王东屏,赵亚军,孙成龙,黄思俊

(1.大连交通大学 机械工程学院,辽宁 大连 116028;2.北京中车赛德铁道电气科技有限公司,北京 100176)①

改革开放以来，我国高速铁路的技术有了迅猛的发展，逐渐形成了高速车辆及重要零部件的自主研发与规模制造的规范体系[1].列车顶部安装的受电弓是高速列车安全运行并取得电力的关键设备.随着列车运行速度越来越快，对铁路电气化的要求也越来越高[2].受电弓系统作为高速列车的关键技术之一面临巨大的挑战，受电弓系统与周围空气的作用变得十分剧烈.例如当列车速度达到250～300 km/h时，空气对受电弓产生的阻力约占总阻力的70%～80%[3]，而且当速度越大时，产生的阻力越大，对受电弓的影响就越大.

目前，国内许多学者对高速列车受电弓气动特性的分析研究已取得诸多成果.林泽峰[4]等人对列车运行速度300 km/h时受电弓所处的有限个结构位移状态下各部件的气动力进行数值模拟,探讨了受电弓气动抬升力的传递系数与其工作高度的关系.张业[5]等人基于CFD软件，采用SIMPLE算法分析了不同速度下的受电弓空气动力特性.郭迪龙[6]等人对横风作用下受电弓的抬升力进行仿真计算，探讨了受电弓主要部件的优化方案.臧首华[7]数值模拟了高速受电弓在18种工况下的外流场，并分析了各工况下受电弓的空气动力学特性，总结了气动阻力、升力和侧向力值在不同车速和风速下的变化规律.张雪[8]对受电弓不同速度的抬升力进行仿真计算，总结了升弓高度1 600 mm时受电弓气动抬升力随速度变化的规律.虽然上述文章对有关受电弓的气动特性进行了计算分析，但并没有形成规律性的结论，与实验数据对比证明其正确性的相关文献也较少，所以对新研发的受电弓，仍然需要对其空气动力学特性进行数值分析.

本文以最新研制的受电弓为研究对象，此款受电弓采用单碳滑板弓头，与之前双碳滑板弓头相比，具有质量小、空气动力性能好、燃弧率低、受流稳定性高等特点，同时对整体结构进行改进，提高结构部件疲劳寿命，比以往的受电弓更简单、紧凑和稳定.对不同升弓高度下受电弓不同风速的气动力进行数值模拟并进行受电弓抬升力的计算，与风洞试验结果对比分析，为优化受电弓的空气动力学特性提供技术支持.

1 计算模型概述

1.1 算法原理

本文采用的研究方法是基于计算流体动力学的数值计算.首先按照受电弓和风洞的实际尺寸等建立受电弓-风洞流场计算模型并进行网格划分.在风洞中进行实验时，受电弓周围的气流为三维、定常和不可压缩流动，所以采用不可压缩N-S以及k-ε两方程湍流模型，对不同升弓高度下、不同风速受电弓的气动力进行数值计算，并分析受电弓的空气动力学特性.

1.2 三维几何模型及网格划分

本文以某种新型受电弓为研究对象，由于受电弓的三维几何模型外形非常复杂，因此为了生成更高质量的网格，需要简化其几何结构.建模中应保留对受电弓气动力特性有较大影响的形状特征，以免过于简化从而使得计算结果失去其应有的意义；相反，对于计算结果影响较小的几何特征应尽可能地简化掉.为了得到高质量的网格和降低网格规模，去掉了升弓装置、凸台等对计算结果影响甚微的零件，便于计算机快捷高效地进行模拟仿真.

简化后的受电弓三维计算模型如图1所示.在整个模拟仿真过程中，网格划分有着极其重要的作用.对受电弓表面进行网格划分时，由于受电弓某些结构尺寸较小，受电弓表面的网格尺寸需要进行合理处理.受电弓表面网格划分细节如图2和图3所示.

图1 受电弓几何模型

图2 弓头表面网格划分

图3 连接处表面网格划分

1.3 计算区域的确定及网格划分

当进行受电弓气动特性仿真计算时，流场区域达到一定范围，计算区域与无限大流场的计算结果已非常接近.此时，继续扩大流场区域已毫无实际意义[7].

在某风洞试验场(3 m×3 m×14 m，受电弓距离进风口5 m)对受电弓进行了空气抬升力测试，提供实验的受电弓为机车用的实物受电弓，受电弓安装在特殊设计的底架上，弓头有拉绳悬挂并安装有压力传感器，最大测试速度为320 km/h，通过专门的软件获得特定工况下的空气抬升力数据.为了将数值计算结果与实验结果相比较，建立与实验中风洞尺寸完全一致的计算区域.根据实验中风洞参数，选取如下流场域：外流场前端距模型前端5 m， 流场后端距模型尾部7 m， 流场宽度为3 m，高度为3 m，整个计算区域尺寸为3 m×3 m×14 m.计算区域模型如图4所示.

图4 计算区域模型

在对计算模型划分网格时，采用以下方案：使用混合网格方法进行网格划分，即使用结构网格和非结构网格.由于受电弓的结构复杂，因此在受电弓表面及附近区域采用非结构化网格，同时对受电弓表面的网格进行细化.在远离受电弓的较大外部区域内，离受电弓距离越远气流流动影响越小，因此离受电弓越远的网格可以划分越大.此外，在距受电弓一定距离后，可以采用结构化网格.这样可以减少网格数量、保证精度，同时减少计算时间.计算区域网格划分如图5所示，受电弓附近的网格已被细化，网格总数为800多万.

图5 计算区域网格划分

1.4 边界条件

由于是在有限的区域内进行受电弓外流场的数值计算，因此需要在区域边界上给定边界条件.基本思路是受电弓静止不动，气流以列车时速沿着列车前进方向的反向流动.计算边界条件具体设置为：入口采用速度入口边界，出口采用压力出口边界，计算区域的侧面、顶面、底面采用无滑移壁面边界条件.

2 工作高度2 800 mm计算结果及分析

利用计算流体力学软件，仿真计算列车运行速度为160～320 km/h，受电弓在开口运行时，受电弓表面的压力分布和速度分布情况，并计算弓头、上臂杆、下臂杆和底座的气动阻力和气动升力.对气动抬升力进行计算，计算方法参考文献[8]，得到开口运行时的气动抬升力仿真数据，并与实验数据进行比较.由于篇幅所限，主要列举列车运行速度320km/h，受电弓开口运行，受电弓的空气动力特性的数值分析.

2.1 受电弓表面的压力分布

受电弓开口状态下的迎风侧和背风侧压力分布如图6所示.由图6(a)可以看出，弓头、上臂杆连接处和底座受到的表面压力较大， 大部分区域分布在4 277～5 428 Pa范围内.由图6(b)可以看出，弓头受到的表面压力绝对值较大，大部分区域分布在-2 627～-1 476 Pa范围内，背风侧出现最小压力值为-16 437 Pa.结合图6可以看出，受电弓随列车迎风运行时，由于迎风面空气受挤压，使受电弓迎风面周围流场呈正压状态，背风面体现出较大的负压，从而产生了压差阻力.弓头部件的正负压差比较明显，充分说明弓头是气动阻力的主要来源.由于臂杆前后方的压力差，上臂杆会受到向上的空气升力，下臂杆受到向下的空气升力.

(a) 迎风面

2.2 受电弓各部件的气动力

受电弓开口状态下的气动阻力和升力数据如表1所示，并绘制曲线如图7所示.受电弓开口运行时各部件气动阻力的绝对值随着风速的增大而逐渐增大，其中弓头的气动阻力随着风速的增大而增加幅度最大，基本保持速度每增加40 km/h，阻力增加约100 N. 下 臂 杆 的 气 动阻力随着风速的增大而增加幅度也较大，基本保持速度每增加40 km/h，阻力增加40 N.弓头的气动升力趋势不明显，上下臂杆产生的气动升力方向相反，可相互抵消.明显看出，弓头受到风速的影响最大，其次是上臂杆和下臂杆.

表1 受电弓开口运行各部件气动力 N

图7 受电弓开口运行时各部件气动力随速度变化趋势

2.3 受电弓气动抬升力

受电弓开口状态下的仿真计算数据与实验数据对比如表2所示，绘制曲线如图8所示.受电弓开口状态下的计算仿真结果和实验数据较接近，气动抬升力随列车速度的增加而不断增大，基本保持速度每增加40 km/h，气动抬升力增加30～40 N.实验数据和仿真结果的变化规律较为一致，误差保持在10%以内，说明本文数值计算结果具有一定可靠性.

表2 受电弓开口运行气动抬升力与实验数据对比

图8 受电弓开口运行时气动抬升力随速度变化趋势

3 工作高度1 600 mm计算结果及分析

在受电弓工作高度2 800 mm仿真结果得到肯定后，对工作高度1 600 mm的受电弓进行仿真计算，与工作高度2 800 mm做对比分析.由于篇幅所限，主要列举列车运行速度320 km/h，受电弓开口运行，受电弓的空气动力特性的数值分析.

3.1 受电弓表面的压力分布

受电弓开口状态下的迎风侧和背风侧压力分布如图9所示.由图9(a)可以看出，弓头和上下臂杆连接处受到的表面压力较大，大部分区域分布在4 287～5 447 Pa范围内，迎风侧出现最大压力值5 447 Pa.由图9(b)可以看出，上臂杆和下臂杆的连接处表面压力绝对值较大，大部分区域分布在-3 883～-1 513 Pa范围内，背风侧出现最小压力值为-16 594 Pa.

(a) 迎风面

3.2 受电弓各部件所受的气动力

受电弓开口状态下统计的气动阻力和升力数据如表3所示，并绘制曲线如图10所示.与上文工作高度2 800 mm气动力对比分析，同一速度下，受电弓各部件气动升、阻力随工作高度减小而绝对值减小.但工作高度1 600 mm开口运行时各部件的气动阻力和升力的绝对值随着风速的增大也逐渐 增 大. 与 工 作 高度2 800 mm相似，弓头的气动阻力的增加幅度最大，基本保持速度每增加40 km/h，阻力增加约100 N.上下臂杆产生的气动升力方向相反，可相互抵消.不同高度下，弓头受到列车时速的影响最大，其次是上臂杆和下臂杆.

图10 受电弓开口运行时各部件气动力随速度变化趋势

3.3 不同高度下受电弓气动抬升力对比分析

受电弓工作高度为2 800 mm和1 600 mm的开口状态下的气动抬升力数据对比如表4所示，绘制曲线如图11所示.受电弓由工作高度2 800 mm降低至1 600 mm，同一速度下整弓的气动抬升力随着工作高度的减小而减小，但同一高度下气动抬升力都随着速度的增加而逐渐增大.其中工作高度为2 800 mm时气动抬升力随速度增加而增加幅度较大，速度每增加40 km/h气动抬升力增加30 N.工作高度为1 600 mm时气动抬升力随速度增加而增加幅度较小，速度每增加40 km/h气动抬升力增加10 N以内.

表4 受电弓不同高度下开口运行时气动抬升力数据对比

图11 受电弓不同高度开口运行时气动抬升力随速度变化趋势

4 结论

(1)在列车时速为160～320 km/m的条件下，对某新研制受电弓工作高度2 800 mm时开口工作状态下的气动流场进行了数值分析.根据数值计算所得的受电弓各部件的气动力，计算得到工作高度为2 800 mm时受电弓6个列车时速下的抬升力.将仿真结果与实验数据进行对比，仿真结果与实验数据的变化规律一致，误差保持在10%以内，说明本文数值计算结果具有一定可靠性;

(2)受电弓开口运行时，同一高度下，弓头的气动阻力随着风速的增大而增加幅度最大，基本保持速度每增加40 km/h，阻力增加约100 N.上下臂杆产生的气动抬升力方向相反，可相互抵消;

(3) 受 电 弓 由 工 作 高 度2 800 mm 降 低 至1 600 mm，受电弓各部件气动升、阻力基本都随着工作高度减小而绝对值减小，降幅基本保持在20 N以内.整弓的气动抬升力也随着工作高度的减小而减小，随着速度的增加.降幅基本保持在60%以内.同一高度下整弓的气动抬升力都随着速度的增加而逐渐增大，工作高度2 800 mm时速度每增加40 km/h，气动抬升力增加约30 N；工作高度1 600 mm时速度每增加40 km/h，气动抬升力增加保持在10 N以内;

(4)弓头是影响受电弓气动特性最大的子部件，受电弓优化的重点在弓头处，可以通过在弓头处加装导流板的方式来改善其空气动力学特性.根据受电弓气动特性分析，对企业受电弓优化具有一定的指导意义.