高速列車受電弓氣動力對受流特性的影響

高速列車受電弓氣動力對受流特性的影響

隨著高速運營速度的提高，弓網的受流安全性越來越受到重視。提高弓網的受流穩(wěn)定性是一個重要的問題。當列車以高速運行時，空氣動力學對弓網的受流的影響是不容忽視的。結果表明，由于高速運行，受弓網的動作阻力約為8%14%，電弓的氣浮力與列車的總氣量呈線性關系。此外，當受電弓實際運行時，相應的氣升阻力還有一些動脈，這也直接影響到網之間的分離、火花、磨損、噪聲和流量的穩(wěn)定性。增加對射箭網的研究難度。目前考慮受電弓氣動力對弓網受流影響的研究方法主要有2種:一種是實驗研究,通過實車或風洞試驗直接測得受電弓在運行時所受的升阻力和弓網動態(tài)接觸力;另一種是通過仿真,或利用已知的實驗數據,采用穩(wěn)態(tài)計算、時間平均或插值等方法將受電弓空氣動力學數據導入弓網動力學模型中.對于受電弓的非穩(wěn)態(tài)數值模擬,由于受電弓由多柱、桿組成,結構較復雜,要想準確計算完整受電弓的非穩(wěn)態(tài)氣動力、精確捕捉尾流的頻率特性,所需要的網格數量和計算資源巨大,因此,這方面的研究在文獻中還鮮有報道.同時,對于受電弓非穩(wěn)態(tài)和穩(wěn)態(tài)空氣動力學對弓網受流影響的差異,在實際研究中的關注也較少,因此,這兩種狀態(tài)下的弓網受流特性的差異目前尚無定論.本文首先采用計算流體力學軟件Fluent建立受電弓各部件的非穩(wěn)態(tài)空氣動力學仿真模型,捕捉受電弓各部件的非穩(wěn)態(tài)氣動力脈動,進而比較非穩(wěn)態(tài)與平均氣動抬升力作用下弓網動力學響應的差異.此外,通過人工改變氣動激勵的振幅與頻率,分析不同的氣動力脈動特性對弓網受流的影響.1模型的構建1.1空氣動力學模型本文選用SSS400+受電弓,該受電弓的完整三維CAD模型如圖1所示.為了簡化計算,同時保持其基本氣動特性,對受電弓進行了簡化,簡化結果如圖2所示.在比較受電弓非穩(wěn)態(tài)氣動力與穩(wěn)態(tài)平均氣動力對弓網受流的影響時,為準確捕捉受電弓各部件的氣動升阻力脈動,將受電弓劃分為弓頭與臂桿,分別對其進行網格劃分與計算.建立的受電弓空氣動力學模型如圖2所示.流場區(qū)域取長方形區(qū)域,計算域在X-來流方向長度為受電弓高度的5倍;在X+尾流方向長度為受電弓高度的6倍;在Y+、Y-左右兩方向寬度均為受電弓高度的5倍;在Z+方向高度為受電弓高度的5倍.將計算域的外邊界(上、左、右面)定義為速度入口,其他邊界均為無滑移壁面.設置邊界條件為速度入口、壓力出口.由于影響尾流脈動特性的主要因素為組成受電弓的桿件截面尺寸,因此,在本文所取的計算區(qū)域尺寸下,計算區(qū)域對流場的阻塞效應非常小,計算域外邊界對計算結果基本無影響.受電弓弓頭與臂桿的網格單元數分別為179萬個與167萬個,全流場采用六面體網格,并且在受電弓附近網格進行局部加密,受電弓表面及下底面(列車頂部)網格如圖2所示.計算時,非定常項采用二階隱式推進,動量方程、湍流模型方程的對流項采用QUICK格式,其他項采用二階精度離散.湍流模型采用Realizablek-ε模型.1.2弓網耦合動力學方程接觸網采用簡單鏈形接觸網,包括承力索、接觸線、吊弦、支撐桿和定位器.其中,承力索和接觸線采用梁單元進行模擬,吊弦線采用彈簧質量單元來模擬,其質量平均分配到接觸線、承力索上.定位器、支撐桿均為彈簧單元,其質量分別分配到接觸線、承力索上.受電弓采用線性化的三質量塊模型.利用振型疊加法得到弓網的動力學方程為式中:分別為對應第i階振型的廣義質量、廣義剛度與廣義載荷.受電弓采用線性化的三質量塊歸算質量模型,考慮其等效歸算質量、剛度、阻尼及干摩擦,并將接觸網廣義坐標的動力學方程與受電弓的運動方程通過弓網動態(tài)接觸力進行耦合,得到弓網耦合動力學方程組.弓網動力學模型如圖3所示,圖中:FTA為承力索拉力,FTB為接觸線拉力.接觸網與受電弓的相關參數如表1、2所示,表中:Asa為截面積,E為彈性模量,ρ為密度,Ft為拉力.式(1)可利用Newmark-β法C語言編程求解.2氣動升力受精度對于受電弓空氣動力學的添加,一般有如下2種方式:1)將受電弓整體氣動抬升力與下臂桿靜態(tài)抬升量一起添加在下臂桿上,該加載方式可用于質量塊模型中;2)建立受電弓框架模型,將各部件的氣動升阻力及其力矩分別加載在各部件上.考慮到受電弓水平方向的氣動阻力對豎直方向上弓網動態(tài)接觸影響不大,此處只考慮氣動升力的加載.同時,因受電弓框架為剛體,且氣動升力主要集中于弓頭,對于等效的三質量塊歸算質量模型,本文將其各部件所受氣動升阻力分別添加在對應的質量塊上.同時也對比了另外2種氣動力加載方式:1)弓頭氣動升力加載于弓頭歸算質量,上下臂桿氣動升力均加載于下臂桿歸算質量上;2)弓頭氣動升力加載于弓頭歸算質量,上下臂桿氣動升力均加載于上臂桿歸算質量上.得到的非穩(wěn)態(tài)氣動力加載工況下弓網動態(tài)接觸力均值與本文的加載方法分別相差0.674N與0.725N,但穩(wěn)態(tài)與非穩(wěn)態(tài)氣動力對弓網受流影響結果與本文加載方法基本一致.為了求解脈動的非穩(wěn)態(tài)氣動升力對弓網受流的影響,首先通過Fluent分別計算受電弓各部件的氣動升力,得到某時間段氣動升力時序圖;然后調整弓網動力學求解的時間步,使其與受電弓空氣動力學計算結果時間步相對應.當兩時間步不對應時,可利用線性插值的方法求解得到可加載的受電弓氣動力.本文受電弓非穩(wěn)態(tài)氣動升力的時間步為0.0001s,對于弓網動力學程序,選取的時間步長經驗算,時間步為0.0001s與0.001s時弓網動態(tài)接觸力計算結果幾乎一致,而受電弓氣動力經調整時間步后得到的結果也體現(xiàn)了氣動力的實時非定常變化,故為計算方便,此處動力學計算的時間步取為0.001s.3弓網動態(tài)接觸力特征分析在300km/h速度下受電弓順弓運行時各部件的升阻力如圖4所示,時間步長為0.0001s.可以看到,弓頭的非穩(wěn)態(tài)氣動升力在0.8s以后趨于穩(wěn)定的周期性脈動,上臂桿非穩(wěn)態(tài)氣動升力在1.2s以后趨于穩(wěn)定,因此,當進行弓網空力學計算時,取穩(wěn)定后的受電弓非穩(wěn)態(tài)氣動升力作為每跨的激勵(圖4中黑框標示),選取時間步長為0.001s.穩(wěn)定后受電弓8跨內非穩(wěn)態(tài)氣動升阻力的平均值見表3.由圖4可知,在300km/h時,受電弓各部件升力均有一定的脈動.對于弓頭,FL有約7N脈動,上臂桿有約5N脈動.對比文獻[1-2,11]數據可知,上述脈動值結果是可信的.由表3可知,對于簡化的受電弓,受電弓順弓運行時整弓升力為22.71N,整弓阻力為609.92N,其中弓頭阻力最大.下臂桿的阻力也遠大于上臂桿,這主要是由于對于水平來流作用,垂直于X方向平面放置的圓柱桿件易出現(xiàn)漩渦分離,該區(qū)域壓差較大,故上臂桿阻力主要集中于下端兩水平桿,而下臂桿阻力主要集中于兩端水平圓柱處,但下臂桿的下端水平圓柱由于接近列車頂部,空氣旋渦流動所造成的壓差比上臂桿壓差大得多.計算得到300km/h速度穩(wěn)態(tài)氣動力加載情況下弓網動態(tài)接觸力FS如圖5所示,FCh為非穩(wěn)態(tài)與穩(wěn)態(tài)氣動力加載情形下弓網動態(tài)接觸力之差.表4中:FSmax為弓網動態(tài)接觸力最大值,FSmin為弓網動態(tài)接觸力最小值,FSave為弓網動態(tài)接觸力平均值,FC為弓網動態(tài)接觸力標準差.由圖5與表4可知,對于上述弓網模型,300km/h下弓網動態(tài)接觸力最小值小于0N,出現(xiàn)了離線現(xiàn)象.2種工況下弓網動態(tài)接觸力FSmax、FSmin、FSave和FC均相差不大.添加穩(wěn)態(tài)平均氣動力與實際考慮非穩(wěn)態(tài)時氣動力對弓網受流的影響基本一致.考慮弓網非穩(wěn)態(tài)與穩(wěn)態(tài)氣動力加載情形下弓網動態(tài)接觸力的頻譜如圖6所示,其中FWSA、FFSA分別為穩(wěn)態(tài)和非穩(wěn)態(tài)氣動力加載情況下弓網動態(tài)接觸力頻域內幅值.圖6表明,弓網動態(tài)接觸力頻譜主要集中于1.75、10、20與31Hz,其中1.75、10Hz分別對應接觸線與受電弓的高階頻率.對比穩(wěn)態(tài)與非穩(wěn)態(tài)氣動力加載情形下弓網動態(tài)接觸力頻譜可以發(fā)現(xiàn),兩者基本一致.分析加載的受電弓各部件氣動升力的頻譜可知,弓頭非穩(wěn)態(tài)氣動力(FGAL)頻譜主要集中于44.5、56.6、61Hz,上臂桿非穩(wěn)態(tài)氣動力(FGLA)頻譜主要集中于17Hz,具體見圖7所示,其中:FGLA、FSLA分別為弓頭、上臂桿非穩(wěn)態(tài)氣動力頻域內幅值,下臂桿非穩(wěn)態(tài)氣動力脈動不大,故其頻譜振幅也不大,未在圖7中顯示.由圖7可知,受電弓弓頭頻譜略高于弓網系統(tǒng),在弓網動態(tài)接觸力頻譜中并未得到顯示.為驗證在何種氣動力情形下弓網動力學會受到較大影響,構造以下3種工況下的弓頭氣動力:Faf1=sin(2×π×10.35×t)×3.5-0.015426097+18.14,Faf2=sin(2×π×10.35×t)×20-0.088149163+18.14,Faf3=sin(2×π×56.6×t)×20-0.005443199+18.14.3種氣動力函數均值均為18.14N,頻率分別為10.35、10.35、56.6Hz,振幅分別為3.5、20、20N.將相應的弓網動態(tài)接觸力與穩(wěn)態(tài)氣動力加載情形下弓網動態(tài)接觸力進行比較,分別如圖8所示.由圖8可知,在較高頻率激勵時,如頻率為56.6Hz,即使振幅較大,氣動力加載情形下動態(tài)接觸力相對穩(wěn)態(tài)氣動力加載情況下時變化亦不大(見圖8(d)),但對于可能引起弓網共振的低頻氣動激勵,如頻率為10.35Hz,結果相比穩(wěn)態(tài)氣動力加載情形下差別較大,而且隨著振幅增加,差別越大(見圖8(b)、(c)),因此,可以認為受電弓氣動力的較高頻率信號通過弓網系統(tǒng)后被削弱,這也解釋了為什么高頻的非穩(wěn)態(tài)氣動力與穩(wěn)態(tài)氣動力對弓網受流影響基本一致.當然,在陣風、橫風等特殊情形下,可能出現(xiàn)較低頻的隨機激勵信號,該信號對弓網受流的影響是較大的.4受電弓穩(wěn)態(tài)平均氣動力的動態(tài)激勵本文基于受電弓非穩(wěn)態(tài)空氣動力學與弓網動力學的模型,計算對比了穩(wěn)態(tài)平均與非穩(wěn)態(tài)脈動情形下弓網受流特性.通過密集的網格單元可以模擬受電弓空氣動力學的較高頻脈動,然而,當考慮中低頻弓網系統(tǒng)時,較高頻脈動的受電弓非穩(wěn)態(tài)氣動升力在弓網動力學分析時失去其影響,其對弓網受流影響與平均氣動力時相近,因此,在研究受電弓空氣動力學對弓網受流的影響時,采用受電弓穩(wěn)態(tài)平均氣動力作為弓網空氣動力學的激勵,得到的結果也有很高的精度.許多的