高速受电弓气动抬升力仿真研究

黄思俊 袁 骞 赵志远 张 奇

(北京中车赛德铁道电气科技有限公司 北京 100176)

稳定的受流性能是高速列车良好运行的关键技术之一，其不仅取决于弓网耦合动力学关系，在列车高速运行下，受电弓的空气动力学特性也是必须要考虑的重要因素。受电弓在高速运行下，各部件受气流影响产生气动升力和气动阻力，通过结构受力传递路径，最终产生弓头气动抬升力。当受电弓气动抬升力过小，弓网燃弧率会增加；当受电弓气动抬升力过大，弓头滑板与接触线磨损增大。对于现代电气化高速铁路，高速受电弓本身的结构性能、气动性能已经成为设计与制造需要关注的重要课题。

很多学者针对高速受电弓气动性能，从试验和仿真两个方面进行了相关研究[1]。在气动性能试验研究方面，贾海龙[2]、Ikeda[3]、Seo[4]等人采用拉绳测试，即将拉力传感器通过细钢丝与受电弓弓头碳滑板连接，测得气动抬升力。付善强[5]等人采用了万向球轴承+测力天平的方式来获取气动抬升力，有效避免了细钢丝本身气动力影响测试结果。在气动性能数值仿真研究方面，宋洪磊[6]、Zhang[7]等人使用STAR-CCM+软件进行气动性能分析，设置相关参数，得到相应的气动抬升力曲线。李瑞平[8]等人采用受电弓平面四连杆结构作为气动抬升力计算模型，推导了相应的气动抬升力计算方法，并且验证了该方法的正确性，表明受电弓各部件的气动力转换成气动抬升力存在不同的传递系数且与升弓角有关。张雪[9]、何舢[10]、林泽峰[11]等人将受电弓简化为四连杆机构，在升弓角度确定时，各部件的气动力传递系数可以由公式计算得到，进而计算受电弓气动抬升力。

本文探讨了一款新研制高速受电弓空气动力学特性，首先建立了安装在列车顶部高速受电弓气动模型，对物面和流体网格进行划分，采用CFD++软件进行气动计算，考虑不同运行速度下对该型受电弓的整体及各部件进行了气动特性分析，获得了高速受电弓的气动升力和气动阻力，进而通过结构力学分析对该新型高速受电弓弓头的气动抬升力性能进行评估，并利用数据回归方法得出了该受电弓气动抬升力与运行速度的关系式。对于高速受电弓空气动力学仿真在实际工程中的应用具有一定参考价值。

1 高速受电弓气动计算模型及气动抬升力计算流程

1.1 高速受电弓气动计算模型

本文所研究的高速受电弓原始模型如图1(a)所示(工作高度1 600 mm)。由于高速受电弓的实际结构极为复杂，为进行空气动力学性能分析，需要进行适当简化。简化的基本原则是需要保持结构的整体连接关系及主要部件的几何拓扑构型，同时为保证气动性能计算的收敛性，需要对局部边界进行微小的边缘化处理，避免部件交界面的过度突变。按照该原则，最终简化模型如图1(b)所示。此时，物面边界为弓头、上臂、下臂、上导杆、下导杆和底座6个部分。

图1 新研制高速受电弓气动计算模型

为能够模拟高速列车运行时受电弓周围空气的实际流动状态，考虑高速受电弓在列车的实际安装位置，以高速列车整体边界为基础建立受电弓所处流场模型，流场大小为12 m×12 m×46 m。在剖分流场网格时，从远到近依次建立远场区、过渡区和加密区，边界层厚度为0.01 mm，网格数约2 600 万个。除受电弓底部车体与地面部分设置为无滑移壁面边界外，其余流场面均设置为来流边界，能够实现流场的充分发展。受电弓前、后流场面设置为来流边界，四周设置为无滑移壁面边界。最终得到高速受电弓车顶流场模型如图2所示。

图2 自主化研制高速受电弓车顶流场模型

1.2 高速受电弓气动抬升力计算模型

在空气动力学分析软件得到的结果为高速受电弓的部件气动升力和气动阻力，并不能直接获取气动抬升力，需要进一步通过高速受电弓结构力学分析计算受电弓弓头气动抬升力。对此， 基于高速受电弓原始模型，考虑受电弓各部件的耦合连接关系，以及边界条件建立结构力学分析的有限元模型。本文采用梁单元、块体单元和刚臂单元分别模拟受电弓各部件及部件间的连接关系，得到如图3所示的高速受电弓气动抬升力计算的结构有限元模型，共1 053 519个单元，949 965个自由度。

图3 高速受电弓气动抬升力计算的结构有限元模型

1.3 高速受电弓弓头抬升力的计算流程

图4所示为本文高速受电弓弓头气动抬升力的计算流程，其主要步骤如下：

图4 自主化研制高速受电弓弓头抬升力计算流程

(1)受电弓建模部分，基于高速受电弓的原始模型，经模型简化等步骤，建立高速受电弓的气动性能计算模型和结构力学有限元模型。其中，气动流场的模型为考虑高速列车边界的影响， 能够模拟接

近实际高速列车运行工况时受电弓周围空气流场运动情况。

(2)气动力计算部分，以受电弓的简化模型为基础，经物面与流场网格划分等，将得到的受电弓气动力计算模型输入流体CFD++求解器，设置计算参数，以残差曲线为收敛判据，计算不同工况下各部件的气动升力与气动阻力，并采用Matlab自编程序进行后处理，输出弓头气动抬升力计算所需的载荷边界条件。

(3)弓头气动抬升力计算部分，以受电弓的简化模型为输入，通过网格划分与施加约束等步骤，得到受电弓的结构力学有限元模型，并输入结构静力学分析求解器，结合气动力计算出载荷边界条件，计算受电弓弓头气动抬升力。

2 高速受电弓气动特性分析

在气动特性计算时考虑定常计算方式，湍流模拟方法为RANS，设定为k-ε湍流模型。在不同运行速度时，受电弓各部件的表面压力、周围纵剖面压力云图和流线图的特点相同，本节选取385 km/h为典型速度进行介绍。运行速度为385 km/h时，高速受电弓纵剖面流线图和表面压力分布如图5和图6所示。可以看出，弓头、上交叉管、上下臂铰、下臂底部转铰、底座框架和气囊迎风侧表面压力相对较大，是气动阻力的主要来源。上臂和下臂主体为倾斜放置的圆柱，气流不会直接冲滞表面，流动分离较弱，其阻力主要来源于上交叉管与上、下臂铰处。此外，由于倾斜角度的原因，开口运行时，上臂杆产生使受电弓向上运动趋势的较大气动力，下臂杆产生使受电弓向下运动趋势的较大气动力，这些作用对弓头抬升力的影响较大；而闭口运行时，上臂杆、下臂杆升力作用方向与开口运行状态相反，但对弓头抬升力也同样具有较大的影响。

图5 运行速度为385 km/h时高速受电弓纵剖面流线

图6 运行速度为385 km/h时高速受电弓表面压力云图

3 高速受电弓气动抬升力分析

3.1 气动升力和气动阻力

针对高速列车速度分别为200 km/h、300 km/h、350 km/h、385 km/h、400 km/h和440 km/h的开口运行和闭口运行条件，进行受电弓气动性能评估。当速度小于350 km/h时，采用不可压缩理想气体进行模拟；速度大于等于350 km/h时，采用可压缩理想气体进行模拟。图7和图8为本文所研究高速受电弓的弓头、上臂杆和下臂杆的气动升力F升和气动阻力F阻随运行速度变化的曲线。F升的正方向为z轴正向，数值为正时向上抬升；反之，数值为负时下压。F阻与运行方向相反，起阻碍列车行进作用。同样也计算了上导杆和下导杆的气动力，限于篇幅这里没有列出。

从图7和图8的计算结果可以看出：

图7 高速受电弓各部件气动升力

图8 高速受电弓各部件气动阻力

(1)开口运行时，弓头和上臂杆的气动升力为正，数值随速度增大而增大(例如：上臂杆为25.67 N～140.34 N)；下臂杆的气动升力为负，数值随着速度增大而减小，变化范围为-14.13 N～-104.84 N。闭口运行时，弓头和下臂杆的气动升力为正，数值随着速度增大而增大(例如：下臂杆为10.99 N～63.98 N)；上臂杆的气动升力为负，数值随着速度增大而减小，变化范围为-8.01 N～-51.52 N。

(2)对于开口或闭口运行时的气动阻力，弓头的气动阻力几乎不变(139.81 N～921.89 N)，上臂杆和下臂杆的气动阻力为正值，数值随着速度增大而增大，整体变化趋势相同。此外，由计算结果可以得出当运行速度和运行方向确定时，弓头的气动阻力最大，上臂杆居中，下臂杆最小。由此可知，弓头存在较大的减阻优化空间。

3.2 气动抬升力

结合1.2小节建立的高速受电弓结构力学计算模型，在ANSYS中进行气动抬升力计算。在弓头滑板、上臂杆、下臂杆施加x、y、z方向的气动力和绕x轴方向的力矩，上导杆、下导杆施加运行时3个方向的气动力，施加点取轴线中部位置。气动抬升力F抬和气动升力F升，正方向取z轴正向，数值为正时向上抬升；反之，数值为负时下压。来流的正方向取y轴正向，则运行方向的正方向为y轴负向。开口、闭口运行时，气动阻力F阻与运行方向相反，起阻碍列车行进作用，都取正值。图9为高速受电弓气动抬升力F抬随运行速度变化的曲线。高速受电弓无论处于开口或者闭口状态，气动抬升力F抬随着风速的增加而增加，两者变化趋势基本一致。依据仿真计算得到数据，进一步进行受电弓气动抬升力的数据回归拟合。

图9 新研制高速受电弓气动抬升力

开口运行：

F抬-开=0.000 3v2+0.056 2v-20.496 2

闭口运行：

F抬-闭=0.000 5v2+0.001 5v-7.041 1

式中：v为速度，km/h。与EN 50367—2012标准给出的上限和下限要求比较，可以看到本文所研究的高速受电弓气动抬升力位于两者之间，具有良好的气动抬升力性能。由于该型高速受电弓配备有主动控制阀板，可以依据本次仿真结果对主动控制阀板控制策略进行预调整和设定，为下一步受电弓进行线路弓网受流试验提供技术支撑。

4 结论

本文探讨了新研制的高速受电弓空气动力学特性，采用CFD++软件进行气动计算，给出了高速受电弓的弓头、上臂杆和下臂杆的气动升力和气动阻力随运行速度变化的计算结果，从空气动力学计算结果探讨了整弓和部件气动升力和气动阻力的特点。(1)开口运行时，弓头和上臂杆的气动升力随着速度增大而增大，下臂杆的气动升力随着速度增大而减小；(2)闭口运行时，弓头和下臂杆的气动升力随着速度增大而增大；上臂杆的气动升力随着速度增大而进一步减小。

对该型高速受电弓弓头的气动抬升力性能进行分析，可以看到，随着速度的提升，受电弓气动抬升力也显著提升，在开口和闭口情况，都可以符合EN 50367标准。此外，通过数据回归方法得出受电弓气动抬升力与运行速度的关系式，可以作为对该受电弓气动抬升力进行主动控制策略和弓网动力学仿真的重要依据。

本文建立高速受电弓气动抬升力的计算流程和方法，在一定程度上可以弥补目前风洞试验最大风速条件等试验条件的限制，对高速受电弓空气动力学仿真在实际工程中的应用具有一定的参考价值。