高速列车隧道受电弓空气动力学响应研究

高速列车隧道受电弓空气动力学响应研究

近年来，中国的高速列车快速发展。国内外对高速列车空气动力学的研究主要集中在列车的出发、侧风安全和列车的通过上。高速列车通过隧道时,会引发一系列空气动力学问题,如隧道压力波动、隧道出口微气压波、隧道内行车阻力增大等。高速列车隧道空气动力学效应会影响列车运行安全性、旅客乘坐舒适性和铁路沿线环境,然而,高速列车过隧道产生的受电弓空气动力学效应对弓网动力学性能的影响却未引起足够重视,也未出现这方面的研究报告。以往关于弓网耦合动力学的研究,大多在不考虑空气动力对弓网影响的前提下展开的,忽略受电弓空气动力学效应对低速受流的研究是可行的,随着列车运行速度的提高,受电弓空气动力学效应对弓网受流的影响已非常明显。列车高速通过隧道引起隧道内空气受到强烈挤压,产生剧烈的压力波动,这种压力波动必然导致受电弓气动抬升力的改变,进而影响弓网耦合动力学性能,在高铁线路上也曾出现列车通过隧道时,由于接触线抬升位移过大而引发弓网故障。本文结合高速列车空气动力学和弓网耦合动力学,计算得到高速列车以时速350km/h通过隧道时产生的受电弓气动抬升力,将气动抬升力作用于弓网耦合动力学模型,从而获得考虑受电弓隧道气动效应时的弓网动力学响应,并与未考虑隧道气动效应时的弓网动力学响应进行对比分析,研究结果可为隧道内弓网系统参数设计提供参考依据。1计算模型1.1隧道内流场网格划分建立高速列车简化模型,采用头车、中间车和尾车编组,长76.4m,受电弓位于中间车车顶,如图1所示。为准确获得列车通过隧道时的受电弓气动力,对受电弓进行尽可能少的简化,如图2所示。列车通过隧道时的计算模型,如图3所示。整个流场区域分为滑移部分和固定部分,滑移部分为列车附近区域,该区域以列车运行速度滑移,除了滑移部分以外的流场区域均为固定部分,两部分区域之间通过滑动交界面连接进行数据交换。由于列车头部和受电弓外形比较复杂,整个滑移区域和隧道内流场均采用四面体非结构网格离散,固定区域均采用六面体结构网格离散。网格大小的确定必须在保证计算精度的前提下使得计算量最小化,且考虑到离高速列车越远区域的网格大小对计算结果的影响越小,因此,网格划分时采用渐变网格,列车通过隧道局部网格划分,如图4所示。列车以350km/h的速度通过隧道时,其位置时刻在变化,属于瞬态问题;虽然马赫数小于0.3,但是考虑到列车通过隧道时,空气受到隧道壁面和列车表面的限制,隧道内空气会受到强烈挤压,需考虑空气的可压缩性;列车流场雷诺数一般大于106,流场处于湍流状态,因此,整个流场采用瞬态、粘性、可压缩流的NavierStokes方程和k-ε两方程湍流模型描述,方程如下:连续性方程动量守恒方程湍动能方程湍动能耗散率方程式中:ρ为空气密度;v为速度;p为压力;vx、vy、vz为x,y,z方向上的速度分量;k为湍流动能;ε为湍流动能耗散率;G为湍流动能生成项;μ为空气粘性系数;C1,C2为经验常数;σk、σz分别是与湍流动能k和耗散率ε对应的Prandtl数。1.2受电弓动力学平衡方程建立包含承力索、辅助线、接触线和吊弦4个部件的17跨接触网模型,结构及参数如图5所示,受电弓采用质量块模型,如图6所示,等效参数见表1。采用有限单元法对接触网进行离散,其中,承力索、辅助线和接触线采用梁单元进行模拟,吊弦采用弹簧质量单元模拟。接触网动力学平衡方程式中,[Mc]为接触网质量矩阵,[Cc]为接触网阻尼矩阵,[Kc]为接触网刚度矩阵,为接触网节点加速度向量,{uc·}为接触网节点速度向量,{uc}为接触网节点位移向量,{f(t)}为接触网节点载荷向量。受电弓动力学平衡方程如下:式中:mi,ki,ci(i=1,2,3)分别为弓头部分、上框架和下框架的等效质量、等效刚度和等效阻尼;P(t)为接触网和受电弓的动态接触压力;F(t)为受电弓所受的静态抬升力和气动抬升力的合力。接触网和受电弓之间通过动态接触压力P(t)实现耦合关系,联立方程(7)~(10),采用直接积分法求解弓网动力学响应。2受电弓空气动力学仿真《弓网受流技术标准》(EN50367:2002)中给出的不同速度等级下弓网平均接触压力Fm的上限值,如图7所示。其中,v代表列车运行速度,0.00097v2实际为不同运行速度等级受电弓的气动抬升力值,70N为受电弓静态抬升力值,因此,Fm实际为受电弓静态抬升力和气动抬升力的合力。目前,采用弓网耦合动力学仿真来评价弓网受流质量以及接触线动态抬升位移时,受电弓抬升力值通常按照图中所示曲线施加,因此,不能有效区分列车在明线和隧道运行时产生的受电弓空气动力学效应对弓网受流的影响,进而对接触网和受电弓系统进行合理的设计。高速列车在明线和隧道运行时产生的受电弓气动抬升力差异导致弓网受流质量以及接触线动态抬升位移不一致。为分析两种线路条件下弓网接触压力和接触线抬升位移的差异,建立长度为500m的双线隧道,隧道截面面积为100m2。高速列车通过隧道时,受电弓气动抬升力计算工况分为开口和闭口,初始时刻列车头部距离隧道入口80m,受电弓开口和闭口运行时,受电弓距离隧道入口的距离分别为126.44m和110.76m。弓网耦合动力学分析时,分两种计算工况进行对比分析。工况一:考虑受电弓隧道气动效应,按照空气动力学仿真获得的受电弓气动抬升力时程曲线施加;工况二:未考虑受电弓隧道气动效应时,气动抬升力按照图7曲线给定的值施加。3计算结果和分析3.1到达隧道东北部受电弓空气动力学测试时,通常保持受电弓滑板与接触线之间的距离为100~200mm,以此高度测得的气动力表征受电弓正常工作高度时的气动力,因此,文中进行受电弓空气动力学仿真时,不考虑受电弓垂向位移引起的受电弓气动力的变化。受电弓空气动力学计算时,当高速列车驶离隧道后,受电弓气动抬升力趋向定常后计算终止,整个非定常计算时间为7.5s,受电弓通过隧道所用时间为5.14s,受电弓开口和闭口运行时,到达隧道入口处分别为1.3s和1.14s;到达隧道出口处的时间分别为6.44s和6.28s。根据列车通过隧道时计算得到受电弓各部件的气动力,按照受电弓气动抬升力计算方法,由此计算获得受电弓气动抬升力,如图8所示。由图可知,受电弓开口和闭口通过整个隧道时所产生的气动抬升力的变化规律比较一致,只是气动抬升力的大小存在差异;气动抬升力随着受电弓与隧道入口的距离减小而不断增大,当受电弓到达隧道入口处时气动抬升力出现峰值,随后略有减小。受电弓在整个隧道内通过时气动抬升力具有一定的波动性,这主要是由于压缩波和膨胀波在隧道内的传播形成,但气动抬升力值要比明线上大。受电弓在明线上开口和闭口运行时,气动抬升力分别为120N和140N左右,根据隧道内气动抬升力统计结果可知,隧道内气动抬升力均值比明线上分别增加了21.25%和10.11%。当受电弓接近隧道出口时,气动抬升力又不断增大,在接近隧道出口时出现峰值,随后急剧减小,当受电弓离开隧道出口后气动抬升力达到最小值,最后逐渐增大至明线上时的气动抬升力值。3.2考虑和未考虑隧道气动效应时的接触线动态升降位移通过弓网耦合动力学仿真计算得到两种工况下的接触压力和接触线抬升位移。图9给出了考虑和未考虑受电弓隧道气动效应时的接触压力时程比较,由图可知,当未考虑受电弓隧道气动效应时,明线上和隧道中的接触压力并无区别;考虑受电弓隧道气动效应后,隧道中的接触压力比明线上的接触压力明显增大,而且接触压力的波动性也增大。表2为考虑和未考虑受电弓隧道气动效应时的接触压力数据比较,由表可知,未考虑受电弓隧道气动效应时,开口和闭口运行的接触压力统计数据并无差异,这是由于开口和闭口时施加的受电弓气动抬升力值是一致的。考虑隧道气动效应时,接触压力的平均值、最大值和标准差均变大,而接触压力最小值变小;开口和闭口运行时,接触压力平均值分别增大了10.20%和16.58%,接触压力标准差分别增大了16.09%和20.46%,因此,由接触压力的统计结果可知,当列车以350km/h通过隧道时,弓网受流质量会明显变差。接触线动态抬升位移的设计应考虑最不利因素,当定位器处的实际抬升位移大于设计值时将造成受电弓与定位器发生碰撞,从而引发弓网事故。受电弓通过隧道时相比明线上的气动抬升力显著增加,这必将导致接触线抬升位移增加,因此,考虑受电弓隧道空气动力学效应,对隧道内接触线抬升位移的合理设计显得十分重要。图10给出了考虑和未考虑受电弓隧道气动效应时的接触线动态抬升位移时程比较。由图可知,接触线动态抬升位移在每个跨距内呈现周期性变化,跨中抬升位移较大,定位器处抬升位移较小,这是由于跨中刚度较小,定位器处刚度较大造成的。由于接触网刚度和接触压力是随接触网跨距呈现周期性变化的,因此,并非在受电弓气动抬升力达到峰值的同时接触线抬升位移也出现峰值,但是,当受电弓进入隧道后,接触线抬升位移较明线上显著增加。接触线最大抬升位移需统计整个隧道中的抬升位移值获得,受电弓开口和闭口运行,未考虑其隧道空气动力学效应时,定位器处的最大抬升位移为59.91mm,而考虑隧道空气动力学效应时,定位器处的最大抬升量分别为70.12mm和71.87mm。因此,在进行隧道内接触网设计时,需充分考虑受电弓隧道空气动力学效应引起的弓网受流质量和接触线抬升位移的变化,此外,受电弓开口和闭口运行时,受电弓气动抬升力存在差异,需对两向运行时的接触压力和抬升位移进行综合评价,从而使隧道内接触网设计更合理。4气动升降力分析(1)受电弓在隧道内开口和闭口运行时,气动抬升力具有一定的波动性,但变化规律比较一致,气动抬升力均值比明线上分别增加了21.25%和10.11%,受电弓在隧道入口和出口处,气动抬升力分别出现峰值。(2)考虑受电弓隧道空气动力学效应时,接触压力的平均值、最大值和标