DOI: 10.11817/j.issn.1672-7207.2015.05.047
高速列车进出隧道口受电弓气动载荷研究
唐荥，周丹，梁习锋
(中南大学 交通运输工程学院，轨道交通安全教育部重点实验室，湖南 长沙，410075)
摘要：基于三维非定常可压缩N-S方程和RNG k-ε两方程湍流模型，对顺弓、逆弓运行状态，隧道有效净空面积，隧道长度等因素影响下，高速列车进出隧道口受电弓气动载荷进行数值模拟研究。研究结果表明：数值计算得到的车体表面测点压力曲线变化规律与动模型试验结果完全一致，幅值相差在3%以内；列车进出隧道口时，受电弓弓头受交变载荷的作用，气动抬升力曲线将分别出现正负向脉冲波形；受电弓顺弓、逆弓运行时弓头气动抬升力差异明显，顺弓运行时正向峰值相对较大，而负向峰值明显更小；隧道有效净空面积减小时，弓头气动抬升力波动幅度明显增大；隧道长度的变化对列车进入隧道时弓头气动抬升力基本无影响，但对列车驶出隧道时气动抬升力变化特征影响显著。
关键词：高速列车；隧道；受电弓；气动抬升力；交变压力
中图分类号：U264.34 文献标志码：A 文章编号：1672-7207(2015)05-1923-06
Aerodynamic load on pantograph of high-speed train passing into and out of tunnels
TANG Xing, ZHOU Dan, LIANG Xifeng
(Key Laboratory of Traffic Safety on Track, Ministry of Education, School of Traffic & Transportation Engineering,
Central South University, Changsha 410075, China)
Abstract: Based on the three-dimensional unsteady compressible N-S equation and the RNG k-ε dual equation turbulence model, the influence of tunnel cross-section area and length on aerodynamic load change characteristics on pantograph when a high-speed train passes into and out of tunnel in forward and backward movements was simulated. The results show that the change laws of train surface point pressure obtained by numerical method are in accordance with those by moving model method, and the difference in maximum pressure amplitude is less than 3%. The pantograph head bears alternating pressure load when the high-speed train passes into and out of tunnel, which respectively result in a positive and negative pulse wave shapes in air lift force curves of pantograph head. The forward and backward movements have large effects on air lift force of pantograph head, the positive peak value in forward movement is larger than that in backward movement, and the negative peak value is smaller. With the reduction of tunnel cross-section area, air lift force fluctuation range of pantograph head increases. The effect on air lift force of pantograph head by tunnel length is little when the train passes into the tunnels, while the effect is significant when the train passes out of it.
Key words: high-speed train; tunnel; pantograph; air lift force; alternating pressure
近年来，我国客运专线及高速铁路逐年增多，由于沿线地形的复杂性，在多山多丘陵处修建了大量隧道工程。列车高速进出隧道口时，周围流场边界发生突变，在车头、车尾进出隧道时均会产生压缩波和膨胀波，并在隧道出入口处以相反的形式反射，使得隧道内产生了非常复杂的波系[1-4]。当压缩波和膨胀波经过列车及受电弓时，将引起受电弓表面压力载荷剧烈变化。同时，由于交变载荷的作用，受电弓气动抬升力将发生一定规律的非定常变化。受电弓气动抬升力是决定弓网接触稳定性与受流质量的重要因素，过大或过小的气动抬升力都将影响弓网系统受流的稳 定[5-7]，加大弓网接触界面的磨耗[8-10]，严重时甚至可能引发弓网事故[11-12]。在高速铁路的实际运营中，已经发生列车通过隧道时因弓网故障而导致的列车断电停车事故。因此，高速列车进出隧道口时受电弓气动性能，是一个关系高速列车安全运行的重要工程技术问题，也是我国高速铁路发展必须解决的关键技术问题。本文作者基于滑移网格技术，对高速列车进出隧道口时受电弓气动载荷变化特性进行数值模拟计算，并借助动模型试验方法对计算模型和参数进行了完善，所得结果为提高弓网高速受流质量，优化隧道结构设计提供技术支持。
1 数值计算模型的建立
1.1 数学模型
列车高速进入隧道时，空气流动受到隧道壁面的限制被阻滞，使列车前端静止的空气受到剧烈的压 缩[13]，必须考虑流场的可压缩性。同时，由于列车及受电弓结构复杂，且流场雷诺数Re＞106，流场处于湍流状态。因此采用三维非定常可压缩N-S方程和RNG k-ε两方程湍流模型对流场进行描述，相关控制方程包括连续性方程、动量方程、能量方程、气体状态方程及湍流模型方程等[14-15]。
1.2 计算模型
数值计算采用流线型头车+中间车+流线型尾车三车编组模型，忽略车体表面细小部件对流场的影响，保留了车体底部转向架结构，建立的列车模型如图1所示，车速设定为350 km/h。受电弓模型放置于中间车体顶部，由弓头、框架、底架3个基本部分组成，并在弓头一侧滑板上表面中间位置布置压力数据监测点(以下简称测点)，受电弓模型及测点所在滑板位置如图2所示。隧道模型净空有效面积为100 m2，隧道阻塞比为0.112，模拟隧道长度为500 m。
图1 受电弓-高速列车模型
Fig. 1 Model of pantograph-high speed train
受电弓外形较为复杂，因此采用尺寸较小的非结构网格对周围流场区域进行离散；外部流场区域采用尺寸渐变的结构网格进行离散，由此可在保证计算精度的同时减小计算量及加快收敛速度。整个计算区域空间体单元总数约2 000万。计算基于中南大学高性能计算平台，采用64个CPU并行计算，非定常计算的时间步长取1 ms，每个工况计算时长约为100 h。
图2 受电弓模型
Fig. 2 Pantograph model
2 计算结果与分析
2.1 数值计算结果与动模型试验数据对比
为对数值模拟计算模型和参数进行完善，根据流动相似原理[16]，利用中南大学轨道交通安全实验室“列车气动性能动模型试验装置”试验平台，进行缩比为1:20的动模型缩比试验，如图3所示。试验时，沿轨安装了总长约50 m的隧道模型，以模拟实际长度1 km的隧道结构，采用弹射装置将车体模型瞬间加速至350 km/h，在车体表面布置多个瞬变压力监测点，对列车通过隧道全程中试验车体表面压力变化进行 监测。
参照动模型试验工况进行相应的数值模拟计算，将所得结果与动模型试验结果进行对比。图4所示为头车侧窗处及尾车后窗处测点压力时程曲线比较，表1所示为相应两测点最大压力比较。
图3 动模型试验
Fig. 3 Moving model test
图4 数值模拟及动模型试验所得压力时程比较
Fig. 4 Comparison of pressure time history curves obtained by numerical method and moving model method
表1 数值模拟及动模型试验所得最大压力比较
Table 1 Comparison of maximum pressures obtained by numerical method and moving model method Pa
从图4和表1可以看出：数值计算与动模型试验分别所得测点压力时程曲线吻合良好，曲线变化规律基本一致，所得两测点最大压力相对误差均在3%以内。因此，本文所选用的计算模型及参数已满足工程研究要求。
2.2 受电弓开口方向的影响
图5所示为顺弓和逆弓状态下列车高速进出隧道口时弓头表面测点压力变化时程。
当列车高速进入隧道时，类似于活塞进入气缸情况，空气流动受到隧道壁面的限制被阻滞，使列车前端静止的空气受到剧烈压缩，导致空气压力骤然增大而形成压缩波，该压缩波以近似音速沿隧道向前传播。当压缩波传至隧道出口处时，将以膨胀波的形式被反射回来。列车尾部进入隧道后，由于列车尾部的绝对压力低于大气压，也会产生膨胀波。该膨胀波也以声速沿隧道传播，当其到达隧道出口时，将以压缩波的形式被反射回来。上述车头形成的压缩波和车尾形成的膨胀波是受电弓表面压力波动产生的主要根源，它们形成后将一直在隧道出入口处以相反的形式反射，在隧道内产生了非常复杂的波系，当压缩波和膨胀波经过车体与受电弓时，将引起受电弓表面压力变化。从图5可以看出：顺弓和逆弓状态下，列车进出隧道口时弓头表面同一测点压力曲线的变化规律基本一致，且变化幅值大致相当，但受电弓开口方向对于弓头表面压力载荷的影响始终存在，全程中顺弓运行时测点最大负压值较之逆弓运行时增大近8.3%。
图5 顺弓和逆弓运行时受电弓弓头表面测点压力变化时程
Fig. 5 Pressure time history curves of pantograph head surface points in forward and backward movements
图6所示为顺弓和逆弓状态下列车高速进出隧道口时弓头气动抬升力FL的变化时程曲线。从图6可以看出：在受电弓到达隧道入口前一段时间，弓头气动抬升力就已开始增加，并在受电弓前端通过隧道入口时达到正向峰值，受电弓进入隧道后，弓头气动抬升力迅速减小并逐渐趋于稳定，这一变化过程在弓头气动抬升力时程曲线上表现为一正向脉冲波形；列车在隧道内运行时受电弓弓头气动抬升力存在一定变化，但总体相对平缓；受电弓通过隧道出口的过程中弓头气动抬升力的变化趋势与通过隧道入口时恰好相反，相应的变化过程在时程曲线上形成一负向脉冲波形，并在受电弓前端通过隧道出口时达到负向峰值。
图6 顺弓和逆弓运行时受电弓弓头气动抬升力时程
Fig. 6 Air lift force time history curves of pantograph head in forward and backward movements
顺弓和逆弓状态运行时受电弓弓头气动抬升力变化规律基本相同，但气动抬升力差异明显，计算所得顺弓和逆弓运行状态下受电弓弓头气动抬升力正负峰值，变化幅值及平均值如表2所示。
表2 顺弓和逆弓运行时弓头气动抬升力计算结果
Table 2 Air lift forces of pantograph head in forward and backward movements N
从表2可以看出：受电弓顺弓运行时弓头气动抬升力平均值达到91.6 N，较之逆弓运行时增大27.6%，变化幅值为131.3 N，较之逆弓运行时减小13.0%。同时，顺弓运行时由于正向峰值较大，相对更紧的弓网机械接触将造成接触部件更大的机械磨耗，逆弓运行时由于负向峰值较大，更易发生弓网分离并引起局部的电弧放电现象，恶化受流。
2.3 隧道有效净空面积的影响
针对我国隧道工程中常用的3种单洞双线型隧道进行计算，隧道有效净空面积分别为100，92和80 m2，隧道阻塞比分别为0.112，0.122和0.140。图7所示为顺弓状态下列车高速进出以上3种隧道时弓头表面测点压力变化时程。
从图7可以看出：隧道有效净空面积变化时，压力时程曲线形状并未发生较大变化，但随着隧道阻塞比的增大，测点压力最大负压值及变化幅值均明显增大。列车进出80 m2双线隧道时，测点最大负压较之进入100 m2双线隧道时增加17.9%，最大压力变化幅值增加34.8%。用曲线拟合得到弓头表面测点最大压力变化幅值△pmax与隧道阻塞比R服从幂指数关系，如图8所示。
图7 列车通过不同有效净空面积隧道时弓头表面测点压力变化时程
Fig. 7 Pressure history curves of pantograph head surface points in different tunnel cross-section areas
图8 测点最大压力变化幅值与隧道阻塞比关系
Fig. 8 Relationship between maximum pressure amplitude change and tunnel blockage percentage
图9所示为顺弓状态列车高速进出以上3种隧道时弓头气动抬升力变化时程。从图9可以看出：隧道有效净空面积变化时，弓头气动抬升力时程曲线形状并未发生较大变化，但随着隧道阻塞比的增大，计算所得弓头气动抬升力正负峰值，平均值及变化幅值均明显增大。同一列车同速进出80 m2双线隧道时弓头气动抬升力变化幅值较之进出100 m2双线隧道增加了近78.9%，平均气动抬升力增加了近11.5%。由此可见，由于受电弓弓头气动抬升力波动程度的加剧，列车在进出小断面隧道时弓网故障发生的危险性明显增加。
图9 列车通过不同有效净空面积隧道时弓头气动抬升力时程
Fig. 9 Air lift force time history curves of pantograph head in different tunnel cross-section areas
2.4 隧道长度的影响
为研究隧道长度对列车高速进出隧道口时受电弓气动载荷的影响，选择长度分别为150，300，400，500，800和1 000 m的隧道模型进行计算。
图10所示为顺弓状态下列车高速运行进出不同长度隧道时弓头表面测点压力变化时程。从图10可以看出：对于150 m的短隧道，全程中测点压力的波动程度明显有所缓解，最大压力变化幅值仅为列车进出500 m隧道时的86.3%；而当隧道长度达到300 m以上时，随着隧道长度的增加，全程中测点压力波动的绝对值不再有明显的增大。
图11所示为顺弓状态列车高速运行进出不同长度隧道时弓头气动抬升力变化时程。从图11可以看出：隧道长度的变化对于列车进入隧道口时受电弓弓头气动抬升力变化特征的影响很小，计算所得不同隧道长度工况条件下弓头气动抬升力时程曲线在此时间段内近似重合，且正向峰值基本保持为一固定的常数。
图10 列车通过不同长度隧道时弓头表面测点压力变化时程
Fig. 10 Pressure time history curves of pantograph head surface points in different tunnel lengths
图11 列车通过不同长度隧道时弓头气动抬升力时程
Fig. 11 Air lift force time history curves of pantograph head in different tunnel lengths
隧道长度的变化对于受电弓通过隧道出口时弓头气动抬升力变化特征影响显著。对于三车编组的列车，隧道长度小于800 m时，弓头气动抬升力负向峰值及变化幅值均随隧道的伸长而明显增大，但其增加率越来越小，当列车进出800 m隧道时，弓头气动抬升力变化幅值约为131.3 N，与进出300 m隧道时相比，增大了近27.5%，与进出500 m隧道时相比，仅增加4.4%；当隧道长度超过800 m时，弓头气动抬升力的负向峰值及全程中的变化幅值反而又有所减小。
3 结论
1) 数值模拟与动模型试验得到的测点压力曲线变化规律完全一致，在变化幅值上略有差异，相对误差在3%以下，说明本文采用的计算算法能较好的模拟高速列车进出隧道口时诱发的空气动力效应问题。
2) 高速列车进出隧道口时，受电弓弓头气动抬升力将发生剧烈的非定常变化，在时程曲线上分别形成一个正向及负向脉冲波形，并于受电弓前端通过隧道口时达到正负峰值；顺弓和逆弓运行状态下，弓头气动抬升力存在明显差异，顺弓运行时气动抬升力正向峰值及平均值较大，而逆弓运行时负向峰值较大。
3) 隧道有效净空面积减小时，弓头气动抬升力波动幅度明显增大，列车进出有效净空面积80 m2的双线隧道时弓头气动抬升力变化幅值与进出100 m2的双线隧道时相比增加了近78.9%。
4) 隧道长度的变化对受电弓进入隧道口时弓头气动升力变化特征基本无影响；对于三车编组的列车，隧道长度小于800 m时，弓头气动抬升力负向峰值随隧道的伸长而持续增大，但增加率逐渐减小，隧道长度超过800 m时，负向峰值又有所减小。
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(编辑 赵俊)
收稿日期：2014-05-10；修回日期：2014-08-12
基金项目(Foundation item)：国家自然科学基金资助项目(51105384)；高速铁路基础研究联合基金重点资助项目(U1134203) (Project(51105384) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(U1134203) supported by the High-speed Rail Joint Fund)
通信作者：梁习锋，教授，博士生导师，从事列车空气动力学研究；E-mail: gszxlxf@163.com
