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，车速设定为350km/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所示。隧道模型净空有效面积为100m2，隧道阻塞比为0.112，模拟隧道长度为500m.受电弓-高速列车模型Fig.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2000万。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lms，每个工况计算时长约为100h.受电弓模型Fig. 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，利用中南大学轨道交通安全。试验时，沿轨安装了总长约50m的隧道模型，以模拟实际长度lkm的隧道结构，采用弹射装置将车体模型瞬间加速至350km/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。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所示为相应两测点大压力比较。
动模型试验Fig.一动模型试验测值；2―数值计算数值模拟及动模型试验所得压力时程比较Fig.从和表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大负压值较之逆弓运行时增大近8.3. 1一顺弓；2―逆弓顺弓和逆弓运行时受电弓弓头表面测点压力变化时程Fig.表1数值模拟及动模型试验所得大压力比较研究方法头车侧窗处测点尾车后窗处测点数值模拟3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凡的变化时程曲线。从可以看出：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。
1一顺弓；2―逆弓顺弓和逆弓运行时受电弓弓头气动抬升力时程Fig.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80m2，隧道阻塞比分别为0.112，0.122和0.140.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，测点压力大负压值及变化幅值均明显增大。列车进出80m2双线隧道时，测点大负压较之进入100m2双线隧道时增加17.9，大压力变化幅值增加34.8.用曲线拟合得到弓头表面测点大压力变化幅值Amax与隧道阻塞比服从幂指数关系，如所示。
有效净空面积/m2：1―100；2―92；3―80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。
状态正向峰值负向峰值变化值平均值顺弓136.14.9131.391.6逆弓116.5-31.9148.471.8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91.6N，较之逆弓运行时增大27.6°，变化幅值为131.3N，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时间/s 0列车通过不同长度隧道时弓头表面测点压力变化时程时间/s 1列车通过不同长度隧道时弓头气动抬升力时程Fig.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80m2双线隧道时弓头气动抬升力变化幅值较之进出100m2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。
时间/s有效净空面积/m2：1100；292；380列车通过不同有效净空面积隧道时弓头气动抬升力时程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 000m的隧道模型进行计算。
0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0可以看出：对于150m的短隧道，全程中测点压力的波动程度明显有所缓解，大压力变化幅值仅为列车进出500m隧道时的86.3；而当隧道长度达到300m以上时，随着隧道长度的增加，全程中测点压力波动的值不再有明显的增大。
1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1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。
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800m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800m隧道时，弓头气动抬升力变化幅值约为131.3N，与进出300m隧道时相比，曾大了近27.5，与进出500m隧道时相比，仅增加4.4；当隧道长度超过800m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。
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。
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80m2的双线隧道时弓头气动抬升力变化幅值与进出100m2的双线隧道时相比增加了近78.9.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800m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800m时，负向峰值又有所减小。
