考虑风载的高速列车受电弓静强度分析

江亚男，张卫华，邹 栋，宋冬利，梅桂明

（西南交通大学 牵引动力国家重点实验室，四川成都610031）

铁路供电技术

考虑风载的高速列车受电弓静强度分析

江亚男，张卫华，邹 栋，宋冬利，梅桂明

（西南交通大学 牵引动力国家重点实验室，四川成都610031）

铁路高速化在带来方便快捷运输条件的同时，也使列车及其相关结构所受的空气阻力急剧增大，为保证受电弓的安全运行，有必要开展气动载荷作用下的受电弓静强度分析。基于ANSYS Workbench的静强度分析功能，现对气动载荷作用下的受电弓静强度分析方法进行了探索，分析了气动载荷的影响效果，并实现了气动力作用下V500高速受电弓的静强度校核。结果表明，V500高速受电弓弓头在气动力作用下呈抬升趋势，该型弓具有良好的气动性能；对比开、闭口运行工况下的结构承载分布情况和部件应力，V500高速受电弓闭口运行性能略优于开口运行性能；受电弓平衡臂、弹簧盒、上臂杆和底架的应力主要由气动载荷引起；V500高速受电弓各部件均通过强度校核，满足静强度设计要求。

高速受电弓；静强度；风载；有限元

随着铁路高速化进程的推进，受电弓空气动力学效应越来越明显［1-2］，仅考虑弓网接触压力的受电弓静强度校核结果［3］已不足以作为受电弓静强度设计是否满足要求的判据，因此有必要开展考虑气动载荷的受电弓静强度分析。目前，在空气动力学方面，Bocciolone M et［1］讨论了列车高速运行引起的纵向气动力对弓网系统的影响，指出气动力对弓网接触压力的均值和方差均有较大影响，同时该文献对受电弓弓头进行了优化，以减小空气阻力；Pombo J et［2］建立了受电弓多刚体模型和接触网有限元模型以讨论气动力对弓网系统的影响，并得出结论，在气动载荷作用下弓头呈抬升趋势，增大弓网接触压力，同时考虑风载荷时接触压力的波动幅值将增大；李瑞平等［5］采用有限体积法实现了高速受电弓气动力的数值模拟，并推导受电弓气动抬升力的计算方法。在受电弓静强度分析领域，马果垒等［3］首次实现了受电弓整体结构的有限元静态仿真，完成了受电弓的强度、刚度校核及动力特性（模态）分析；宋冬利等［4］基于应力强度干涉模型实现了V500受电弓的静强度可靠性分析，该文献将气动阻力以集中力的形式加载弓头表面。

利用ANSYS Workbench建立了V500高速受电弓的有限元模型，为使有限元模型能反应真实情况，设置边界条件时，在受电弓弓头顶部设置了弹性约束以模拟接触网对受电弓的作用，并将气动载荷依次施加到各部件的外表面模拟实际气流的作用效果。通过有限元静态分析，对比了V500高速受电弓开、闭口工况的运行性能，实现了气动载荷作用下受电弓静强度校核。同时，为了说明气动载荷的影响效果，还对比了只考虑弓网接触压力和重力工况及考虑气动载荷工况的静强度分析结果。

1 受电弓边界分析

运行过程中，受电弓的状态如图1所示：通过绝缘子固定于列车顶部，弓头与接触网接触获取电能，在纵向上受到气流的扰动，受电弓承受着自身重力，气流引起的气动升力、气动阻力，列车振动和接触网波动引起的惯性力。静态分析时，忽略列车和接触网的随机激扰，受电弓底部的绝缘子视为固定约束，弓头顶部的接触网可简化为弹性约束，所承受的外力为气动力Fax和Fay、自身重力G和升弓力矩MAz。

图1 受电弓状态图

2 有限元分析

2.1 有限元模型的建立

通过SOLIDWORKS软件建立V 500高速受电弓精确的三维实体模型，将其导入有限元软件ANSYS Workbench生成有限元模型。受电弓实体模型较为复杂，静态仿真时对结构进行适当简化，使有限元模型既能反应结构的力学特性，又能满足有较高的计算精度和缩小解题规模的要求。有限元模型的简化包括以下几点：

（1）静态分析时忽略了结构阻尼，升弓气囊由定刚度弹簧代替，升弓力矩由弹簧的预压力等效，预压力值为提供弓网静态接触压力所需的抬升力；

（2）根据结构实际铰接关系设置受电弓各部件的接触，底架与3个绝缘子固接，底架、上臂杆、下臂杆、平衡臂、平衡杆等框架部件间为转动连接，弓头通过悬挂弹簧与平衡臂连接。各部件的接触设置如图2所示。

本文选用四面体实体单元对受电弓结构分网，结构中不规则部件进行局部网格细化处理，V500高速受电弓有限元模型单元数为328 047个，有限元模型如图3所示，结构各部件材料［4］见表1。

表1 V500高速受电弓材料和屈服强度［4］

2.2 边界设置

（1）位移边界

静力仿真时，不考虑接触网波动，接触网对受电弓的作用效果简化为弓头处的垂向弹性约束，有限元分析时用垂向弹簧模拟，弹簧上端与一固定的小圆柱相连，方便提取约束反力；设置3个绝缘子在受电弓底部固定。

图2 V500高速受电弓接触设置

图3 V500高速受电弓有限元模型

表2 速度600 km/h的受电弓气动载荷

（2）载荷边界

V500高速受电弓的设计速度为500 km/h，为保证投入使用后该受电弓能安全运行，必须进行高于设计速度的风洞试验，本文旨在校核该受电弓在极限速度600 km/h气动载荷作用下的静强度，以保证风洞试验的安全性。V500受电弓静强度分析所用的气动载荷通过大型流场计算商用软件FLUENT计算得到，计算方法参见文献［5］，得到受电弓各部件的气动载荷大小和作用位置如表2所示。

续表2

对受电弓整体结构施加重力加速度。为了更真实的模拟气流的作用效果，将气动载荷以远程力的形式依次施加到相应部件的外表面，力的作用点和大小如表2所示。边界设置如图4所示。

图4 V500高速受电弓边界设置

3 计算结果分析

3.1 结构承载分布

提取弓头约束弹簧和绝缘子底部的约束反力，对受电弓整体结构承载分布情况进行分析。弓头约束弹簧的约束力为：开口运行，－368.55 N；闭口运行，－247.64 N。两种工况下弹簧均为受压，表明受电弓弓头呈抬升趋势，不会出现弓头被吹落的现象，即该型弓具有良好的气动性能。3个绝缘子的约束力及约束力矩如表3所示，绝缘子编号如图5。

图5 绝缘子编号

由表3可见，开口运行时绝缘子1的受力情况较其他两个绝缘子恶劣，尤其是垂向载荷，绝缘子1的值为其他两个绝缘子的3倍以上，这使绝缘子1更容易破坏。闭口运行时3个绝缘子所承受的载荷均匀，表明在承载分配上V500受电弓闭口工况优于开口工况。

3.2 应力计算结果

开、闭口工况下V500高速受电弓整体变形图如图6，结构应力图如图7。开口运行时受电弓最大位移为14.674 mm，发生在上下臂杆间套头上，受电弓最大应力为115.97 MPa，发生在下臂杆扇形板根部位置；闭口运行时受电弓最大位移为17.373 mm，发生在上下臂杆间套头部位，受电弓最大应力为102.91 MPa，发生在弹簧盒与平衡臂接触部位。分析图7中结构应力分布可知，V500高速受电弓应力值较大的部件为底架、下臂杆、上臂杆、平衡臂及弹簧盒。其中，下臂杆应力分布不均匀，两端部不规则处应力较大，且在扇形板根部出现应力集中，这对结构极为不利，服役过程中容易产生裂纹。

表3 绝缘子约束力

图6 V500高速受电弓整体变形

依次提取开、闭口工况下受电弓各部件的最大应力，结果如表4所示。对比表4中的应力值可见，开口运行工况下，各部件的最大应力值普遍高于闭口运行工况。

图7 V500高速受电弓应力云图

为了说明气动载荷的影响效果，本文进行了只考虑弓网接触压力和重力作用的静强度仿真，其中，接触压力的大小约为气动载荷作用下的接触压力值（350 N），变形和应力如图8所示。对比两组工况的变形图可见气动载荷对受电弓有抬升作用，在保证弓头不被吹落的同时也将增大弓网接触压力均值；对比两组工况的应力图可见，受电弓平衡臂、弹簧盒、上臂杆和底架的应力主要由气动载荷作用引起；提取两组工况下弓头托架的应力图（如图9），可见气动载荷使绝缘角弓与金属角弓连接处产生较大应力，易造成该处折断，而该处在只考虑弓网接触压力工况下的应力值趋于零。

图8 未考虑风载工况受电弓变形和应力

3.3 静强度校核

结构静强度的评定标准［6］为：

式中σr为相当应力；［σ］为许用应力。对应不同的强度理论，σr和［σ］的计算公式不同，文中两种材料均为延性材料，应选用第4强度理论。

图9 弓头托架应力对比

式中ns为安全因数，取ns＝1.5［6］；σr为有限元分析结果中的von-Mises等效应力。

对如表4中各部件的应力进行静强度校核，其中，0Cr19Ni10Nb N的许用应力为230 MPa，铝的许用应力为187 MPa，校核结果如表5所示。由表可见V500受电弓在气动载荷作用下满足静强度设计要求，且闭口运行时的安全系数普遍高于开口工况。

4 结 论

（1）本文通过将气动载荷以远程力的形式均匀施加到受电弓各部件的外表面，实现了V500高速受电弓考虑气动载荷的静强度有限元仿真；

（2）由有限元仿真结果可见，开、闭口工况下，V500高速受电弓弓头均呈抬升趋势，表明该型弓具有良好的气动性能设计；对比开、闭口运行工况下3个绝缘子的承载情况和各部件的应力最大值，闭口运行工况均略优于开口运行；受电弓各部件均通过静强度校核，表明V500高速受电弓满足静强度设计要求；

（3）对比只考虑弓网接触压力和重力工况及考虑气动载荷工况的计算结果有气动载荷将增大弓网接触压力均值，受电弓平衡臂、弹簧盒、上臂杆和底架的应力主要由气动载荷作用引起，气动载荷使绝缘角弓与金属角弓连接处产生较大应力，易造成该处折断。

［1］ Bocciolone M，Resta F，Rocchi D，et al.Pantograph aerodynamic effects on the pantograph-catenary interaction［J］.Vehicle System Dynamics，2006，44（S）：560-570.

［2］ Pombo J，Ambrosio J，Pereira M，et al.Influence of the aerodynamic forces on the pantograph-catenary system for high-speed trains［J］.Vehicle System Dynamics，2013，47（11）：1 327-1 347.

［3］ 马果垒，张卫华，梅桂明.高速受电弓整体结构特性分析［J］.机械强度，2010，32（1）：158-164.

［4］ 宋冬利，张卫华，梅桂明.V500受电弓静强度可靠性分析［J］.失效分析与预防，2011，6（2）65-69.

［5］ 李瑞平，周 宁，张卫华，梅桂明，等.受电弓气动抬升力计算方法与分析［J］.铁道学报，2012，34（8）：26-32.

［6］ 孙训方，方孝淑，关来泰.材料力学［M］.北京：高等教育出版社，2001：7-51，208-251.

Static Strength Analysis of High Speed Pantograph Considering Aerodynamic Load

JIANG Yanan，ZHANG Weihua，ZOU Dong，SONG Dongli，MEI Guiming
（State Key laboratory of Traction Power，Southwest Jiaotong University，Chengdu 610031 Sichun，China）

High-speed railway brings the convenient transportation conditions，but also increases air resistance of train and its related parts.In order or to ensure the safety of pantograph during operation，the static strength analysis of pantograph is necessary.Base on ANSYS Workbench，the method of static strength analysis considering aerodynamic load was exploded in this paper.The effect of aerodynamic load was analyzed.And the static intension check of V500 high speed pantograph was carried out.Conclusions were draw as follows：Collector head had an upward trend under aerodynamic load，which meant V500 high speed pantograph had a good aerodynamic performance.Comparing the distribution of bearing and stress of components under the open and closed running conditions，the operation performance of V500 high speed pantograph under closed running condition was better than the open running condition.The stress of balance-arm，spring-box，upper-arm and base-frame was produced by aerodynamic load.The components of V500 high speed pantograph met the static strength design requirements.

high speed pantograph；static strength；aerodynamic load；finite element

U225.4＋2

A

10.3969/j.issn.1008－7842.2014.01.27

1008－7842（2014）01－0120－06

9—）女，硕士生（

2013－09－07）