王旭如，丛成华，刘　峰，延九磊，许仲兵

(1.中国铁道科学研究院 机车车辆研究所，北京100081；2.中国空气动力研究与发展中心 设备设计及测试技术研究所，四川 绵阳　621000；3.成都畅通机车车辆技术开发有限公司，四川 成都 610100)

列车管堵塞会造成全列车制动失效。在铁路列车制动系统监测中，列车管贯通状态的监测是关系列车运行安全的重要课题。多年来，铁路部门采取了多种技术手段监测列车管贯通状态，取得了显著的成效。其中，基于列车管空气流量监测原理，在机车上安装列车管空气流量计，用于测量列车管充、排风时的列车管空气流量，是监测列车管贯通状态的有效方法之一[1]。

列车管空气流量计的流量感应器是置于列车管中的金属物体，在列车管充、排风时受到气流的频繁冲击。对机车操作记录的调研统计结果显示，在机车大修周期内流量感应器受冲击的平均次数约达53万次。若流量感应器因机械强度不够而产生脱落，就会成为列车管中的异物，对列车制动造成安全隐患。因此，在流量感应器的设计中，其结构可靠性非常重要。以往对列车管空气流量监测的研究主要集中在列车管路流体力学模型仿真方面[2-3]，而对流量感应器可靠性的研究还很少。

本文以目前机车上安装数量较多的CHT-LGT1-LB型列车管空气流量计为研究对象，采用流体力学仿真分析软件，研究1辆和2辆车编组的列车在充、排风过程中流量感应器保护罩和传感器的受力情况，提出了1种新的校核列车管空气流量计流量感应器结构可靠性的方法。

1　气动仿真模型

建模时，以C61型货车的列车管为例，其长度为11 m、直径为25.4 mm，车辆间列车管的连接管长度为1.2 m。列车管空气流量计的底座长度为600 mm、直径为32 mm，保护罩和传感器位于列车管空气流量计底座的中心。

建模时，以列车管充排风方向为y轴，竖直方向为z轴，按右手坐标系法则设定x轴建立坐标系。对仿真模型进行简化，只考虑车辆制动机风缸的容积，不考虑其外形；分别建立编组为1辆车编组和2辆车编组的列车管仿真模型，以进行对比分析，其中1辆车编组的列车管拓扑结构为1个风缸位于中部的单根列车管，2辆车编组的列车管拓扑结构为由连接管将2辆车列车管串联而成的列车管。

在数值分析过程中，采用网格生成软件将计算空间划分为混合网格。保护罩和传感器和风缸附近的形状较复杂，采用非结构网格；其他求解区域采用结构网格，仿真模型如图1所示。

图1　列车管仿真模型

考虑计算的规模和精度，在建立的仿真模型中，将保护罩和传感器及其附近区域划分为30万个网格单元。1辆车编组的列车管网格数量为80万个，且结构网格为35万个，非结构网格为45万个；2辆车编组的列车管网格数量为120万个，其中结构网格和非结构网格均为60万个。模型中，传感器的迎风面积为8×10-7m2，保护罩的迎风面积为6.665×10-5m2。

在数值分析过程中，列车的充风和排风过程都是非定常过程，须按照时间推进方法求解并获得流量感应器保护罩和传感器的受力情况，以判断流量感应器受力最大的工作状态及该状态下的压应力分布情况。从模型结构看，流量感应器的绕流情况较为复杂，包含柱体绕流、管道内部流动及多个腔体绕流，存在漩涡和分离现象。为了对列车管内流量感应器周围的空气流场能够进行较为精确的分析，采用纳维叶—斯托克斯(Navier-Stokes)方程和空气湍流模型[4-6]进行仿真计算。

列车管内空气运动控制方程使用纳维叶—斯托克斯(N-S)方程，具体如下。

连续方程为

(1)

动量方程为

(2)

能量方程为

(3)

式中：ρ为空气密度；t为时间；s为位移向量；v为速度向量；p为空气压力；μ为空气动力黏度系数；δ为克罗内克δ符号；E为内能；T为温度；τ为应力张量；下标i，j，l为向量的坐标符号，即取值范围为x，y，z。

空气湍流模型使用标准k-ε模型，该模型需要求解湍动能k及其耗散率ε方程，其方程如下。

(4)

(5)

其中，

式中：Gk为平均速度梯度引起湍动能的产生项；YM为可压缩湍流脉动膨胀对耗散率的影响程度；μt为湍流黏性系数；C1ε为常数，值取1.44，C2ε为常数，值取1.92，Cμ为常数，值取0.09，湍动能k与耗散率ε的湍流普朗特数分别为σk=1.0，σε=1.3。

在流场求解中使用有限体积法，对流项使用Roe算法求解，时间上使用Rugge-kutta迭代方法推进求解，直至流场收敛。

边界条件包括物面边界和入口与出口边界数值。充风时，入口空气压力恒定为600 kPa，排风时，出口为外界大气压力，考虑较大压差情况，外界空气压力取偏低气压值，且恒定为95 kPa。在物面上给定黏性固壁边界。

2　仿真计算结果

2.1　1辆车编组的列车管充风工况

设t=0 s为列车管充风开始时刻，此时开始记录流量感应器保护罩和传感器表面各点中数值最大的压应力，简称压应力。图2和图3分别为1辆车编组的列车管充风时保护罩和传感器表面的压应力随时间的变化曲线。由图2和图3可见：在制动机充风过程中，最大压应力仅出现在充风起始阶段，保护罩表面的最大压应力出现时间为0.026 s，传感器表面的最大压应力出现时间为0.028 s(具体数值见表1)；传感器表面的压应力明显小于保护罩表面的。

图21辆车编组的列车管充风时保护罩表面的压应力变化曲线

图31辆车编组的列车管充风时传感器表面的压应力变化曲线

结合管路结构分析图2和图3可知，充风开始后，在制动机充风阀门后部形成激波，激波向保护罩和传感器方向移动，并压缩列车管内的空气，使得保护罩和传感器表面的压应力快速上升，当激波到达传感器和保护罩位置时，在传感器和保护罩表面形成较大的压应力。之后，激波受到传感器和保护罩的扰动并继续向前传播，由于波后气流受到扰动，在最大压应力过后，保护罩和传感器的表面压应力形成小幅震荡。激波在保护罩和传感器附近形成膨胀波，之后保护罩和传感器的表面压应力开始下降。在制动机充风气源压力维持不变的条件下，膨胀波很快减弱，保护罩和传感器的表面压应力渐渐接近气源压力。此后压力波动源于激波在列车管尾部的反射和膨胀波的传播，但反射激波和膨胀波都较弱，故压力波动不大，而传感器表面的压应力明显小于保护罩表面的，表明保护罩对激波的扰动作用保护了传感器。

图4为t=0.026 s时保护罩表面的压应力分布和流态特性。由图4可见：最大压应力出现在保护罩的底部位置，此时空气激波到达保护罩，在最大压应力位置前面的保护罩底部受到的压应力低于400 kPa；列车管内空气正激波受到保护罩扰动，激波波阵面成为曲面；从流线可知，激波经过保护罩表面时流态复杂，在保护罩尾部存在大范围分离，由于保护罩开孔的吹除作用，在分离区的尾部即尾流区得到部分抑制。

图41辆车编组的列车管充风时保护罩表面的压应力分布(t=0.026 s)

图5为t=0.028 s时传感器表面的压应力分布和流态特性。由图5可见：最大压应力出现在传感器迎风面未受到保护罩保护处，由于保护罩对气流的扰动，传感器上半部未受到激波的冲击；从流线可知，由于该部分传感器位于保护罩形成的空腔中，该部分存在旋涡，且显现在沿流向的截面；激波通过保护罩中部后，在0.028 s时到达传感器，此时激波到达保护罩尾部，由于保护罩开孔的扰动，激波到达传感器的时间延迟了0.002 s，此时传感器表面的旋涡更为强烈，表明保护罩能有效降低传感器周围的压应力，对传感器起到良好的保护作用。

图51辆车编组的列车管充风时传感器表面的压应力分布(t=0.028 s)

2.2　1辆车编组的列车管排风工况

设t=0 s为列车管排风开始时刻，此时开始记录保护罩和传感器表面的压应力。图6和图7分别为1辆车编组的列车管排风时保护罩和传感器表面压应力随时间的变化曲线。由图6和图7可见：在排风过程中，最大压应力仅出现在排风起始时刻，数值不超过列车管定压(最大压应力及其出现时间见表1)。

图61辆车编组的列车管排风时保护罩表面的压应力变化曲线

图71辆车编组的列车管排风时传感器表面的压应力值变化曲线

结合管路结构分析图6、图7可知，列车管排风开始后，在排风阀处出现膨胀波，由于管内空气压力与大气压力差异较大，在排风开始阶段膨胀波传播速度快、空气压力快速下降，膨胀波传播到列车管尾部时反射，导致保护罩和传感器表面的压应力轻微上升，此后膨胀波减弱，压应力缓慢降低，最终与大气压力平衡；在排风过程中，保护罩和传感器表面和附近的压应力分布与流态特性主要是迎风面的驻点压应力形成最大值；由于排风过程未受到强激波扰动，流态较简单。

2.3　2辆车编组的列车管充风工况

采用与1辆车编组时相同的计算方法，设t=0 s为制动机充风开始时刻，此时开始记录保护罩和传感器表面压应力。图8和图9分别为2辆车编组的列车管充风时保护罩和传感器表面的压应力随时间的变化曲线。由图8和图9可见：在充风过程中，最大压应力仅出现在充风起始阶段，保护罩表面的最大压应力出现时间为0.026 s，传感器表面的最大压应力出现时间为0.028 s(具体数值见表1)；列车管内空气的动力学过程与1辆车编组的列车管充风时基本相同。

图82辆车编组的列车管充风时保护罩表面的压应力变化曲线

图92辆车编组的列车管充风时传感器表面的压应力变化曲线

图10和图11分别为t=0.026 s时保护罩和传感器表面的压应力分布及流态特性。由图10和图11可见：在该时刻附近，保护罩表面出现最大压应力；0.028 s时传感器表面出现最大压应力；传感器表面的压应力分布和流态特性与1辆车编组的列管充风时基本相同。

图102辆车编组的列车管充风时保护罩表面的压应力分布(t=0.026 s)

图112辆车编组的列车管充风时传感器表面的压应力分布(t=0.028 s)

2.4　2辆车编组的列车管排风工况

图12和图13分别为2辆车编组的列车管排风时保护罩和传感器表面的压应力随时间的变化曲线。由图12和图13可见：在排风过程中，保护罩和传感器表面的最大压应力均出现在排风起始时刻，且不超过列车管定压，最大压应力出现时间和压应力值见表1；列车管内空气的动力学过程与1辆车编组的列车管排风时的基本相同。

图122辆车编组的列车管排风时保护罩表面的压应力变化曲线

图132辆车编组的列车管排风时传感器表面的压应力变化曲线

3　流量感应器的受力分析

表1为列车管充、排风时保护罩和传感器表面最大压应力仿真结果。由表1可见：保护罩和传感器表面的冲击压应力最大值与列车编组的辆数无关，受到的最大压应力分别约为1.1和0.9 MPa。

表1列车管充、排风时保护罩和传感器表面的最大压应力

编组及列车管工况保护罩传感器时间/s最大压应力/kPa时间/s最大压应力/kPa1辆车编组的列车管充风0026109800288771辆车编组的列车管排风060006002辆车编组的列车管充风0026109300288772辆车编组的列车管排风06000600

对于保护罩和传感器均可以按悬臂梁考虑简化，简化后如图14所示。传感器与底座连接的部位受到的最大弯曲力矩M=2.807×10-3Nm，传感器的抗弯截面系数W=2.083×10-10m3；则传感器内部的最大弯曲应力为σmax=M/W=13 MPa。同理，保护罩与底座连接的部位受到的最大弯曲力矩为0.585 Nm，保护罩的抗弯截面系数为9.94×10-7m3，则保护罩受到的最大弯曲应力为0.59 MPa。

图14　保护罩和传感器简化受力图

CHT-LGT1-LB型流量计传感器的材料为三氧化二铝(Al2O3)、其静态抗弯强度最小为160 MPa，保护罩的材料为奥氏体不锈钢S316、其静态抗压强度最小为520 MPa。由以上计算结果可知，列车管空气流量计在工作时，传感器表面承受的最大力为弯曲应力13 MPa，考虑3倍的安全系数，设计最大承受弯曲应力应为39 MPa。保护罩承受的最大压应力为1.1 MPa，考虑3倍的安全系数，设计最大承受压应力应为3.3 MPa。保护罩和传感器的最大受力都远小于其制造材料的静态机械强度。

由此可见，该流量计在机车上工作时，在充风与排风过程中其结构是安全的，具有良好的可靠性。

4　结　论

(1)CHT-LGT1-LB型流量计的保护罩和传感器表面受到的冲击压应力最大值与列车的编组辆数无关。

(2)充风时保护罩和传感器表面受到的最大冲击压应力分别出现在充风开始后的0.026和0.028 s。

(3)排风时保护罩和传感器表面受到的最大冲击压应力均出现在排风开始时刻。最大压应力值不超过列车管定压。

(4)传感器内受到的最大压应力为0.9 MPa，最大弯曲应力为13 MPa，保护罩受到的最大压应力为1.1 MPa，最大弯曲应力为0.59 MPa。

(5)根据仿真计算获得的列车管空气流量计流量感应器受力情况确定其需满足的机械强度，是流量感应器结构可靠性分析的一种新方法。

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