趙 萌，劉美英，賈 彥，劉曉禹，王益鶴

（1 內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，呼和浩特 010051；2 北京城建亞泰建設(shè)集團(tuán)有限公司，北京 100013）

高速列車受電弓與架設(shè)在軌道上方的高壓接觸網(wǎng)可靠地接觸是保證高速運(yùn)動(dòng)的重要條件[1]。橫風(fēng)作用于高速列車時(shí)，由于受電弓結(jié)構(gòu)復(fù)雜，且迎流角度均有不同，各桿件氣動(dòng)力差異顯著，加劇了受電弓的橫向擺動(dòng)，分離渦中心線發(fā)生偏轉(zhuǎn)，對(duì)受電弓運(yùn)行的安全性和壽命造成威脅[2-5]。國(guó)內(nèi)外專家學(xué)者針對(duì)橫風(fēng)作用下對(duì)高速列車氣動(dòng)特性做了大量的研究，王政等[6]通過數(shù)值計(jì)算的方法，探究高速列車在均勻風(fēng)和指數(shù)風(fēng)下氣動(dòng)特性；BAKER等[7]在風(fēng)洞中進(jìn)行各工況的實(shí)驗(yàn)，分析了橫風(fēng)作用下的氣動(dòng)性能；POMBO等[8]利用數(shù)值分析橫風(fēng)作用下弓網(wǎng)的氣動(dòng)特性；柳潤(rùn)東等[9]研究了在不同橫風(fēng)風(fēng)速和不同列車車速下單側(cè)風(fēng)障內(nèi)列車交會(huì)對(duì)風(fēng)障的沖擊過程；龔明等[10]研究在橫風(fēng)作用下高速列車的外形優(yōu)化；韓運(yùn)動(dòng)[11]等采用數(shù)值模擬方法，在不同橫風(fēng)風(fēng)速和風(fēng)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(duì)受電弓各個(gè)桿件橫風(fēng)作用下氣動(dòng)力差異研究較少，且對(duì)各桿件繞流場(chǎng)特性欠缺深入研究。因此有必要對(duì)受電弓桿件氣動(dòng)特性深入探討，分析在不同工況下受電弓各個(gè)桿件繞流特性的差異及最不利與運(yùn)行安全的工況，為受電弓運(yùn)行安全性、減振減阻等提供參考依據(jù)。

1 計(jì)算模型和計(jì)算方法

1.1 物理模型

首先對(duì)受電弓的支架和底架部分進(jìn)行簡(jiǎn)化，以便分析受電弓主要桿件的氣動(dòng)特性，其幾何外形如圖1所示。受電弓的簡(jiǎn)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(shí)建立接觸網(wǎng)模型以保證計(jì)算的準(zhǔn)確性，計(jì)算模型和計(jì)算域如圖2和圖3所示。

圖1 簡(jiǎn)化受電弓的幾何外形

計(jì)算模型包括列車組、受電弓及接觸網(wǎng)，列車組模型由3節(jié)單獨(dú)列車組成，分別為頭車、中車以及尾車，其中3節(jié)列車寬度都為3 m，中間列車長(zhǎng)為25 m，其余為25.7 m。圖4為網(wǎng)格劃分情況，網(wǎng)格數(shù)量為1.4×107，同時(shí)將列車表面、受電弓等流場(chǎng)進(jìn)行局部加密。

圖2 受電弓-接觸網(wǎng)-列車模型

圖3 弓-網(wǎng)-車模型的計(jì)算域

1.2 計(jì)算方法

數(shù)值模擬采用雷諾時(shí)均（RANS）方法，能夠體現(xiàn)出湍流下平均流場(chǎng)的變化情況[12]。采用SSTk-ω模型，該模型結(jié)合了k-ω原型和k-ω模型的各自優(yōu)點(diǎn)[13-14]，模型方程如式（1）和式（2）：

式中：下標(biāo)i,j=1，2，3；D/Dt=?/?t+ui?/?xi；τij為湍動(dòng)剪切應(yīng)力；k為湍流動(dòng)能；ω為渦量脈動(dòng)強(qiáng)度；σk、σω、β、β*、γ為SSTk-ω模型的常數(shù)，其中，κ為常數(shù)；vt、μt為渦黏性參數(shù)；F1為混合函數(shù)。

1.3 計(jì)算方法的驗(yàn)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(duì)鈍體進(jìn)行數(shù)值計(jì)算探究[15]，以驗(yàn)證本文計(jì)算方法的準(zhǔn)確性。

選用的Ahmed模型如圖5所示，其數(shù)值模擬的邊界條件為：Pressure-outlet，Velocity-inlet入口速度設(shè)定為60 m/s，且鈍體表面無滑移，網(wǎng)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(xiàn)[13]實(shí)驗(yàn)值相比較，文獻(xiàn)中阻力系數(shù)Cd=0.285、摩擦阻力系數(shù)Cr=0.055，數(shù)值模擬為Cd=0.282、Cr=0.054，誤差分別為1.05%、1.82%。由此可見，結(jié)果與文獻(xiàn)結(jié)果誤差在合理的范圍內(nèi)，說明RANS方法的適用性與準(zhǔn)確性。

1.4 計(jì)算條件

計(jì)算域的入口設(shè)置為velocity，出口設(shè)置為pressure，相對(duì)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(fēng)風(fēng)速，速度由10 m/s到30 m/s，間隔5 m/s；風(fēng)向角為10°至90°，間隔10°。列車沿x軸正向運(yùn)動(dòng)，即主流風(fēng)向沿x軸負(fù)向，橫風(fēng)方向沿z軸正向，橫風(fēng)、橫風(fēng)方向角分別用Vw、θ表示，β為偏航角，如圖8所示。

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 受電弓繞流場(chǎng)特性

在橫風(fēng)作用下主流與受電弓主體結(jié)構(gòu)縱向截面具有某一夾角，合成速度方向與運(yùn)行方向不平行，受電弓橫向、縱向繞流流場(chǎng)的疊加作用導(dǎo)致駐點(diǎn)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(fā)生不同角度偏轉(zhuǎn)，渦的脫落和附著方位改變，受電弓各桿件繞流流場(chǎng)相互作用而產(chǎn)生的影響發(fā)生改變，對(duì)周圍空氣的擾動(dòng)加劇。當(dāng)橫風(fēng)的風(fēng)速、風(fēng)向角增大，偏航角即增大，受電弓各桿件受到橫向擾動(dòng)增強(qiáng)，接觸網(wǎng)與列車的橫風(fēng)效應(yīng)更加明顯，繞流場(chǎng)的偏轉(zhuǎn)對(duì)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(fēng)向角30°、60°，橫風(fēng)風(fēng)速20 m/s、25 m/s和30 m/s為例，分析受電弓繞流場(chǎng)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(fēng)風(fēng)速與偏航角增大，接觸網(wǎng)前方流場(chǎng)擾動(dòng)加強(qiáng)，對(duì)滑板影響加強(qiáng)，出現(xiàn)較大范圍的低速區(qū)。圖9（b）與（a）相比較可見，當(dāng)風(fēng)向角為60°時(shí)受電弓底座周圍繞流擾動(dòng)增強(qiáng)，從而影響到下臂桿的流場(chǎng)，受電弓后方低速區(qū)范圍增大。隨著橫風(fēng)和風(fēng)向角的增大，上臂桿和滑板壓力明顯增大。

圖4 網(wǎng)格劃分

圖5 Ahmed幾何模型

圖6 Ahmed鈍體的網(wǎng)格劃分

圖7 表面壓力云圖

圖8 風(fēng)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(dòng)劇烈，滑板兩側(cè)渦量擾動(dòng)尤為明顯，渦量出現(xiàn)最大值。圖10（a）和（b）相比可見，隨橫風(fēng)風(fēng)速、風(fēng)向角的增大，受電弓后方尾流區(qū)域中，渦量逐漸增多并向背風(fēng)側(cè)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(dāng)風(fēng)速以及風(fēng)向角變大，導(dǎo)流罩的低壓區(qū)范圍變大，進(jìn)而會(huì)影響到底座周圍的壓強(qiáng)分布。由圖11（b）可知，隨著風(fēng)速變大，受電弓附近低壓區(qū)范圍變大，圖11（a）和（b）相比較可見，隨著風(fēng)向角增加，受電弓尾流區(qū)的高壓區(qū)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(dòng)分析

分析不同工況下受電弓各氣動(dòng)特性參數(shù)指標(biāo)，其中列車運(yùn)行速度350 km/h，橫風(fēng)風(fēng)速由10 m/s到30 m/s，間隔5 m/s；風(fēng)向角為10°至90°，間隔10°。圖12～圖14為受電弓滑板的氣動(dòng)作用力系數(shù)，由圖可見滑板的阻力系數(shù)隨著風(fēng)速、風(fēng)向角成正比，當(dāng)風(fēng)速為30 m/s和風(fēng)向角為90°時(shí)，阻力系數(shù)達(dá)到最大。風(fēng)速在20 m/s到30 m/s時(shí)升力系數(shù)呈現(xiàn)上升后迅速降低，在35°附近出現(xiàn)升力系數(shù)最大值，而15 m/s的風(fēng)速下，升力系數(shù)基本不發(fā)生變化。側(cè)向力系數(shù)與風(fēng)速和風(fēng)向角呈正比的線性關(guān)系，風(fēng)速越大側(cè)向力系數(shù)越大，最大值在30 m/s的風(fēng)速下，風(fēng)向角在90°附近?；宓淖枇ο禂?shù)以及側(cè)向力系數(shù)與受電弓相比，數(shù)值較小但規(guī)律基本相似。升力系數(shù)受風(fēng)速影響較為明顯，應(yīng)重點(diǎn)研究滑板部分的升力。

圖12 阻力系數(shù)變化曲線

圖15～圖17是受電弓上臂桿氣動(dòng)特性曲線，由圖可見阻力系數(shù)隨著風(fēng)速和風(fēng)向角呈正比變化，當(dāng)風(fēng)向角和風(fēng)速達(dá)最大值時(shí)，阻力系數(shù)達(dá)到最大。升力系數(shù)隨著風(fēng)向角和風(fēng)速呈反比關(guān)系，其值均為負(fù)值，在風(fēng)速為15 m/s和20 m/s條件下，隨著風(fēng)向角的變化，升力系數(shù)呈現(xiàn)出近似線性的變化規(guī)律；在風(fēng)速為25 m/s和30 m/s條件下，則成余弦規(guī)律變化。側(cè)向力系數(shù)隨著風(fēng)向角和風(fēng)速增大而后增大，最大值出現(xiàn)在30 m/s下，風(fēng)向角為30°時(shí)。由此可見，各桿件升力系數(shù)變化規(guī)律復(fù)雜，在受電弓運(yùn)行過程中應(yīng)重點(diǎn)考慮。

圖13 升力系數(shù)變化曲線

圖14 側(cè)向力系數(shù)變化曲線

圖18～圖20為下臂桿的氣動(dòng)特性曲線，由圖可見下臂桿阻力系數(shù)隨風(fēng)向角和風(fēng)速成正比，升力系數(shù)為負(fù)值，隨著風(fēng)向角增大升力系數(shù)則減小。側(cè)向力系數(shù)和阻力系數(shù)呈現(xiàn)的規(guī)律基本一致。由此，可以看出阻力系數(shù)以及側(cè)向力系數(shù)與受電弓相比，數(shù)值較小但規(guī)律基本相似，升力系數(shù)與受電弓相比，作用力方向相反。

圖15 阻力系數(shù)變化曲線

圖16 升力系數(shù)變化曲線

圖17 側(cè)向力系數(shù)變化曲線

圖18 阻力系數(shù)曲線

圖19 升力系數(shù)曲線

圖20 側(cè)向力系數(shù)曲線

圖21～圖23為受電弓各桿件所受氣動(dòng)力占總作用力的份額，由圖可見滑板的阻力、升力以及側(cè)向力占比最大，下臂桿的阻力、升力以及側(cè)向力占比最小。隨著風(fēng)向角增大，滑板阻力和升力占比減??；上臂桿和下臂桿阻力占比增加，而升力占比則減小。風(fēng)向角為60°以后，上、下臂桿阻力占比穩(wěn)定在26%和1.5%左右；隨風(fēng)向角的增大，滑板的阻力占比減小，風(fēng)向角為60°以后占比穩(wěn)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(fù)值表示。

圖21 阻力份額圖

為了得到阻力、升力、側(cè)向力的規(guī)律，將滑板、上臂桿、下臂桿與受電弓阻力、升力、側(cè)向力的比值分別為Δcx、Δcy和Δcz，符號(hào)參數(shù)之間的關(guān)系如下：

圖22 升力份額圖

圖23 側(cè)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(shù)、升力系數(shù)和側(cè)向力系數(shù)。計(jì)算各部件作用力系數(shù)與總作用力系數(shù)的比值如表1所示。

表1 各部件作用力系數(shù)與總作用力系數(shù)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(fēng)向角的增大而增大。在升弓姿態(tài)下，由于各桿件的空間角度等參數(shù)不一致，導(dǎo)致力作用的規(guī)律不同。上臂桿的Δcz最大，當(dāng)風(fēng)向角處于10°到50°之間，上臂桿與滑板的Δcz值為負(fù)，風(fēng)向角處于50°時(shí)絕對(duì)值最大。因此，受電弓上部構(gòu)件受橫風(fēng)和風(fēng)向角產(chǎn)生較大影響。

3 結(jié)論

（1）隨著風(fēng)速和風(fēng)向角的增大上臂桿和滑板壓力呈正比，導(dǎo)流罩的低壓區(qū)范圍變大，進(jìn)而會(huì)影響到底座周圍的壓強(qiáng)分布，受電弓尾流區(qū)高壓區(qū)范圍減少；滑板和滑板支架處繞流尤為強(qiáng)烈，渦量較多，在尾流區(qū)分離、破裂，向橫風(fēng)背風(fēng)側(cè)偏離。

（2）對(duì)于受電弓的滑板、上下臂桿的阻力、側(cè)向力系數(shù)隨風(fēng)向角和橫風(fēng)風(fēng)速的增大成正比；上、下臂桿升力系數(shù)為負(fù)值，與受電弓相比作用力方向相反，其中上臂桿在橫風(fēng)風(fēng)速為25 m/s和30 m/s條件下升力系數(shù)成余弦規(guī)律變化；下臂桿升力系數(shù)隨著風(fēng)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(fēng)向角的增大而增大。在升弓姿態(tài)下，由于各桿件的空間角度等參數(shù)不一致，導(dǎo)致力作用的規(guī)律不同。上臂桿的Δcz最大，當(dāng)風(fēng)向角處于10°～50°之間，上臂桿與滑板的Δcz值為負(fù)，風(fēng)向角處于50°時(shí)絕對(duì)值最大；風(fēng)向角處于60°～90°下，下臂桿Δcz為負(fù)值。

（4）受電弓上部構(gòu)件受橫風(fēng)和風(fēng)向角產(chǎn)生較大影響，故在橫風(fēng)工況下應(yīng)首先保證上部構(gòu)件穩(wěn)定性；通過對(duì)不同工況的分析，由于各個(gè)桿件自身的空間攻角與橫風(fēng)風(fēng)向角的疊加，保證受電弓安全性不能以最大橫風(fēng)和風(fēng)向角為標(biāo)準(zhǔn)，在復(fù)雜工況中首先應(yīng)滿足滑板升力的安全范圍。