件发生变形的影响[11-12].当受电弓在隧道内高速运行时，其表面不断与隧道内壁空气有相互作用进而产生能量的传递，使得模拟环境复杂化，这方面的研究国内外还鲜见报道.本文通过数值方法分析高速列车在隧道运行过程中隧道和受电弓周围流场能量情况，模拟受电弓在隧道内的运行，计算出受电弓在隧道内运行时各个部件所受到气动力，在此基础上进行有限元分析，计算受电弓各部分的变形情况，并对受电弓的结构进行优化分析，为对受电弓的整体结构优化设计提供参考.

1 受电弓的数值模型

当列车在隧道内运行时，其所产生的隧道内气流可以认为是三维、非定常、可压缩的湍流，在运行过程中，受电弓各部件受到的气动力如抬升力等成波形增大而使变形量显著增加，因此，通过研究受电弓气动特性，分析其在运行过程中各种气动力的变化情况，进而可对其整体结构进行优化.

1.1 数值模型

以国产CRH380高速列车的某型号受电弓为研究对象，参考其原始尺寸,对底座等次要部件进行简化，利用CATIA对受电弓进行建模(图1)，包括弓头，上、下框架，平衡杆等部件.受电弓下端的阻尼器等所受的压强和力被车体分担，故可忽略.同时在上臂杆的两侧加了一组斜拉杆，目的是在于提高受电弓的强度，减少受电弓的变形.在此基础上采用Gambit软件建立仿真模型和网格剖分.

图1 受电弓模型

列车在稳态运行过程中由于周围车身压力分布.整个计算区域分为动区域和固定区域，其中列车以及受电弓所处区域为动区域，其余则为固定区域.外流场等区域大部分区域采用四面体单元，受电弓各部分采用六面体或者锥体、楔体等单元进行网格划分，从受电弓表面到整个外部区域采用尺寸函数的方式进行网格划分，受电弓网格总数目约为2 707 680，总网格数目为2 102 570左右.计算区域如图2所示.

图2 隧道内计算区域

1.2 数值方法与边界条件

采用Fluent软件进行模拟计算.湍流模型均采用标准k-ε模型.边界条件设为速度进口压力出口，隧道顶部设置为对称轴，隧道前后两块区域设为压力远场，列车所处的动区域以及其前后的不动区域的上、左、右两侧所在的面均与隧道所对应的面在Gambit中进行合并，并在Fluent中进行相应设置.

2 结果与分析

当列车分别以250、300、350 km/h速度下通过隧道时，受电弓与车体表面最大压强变化如图3、4所示.图3示在隧道内行驶时，三种不同速度下受电弓表面所受压力最大值；图4示在隧道内运行时，三种不同速度下车体所受压力变化情况.

图3 隧道内受电弓表面最大压力

图4 隧道内车体表面最大压力

由图3、4可知，当列车分别以250、300、350km/h通过隧道时，受电弓表面压力波值和车体表面压力波值变化规律一致，并随着速度的提高列车表面和受电弓弓头压力波变化越来越剧烈，对受电弓机械性能的影响越来越明显.

由西南交通大学所做实验可知，当列车在300km/h的运行速度下，列车车体表面的最大压力为2 800 Pa,压力变化与仿真结果如表1所示[13].由该表可知，试验数据与数值结果的差值在可接受范围内，由此表明本文的数值方法是可行的.

表1 实车试验与数值模拟值比较

随着列车时速的提高，列车所受的气动力也随之增加.列车以350 km/h在隧道内运行时，受电弓上下表面压力差产生的阻力和表面由于摩擦产生的阻力的矢量之和被称为受电弓空气阻力.受电弓上下由于部件形状差异，使得空气在受电弓上下表面流速不同进而会产生压力差，该压力差形成受电弓气动抬升力.当列车以350 km/h运行时，由于空气本身所具有的特性以及隧道壁和列车表面由于不平滑所具有的摩擦阻力，使列车和受电弓等不可忽略的部件所排开的气体不能像在明显上运行时一样自由向外扩散，列车运行所带动的空气会沿着水平方向被推到车头处，一瞬间在列车尾部产生负压，这样就形成了压力波[14].随着一系列压力波的形成，受电弓各部件会受到气动影响，如图5所示.

(a)受电弓表面压力云图

(b)弓头表面压力云图

(c) 下臂杆压力云图

(d) 横拉杆压力云图

图5 受电弓不同部位的气动力分布

由图5(a)不难看出，当列车以时速350 km/h运行时，受电弓表面所受最大力约为8 200 Pa.由5(b)可知，弓头所受压力极值约为8 200 Pa，最大压力值出现在在弓头和上框架交接处；上框架最大压力发生在和下臂杆连接处；根据由5(c)，下臂杆最大压力约为6 400 Pa，最大压力发生在和上框架交接处；横拉杆最大压力约为3 000 Pa，发生在两端与各个部件连接处,如图5(d)；平衡杆最大压力约为6 400 Pa，发生在与弓头的连接处.部件整体所受压力最大约为8 900 Pa，发生在上、下臂杆、横拉杆等的交接处.

当列车以时速350 km/h在隧道内稳态行驶的情况下，受电弓在隧道内所受到的阻力约为1650N，由于列车再出隧道时候压力波会突然释放，所以在出隧道口出会有一个压力突变，但是整体来说， 列车在隧道内所带受电弓所受的气动力为1 650 N.当列车速度达到350 km/h时，弓网之间的接触压力最小值几乎为0，即水平方向上弓头的摩擦阻力远小于所受到的气动力，上、下臂杆和弓头所受阻力如图6所示.

图6 350 km/h 各部件气动阻力变化

由图6可知，受电弓弓头所受阻力约为500N、上臂杆所受力约为490 N、下臂杆约为460N.并且受电弓各部件受力情况类似，在隧道内受力会在趋向稳定波动，而在出隧道口会产生一个波值，根据以上受力条件建立受电弓的有限元分析模型.

图7为受电弓静强度Von mises 应力云图.由该图可以看出，在隧道内运行时，受电弓在弓头和上臂杆所受最大静强度为216.723 MPa，上臂杆和下臂杆所受最大静强度为158.115 MPa，均未超过其所属材质的许用应力300.00 MPa和225.00 MPa.

图7 受电弓静强度Von mises应力云图

图8 不带横拉杆受电弓位移云图

图9 带横拉杆受电弓位移云图

在以上约束条件下，受电弓变形如图8、图9所示.由图8知，当受电弓不带横拉杆时，横向最大变形量为29.03 mm，最大的变形量发生在弓头处，上臂杆最大的变形量约为22.57 mm，下臂杆的最大变形量约为6.45 mm.根据图9，当受电弓带横拉杆的时候，横向最大的变形量为23.52 mm，上臂杆变形量最大值约为18.29 mm，下臂杆的最大变形量约为5.226 mm.而根据规定已知当受电弓拉伸幅度小于2 m时，受电弓相对于轴线变形量最大值不得超过20.00 mm，当拉伸幅度大于等于3 m时，受电弓相对于轴向线变形量最大值为40.00 mm.而我们研究的该型号受电弓落弓位拉伸幅度大约为2 600.00 mm，最大伸展高度(包括细微部件)大约为3 000.00 mm，故受电弓安装横拉杆后会使受电弓的变形在合理范围之内.

3 结论

(1)列车在隧道内运行时受电弓各结构压力波波动十分剧烈，以列车运行速度为350 km/h为例，受电弓所受的气动阻力约为1650N.其中，弓头所受的气动阻力为500 N,上臂杆所受气动阻力为690 N，下臂杆所受气动阻力为460 N;

(2)根据列车在隧道内运行时所受气动力会产生波形变化，可以通过安装横拉杆等措施来改变受电弓所受的气动力，从而提高受电弓运行安全性;

(3)与未安装横拉杆相比，在车速350 km/h下，安装横拉杆后受电弓弓头变形量减少18.98%，上臂杆变形量减少18.96%，下臂杆变形量减少19.09%，表明受电弓的强度明显得到提高.

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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

牵引动力国家重点实验室(西南交通大学)开放课题基金资助项目(TPL0906)

修云良(1989-),女,硕士研究生；杜礼明(1972-),男，副教授，博士，主要从事计算流体力学、机车车辆空气动力学的研究E-mail:dlm@djtu.edu.cn.

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