基于流固耦合的动车组车载接触网运行状态监测装置气动载荷分析

2021-08-27钱丰学刘志勇

铁道车辆 2021年3期

陶洋，钱丰学，刘志勇，赵宽，张兆

(中国空气动力研究与发展中心高速空气动力研究所，四川绵阳 621000)

动车组车载接触网运行状态在线监测装置(以下简称“监测装置”)是安装在动车顶部暴露于空气中的对受电弓网运行状态进行光学和红外监测的装置。因为监测装置内部需要较大的空间，所以一般被设计成薄壳结构[1]。在列车高速运行时(速度可高达350～400 km/h)，该装置受到的气动载荷(气动力、力矩)比较大，需要考核其结构强度[2]。本文将首先对监测装置的外形开展气动载荷计算，将所得的气动载荷作用于装置的外层壳体，通过结构分析来检验监测装置在气动载荷作用下的结构强度是否满足工程使用要求。

1 监测装置及计算工况

监测装置为C形倒扣+左右凸起两耳的外形，前部有玻璃观察窗和照明孔，玻璃观察窗内安装有光学和红外监测仪器。照明孔主要提供车辆夜间行驶和隧道内行驶时对受电弓的照明。装置后部有进线孔，背部及两耳处有小凹槽以利于装置的散热。图1为监测装置外形示意图。

图1 监测装置外形示意图

动车的行驶速度范围通常为200～400 km/h，行驶速度越大，监测装置所受的气动载荷也就越大。因此本文考虑列车以最高速度行驶时监测装置所受气动载荷的情况，即车速为400 km/h的工况，不考虑自然风、列车交会及隧道等特殊情况。以观察窗迎着气流方向为列车行驶正方向，分别考察列车正向、逆向行驶时监测装置的气动特性，主要计算监测装置外层壳体所受的六分量气动力、力矩及其表面压力分布情况。

2 气动载荷数值计算方法

设定环境温度为27 ℃，列车以时速400 km运行，此时相对列车的来流马赫数约为0.32，需要考虑空气的压缩性，因此采用可压缩的完全气体模型[3]。以气流方向的长度为雷诺数参考长度Lref=0.5 m，则Re=3.54×106，属于湍流流动。

由于监测装置的外形不规则，因此采用非结构网格来划分流场区域，同时对监测装置外形做了一定的简化，主要对监测装置背部及两耳处的小凹槽、所有的螺钉孔、背部凹坑做了填充。计算模型网格划分情况见图2。为了节约计算资源采用半模型计算，在对称面采用对称边界条件，与列车的连接面采用无滑移固壁条件，远场边界取为100倍参考长度以上。

图2 计算模型网格划分

2.1 控制方程

控制方程选择可压缩的雷诺平均方程(Navier-Stokes，简称“N-S方程”)，并采用SST湍流模型 ( shear stress transport )。三维的守恒型RANS方程在计算坐标系下可写为如下形式(式中各项参数的具体意义请参考计算流体力学书籍)：

(1)

SST湍流模型是一种在工程问题中具有较好精度和适用性的两方程湍流模型，适于模拟中等复杂的外流及压力梯度下的边界层流动。其封闭N-S方程采用的是湍动能黏性输运方程。SST湍流模型的具体形式可以见参考文献[3]。

2.2 空间离散

方程1采用有限体积法离散，有限体积法是目前工程实用CFD软件普遍采用的方法，它能够很好地保证质量、动量和能量守恒。方程对流项离散采用Roe格式，对黏性项离散采用中心型格式，以保证离散方程在空间上的二阶精度[4-6]。

2.3 时间离散

考虑到模型的外形比较复杂，其背风面会有较大范围的分离流动，流场结构复杂，流动表现出明显的非定常性。本文采用非定常计算，时间离散采用双时间步的隐式格式，时间步长为0.000 1 s，迭代计算1 000个时间步，获得流场参数的时间远大于特征时间(Lref/V=0.004 5 s)，满足计算精度的要求。

3 气动载荷计算结果与分析

图3给出了列车正向、逆向行驶2种工况下计算模型的表面压力云图。图4及图5给出了相应工况下计算模型表面及近物面的流线图。

图4 正向行驶时模型表面及近物面流线图

图5 逆向行驶时模型表面及近物面流线图

由图3可以看出，监测装置迎风侧有一片高压区域，这是由于气流遇到装置的阻碍，速度减小，压力升高，同时在流线图中可以看出在迎风侧的前下方有一个小回流区。在装置的肩部有一条低压带，这是迎风侧减速的高压气流绕过肩部时急剧加速形成的。由于绕过装置肩部的气流加速过快，压力较低，与背风侧的较高压力形成了逆压梯度，装置表面气流会在背风侧的某个位置发生分离，在背风侧形成一个较大的回流区。由于气流的分离，背风侧的气流压力没有得到充分恢复，装置的迎风侧和背风侧产生了压力差，这是装置阻力的主要来源。

图3 模型表面压力云图

由图3可以看出，列车正向行驶时，装置迎风侧高压区的面积较大，主要分布在2个观察窗及两耳迎风侧的下半部分。计算结果表明，两耳部分提供的阻力约占总阻力的1/3。不考虑其他设计要求的话，可适当减小两耳部分的迎风面积，如增大两耳的倾斜度，可明显减小正向行驶时的阻力。由图4可以看出，列车正向行驶时，装置背风侧有3个大的漩涡，分别在耳部背风侧、进线口上部背风区和进线口后。3个漩涡构成了一片较大面积的回流区。因此，正向行驶时的阻力较大。由图5可以看出，列车逆向行驶时，模型表面压力分布与正向行驶时基本类似，两耳部的高压区面积较正向行驶工况有明显减小，分离点相对位置靠后，背风侧的回流区也较小，因此总体阻力较正向行驶时明显减小，约为正向行驶时的1/2。

值得注意的是，耳部在列车正向行驶时受到了较大的负升力。这是因为耳部上方发生了气流分离，压力较高，而耳部下方气流绕流，压力较低，上下压差在单个耳部分别产生了大约150 N的向下合力，并产生了较大的滚转力矩。在强度校核时需要特别注意耳部的连接强度。列车正向行驶及逆向行驶时，监测装置各部件及整体所受的六分量气动力及力矩的详细情况如表1所示。

表1 监测装置各部件及整体所受的六分量气动力及力矩

4 结构强度分析

根据产品设计目标，该监测装置在列车行驶工况下必须满足以下要求：

(1) 静强度方面。按Von Mises应力考核，装置壳体结构最大应力、紧固件的工作应力不大于材料屈服应力的1/3，即安全系数≥3。

(2) 刚度方面。结构最大允许变形量≤1 mm(由设计方提出)。

4.1 强度计算

强度计算采用ANSYS Workbench平台中的Fluid Flow(Fluent)和Static Structural模块，进行单向流固耦合计算，气动载荷通过流固耦合面(即装置除去底座下表面的所有外表面)进行网格点插值传递。由于观察窗玻璃的屈服强度和弹性模量一般比铝合金要高，将观察窗材料设定为铝合金材料，这样做在工程上是偏保守的。将装置底面设定为固支条件(Fixed)，外层壳体各部件之间采用绑定接触(Bonded)。监测装置的整体变形量、应力云图分别见图6和图7。由图6可知，监测装置的最大变形量约为0.006 mm，远小于1 mm；最大应力为2.40 MPa，远小于材料的屈服应力(280 MPa)，满足设计要求。其中整体变形量采用下式计算：

图6 模型整体变形情况

图7 模型应力云图

(2)

式中：Ux，Uy，Uz——分别为x，y，z方向上的变形量。

4.2 连接强度计算

监测装置采用6个M10螺钉与动车车顶基座连接，以克服监测装置所受的气动力和气动力矩。气动载荷主要由Fx、Fz及My组成。其中，Fx对螺钉产生剪应力Fτ，Fz产生拉应力Fσ1，My产生拉应力Fσ2。螺钉连接示意图如图8所示，Z坐标垂直纸面向外，当My为正时，4号螺钉所受载荷最大；当My为负时，3号螺钉所受载荷最大。以4号位置M10螺钉为例进行连接强度校核。