劉 珍，張 健，楊明智，吳雪峰

(1.軌道交通安全教育部重點實驗室(中南大學(xué))，湖南 長沙 410075;2.中南大學(xué)交通運輸工程學(xué)院，湖南長沙 410075)

蘭新線是我國“八縱八橫”路網(wǎng)主骨架，跨百里風(fēng)區(qū)和三十里風(fēng)區(qū)，列車受橫風(fēng)影響，氣動性能惡化，嚴重時將導(dǎo)致列車傾覆，大風(fēng)對鐵路列車運行安全及運輸暢通構(gòu)成了嚴重威脅［1－2］。目前。國內(nèi)外鐵路普遍采取在風(fēng)區(qū)修建擋風(fēng)墻的防風(fēng)措施，實踐證明擋風(fēng)墻是一項行之有效的防風(fēng)措施［3］。蘭新線上現(xiàn)有的擋風(fēng)墻類型主要有:土堤式擋風(fēng)墻，對拉式擋風(fēng)墻，板柱式擋風(fēng)墻，混凝土插板式擋風(fēng)墻等，其中土堤式擋風(fēng)墻對列車的防護效果最差［4］，隨著蘭新線上通過列車速度的提高，土堤式防風(fēng)墻的防護效果亟需改善，拆除及修建其他形式擋風(fēng)墻耗費更多的資源，因此考慮在現(xiàn)有土堤式擋風(fēng)墻高度基礎(chǔ)上進行頂部局部加高優(yōu)化，以改善其防護效果，保障列車運行安全。在強橫風(fēng)作用下，如果加高高度不夠，則起不到加強防護的作用，加高過高則會使列車有向擋風(fēng)墻一側(cè)傾覆的趨勢，導(dǎo)致防護過度。因此，合理確定頂部加高高度對充分提高土堤式擋風(fēng)墻防護效果至關(guān)重要。

1 計算模型

現(xiàn)有蘭新鐵路上運行的車型主要有普通客車、敞車、棚車、平車和罐車等，橫風(fēng)作用下，棚車的氣動性能較差，蘭新線百里風(fēng)區(qū)被大風(fēng)吹翻的車輛大部分為棚車［5－6］，故本文中采用棚車為代表車型討論優(yōu)化后的土堤式擋風(fēng)墻對列車氣動性能的影響，列車模型采用東風(fēng)11型機車+3節(jié)棚車編組，并取第二節(jié)棚車的氣動力進行討論，棚車計算模型如圖1所示。

圖1 棚車計算模型幾何尺寸(單位:m)Fig.1 The geometric dimension of box car model

由于蘭新線上環(huán)境復(fù)雜，一部分對稱土堤式擋風(fēng)墻迎風(fēng)側(cè)積沙，較長時間后使擋風(fēng)墻迎風(fēng)側(cè)地形提高，形成“非對稱式”外形，為此本文根據(jù)蘭新線實際情況將土堤式擋風(fēng)墻分為對稱式和非對稱式。對稱土堤式擋風(fēng)墻的加高示意如圖2所示，其邊坡左右對稱，加高部分寬度為0.085 m，位于土堤式擋風(fēng)墻頂部的正中間，H為頂部加高高度。非對稱土堤式擋風(fēng)墻如圖3所示，其邊坡高度不對稱，迎風(fēng)側(cè)高度根據(jù)積沙情況不同分別為h=1 m和h=2 m，其他尺寸與對稱土堤式擋風(fēng)墻相同。

圖2 對稱土堤式擋風(fēng)墻外形(單位:m)Fig.2 Profile of symmetrical earth type wind barrier

圖3 非對稱土堤式擋風(fēng)墻外形(單位:m)Fig.3 Profile of un － symmetrical earth type wind barrier

2 計算區(qū)域

數(shù)值計算流場區(qū)域的選取理論上應(yīng)該無窮大以達到真實模擬。然而，區(qū)域大使得計算網(wǎng)格過大從而導(dǎo)致計算時間過長。因此，應(yīng)該選取合適的計算區(qū)域。研究表明，列車前方尺寸對計算結(jié)果的影響較小，而列車后方尺寸對計算結(jié)果的影響較大［7］。因此，長度方向尺寸的選取應(yīng)使計算區(qū)域下游邊界盡可能遠離列車，以避免出口截面受到尾流的影響，便于給定出口邊界條件，寬度應(yīng)避免阻塞效應(yīng)影響?；谝陨峡紤]，計算區(qū)域長度取400 m，高度和寬度分別取80 m×300 m。列車底部距軌面高度為0.2 m，計算區(qū)域如圖4所示。

圖4 計算區(qū)域(單位:m)Fig.4 Calculation region

3 邊界條件和計算網(wǎng)格

計算流場邊界條件設(shè)置如下:

計算模型采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格離散。車體近壁面網(wǎng)格要求很細，采用密網(wǎng)格，遠離車體的網(wǎng)格可以較為稀疏，密網(wǎng)格和稀疏網(wǎng)格之間以一定的增長因子均勻過渡，這樣既能保證精度要求，又可以減小計算量并加快收斂速度。計算模型的空間體單元約300萬。車體和擋風(fēng)墻表面網(wǎng)格如圖5和圖6所示。

圖5 車體表面網(wǎng)格Fig.5 Mesh of car surface

圖6 土堤式擋風(fēng)墻及路基表面網(wǎng)格Fig.6 Mesh of earth type wind barrier and roadbed surface

4 結(jié)果分析

4.1 對稱土堤式擋風(fēng)墻優(yōu)化結(jié)果

固定對稱土堤式擋風(fēng)墻距路基面高度為3.0 m，選取0.1，0.2，0.3，0.4 和0.5 m 5 種加高高度，分別計算置于一線和二線上的棚車在強橫風(fēng)作用下所受氣動力。蘭新鐵路上貨車的最高運行速度為120 km/h，計算中采用該速度為計算車速，計算風(fēng)速取 50 m/s，即 vx=120 km/h，vy=50 m/s。

為了說明列車表面壓力和速度分布隨加高高度的變化情況，圖7和圖8為不同加高高度下一線、二線棚車中間橫截面壓力分布云圖，圖9和圖10為不同加高高度下一線、二線棚車中間橫截面流線圖。

可見:原有土堤式擋風(fēng)墻下，無論列車在一線還是在二線上運行，橫風(fēng)繞過擋風(fēng)墻頂部直接作用于棚車車體，車體迎風(fēng)側(cè)受較大正壓，而背風(fēng)側(cè)和車體頂部受較小負壓，車體受較大側(cè)向力;在其頂部進行局部加高，列車迎風(fēng)側(cè)正壓顯著減小，且車頂部負壓區(qū)域減小，背風(fēng)側(cè)所受負壓值也有所減小;加高至0.3 m時，迎風(fēng)側(cè)正壓變?yōu)樨搲?，且迎風(fēng)側(cè)與背風(fēng)側(cè)負壓相抵，使得列車傾覆力矩減小，氣動性能有所改善。

圖7 列車位于一線時流場壓力分布云圖Fig.7 Pressure contour while in first－ line

圖8 列車位于二線時流場壓力分布云圖Fig.8 Pressure contour while in second － line

圖9 列車位于一線時流場流線分布圖Fig.9 Streamline while in first－ line

圖10 列車位于二線時流場流線分布圖Fig.10 Streamline while in second － line

可見:強橫風(fēng)下，來流沿著土堤式擋風(fēng)墻迎風(fēng)側(cè)斜坡往上攀爬加速，其后運行的棚車迎風(fēng)側(cè)和背風(fēng)側(cè)各有一個較大的漩渦;原有土堤式擋風(fēng)墻，無論列車在一線還是在二線運行，來流形成的渦分離點均位于車體中部高度位置，車體背風(fēng)側(cè)尾渦均距車體較遠;隨著頂部加高高度的增加，尾部漩渦逐漸發(fā)展增大，且距離車體表面的位置更近，消失位置逐漸后移。

橫風(fēng)作用下穩(wěn)定性研究表明，傾覆力矩是衡量列車橫向穩(wěn)定性的重要指標［8－11］，故本文將其作為決定性的考核指標。傾覆力矩的正負與坐標方向有關(guān)，本文中傾覆力矩的正號表示遠離擋風(fēng)墻一側(cè)傾覆(簡稱外翻)，負號表示向擋風(fēng)墻一側(cè)傾覆(簡稱內(nèi)翻)。傾覆力矩的絕對值越大，對安全運行越不利。表1為對稱土堤式擋風(fēng)墻不同加高高度下一線和二線車輛所受傾覆力矩，圖11為對應(yīng)的擬合曲線。

表1 車輛所受傾覆力矩Table 1 Overturning moment of box car(kN·m)

圖11 傾覆力矩與擋風(fēng)墻加高高度之間的關(guān)系曲線Fig.11 Relation curve of overturning moment with increase height

從上述圖表可以看出:原對稱土堤式擋風(fēng)墻不加高時，棚車所受傾覆力矩較大，列車有外翻的可能性。位于一線和二線的棚車，所受到的傾覆力矩隨著擋風(fēng)墻頂部加高高度的增加逐漸減小，當(dāng)高度增加至0.25～0.3 m時，傾覆力矩達最小值，隨后，傾覆力矩反向，且數(shù)值隨著加高高度的增加而增大，過大時可能內(nèi)翻。

使得一線和二線棚車所受傾覆力矩絕對值之和最小時的高度即為合理加高高度［12－13］。根據(jù)表1中數(shù)據(jù)得到擬合曲線和公式如圖11所示，由公式:

可求得使fx達到最小值的合理加高高度x值，以及一線和二線棚車相應(yīng)的傾覆力矩。通過計算可得原有高度為3.0 m的對稱土堤式擋風(fēng)墻合理加高高度為0.28 m，此時一線和二線棚車的傾覆力矩分別為1.2和2.0 kN·m。與原有土堤式擋風(fēng)墻相比，棚車在優(yōu)化后的土堤式擋風(fēng)墻后運行，一線和二線棚車所受傾覆力矩分別降低99.3%，98.7%。因此，在對稱土堤式擋風(fēng)墻頂部局部加高可以顯著提高其對列車的防護作用。

4.2 非對稱土堤式擋風(fēng)墻優(yōu)化結(jié)果

固定非對稱土堤式擋風(fēng)墻距路基面高度為3.0 m，迎風(fēng)側(cè)高度分別為 1.0 m 和2.0 m，選取0.2，0.5，0.8和1.0 m 4種加高高度，計算車速與風(fēng)速與對稱式相同。

對于非對稱土堤式擋風(fēng)墻，迎風(fēng)側(cè)1 m和2 m優(yōu)化結(jié)果相似，只是數(shù)值不同，且棚車位于一線與二線時其表面壓力及速度分布情況相似，故只給出迎風(fēng)側(cè)1 m的非對稱土堤式擋風(fēng)墻頂部不同加高高度下一線棚車中間橫截面壓力分布云圖和流線圖，如圖12和圖13所示。

非對稱土堤式擋風(fēng)墻云圖和流線圖隨加高高度的變化規(guī)律與對稱土堤式擋風(fēng)墻基本一致;對于迎風(fēng)側(cè)高度為1 m的非對稱土堤式擋風(fēng)墻，加高到0.2 m時，車體迎風(fēng)側(cè)仍受較大正壓，漩渦分離點上移，尾渦開始接近車體，但離車體仍有一段距離;繼續(xù)加高至0.8 m時，迎風(fēng)側(cè)逐漸轉(zhuǎn)為負壓，分離點移至車頂部，且尾渦開始貼近車體。

圖12 列車位于一線時流場壓力分布云圖Fig.12 Pressure contour while in first－ line

圖13 列車位于一線時流場流線分布圖Fig.13 Streamline while in first－ line

表2和表3分別為迎風(fēng)側(cè)1 m和迎風(fēng)側(cè)2 m的非對稱土堤式擋風(fēng)墻不同加高高度下，棚車所受傾覆力矩，圖14為對應(yīng)的擬合曲線圖。

表2 迎風(fēng)側(cè)1 m時車輛傾覆力矩Table 2 Overturning moment of box car when windward height is 1 m (kN·m)

表3 迎風(fēng)側(cè)2 m時車輛傾覆力矩Table 3 Overturning moment of box car when windward height is 2 m (kN·m)

可見，對于非對稱土堤式擋風(fēng)墻，棚車所受傾覆力矩隨頂部加高高度變化規(guī)律與對稱土堤式擋風(fēng)墻一致，只是數(shù)值不同;迎風(fēng)側(cè)1 m時頂部加高高度增加至0.6～0.65 m、迎風(fēng)側(cè)2 m時頂部加高高度增加至0.48～0.55 m時，位于一線和二線的棚車所受傾覆力矩最小，隨后反向。

根據(jù)圖14中的擬合公式，可以求得迎風(fēng)側(cè)1 m的非對稱土堤式擋風(fēng)墻合理加高高度為0.62 m，此時，一線和二線棚車所受傾覆力矩分別為0.5和4.6 kN·m，較原有擋風(fēng)墻分別降低99.7%，97.6%;迎風(fēng)側(cè)2 m的非對稱土堤式擋風(fēng)墻合理加高高度為0.49 m，此時，一線和二線棚車所受傾覆力矩分別為0.15和10.7 kN·m，較原有擋風(fēng)墻分別降低99.9%，94.4%。因此，在非對稱土堤式擋風(fēng)墻頂部局部加高能有效提高其對列車的防護作用。

圖14 傾覆力矩與擋風(fēng)墻加高高度之間的關(guān)系曲線Fig.14 Relation curve of overturning moment with increasing height

5 結(jié)論

(1)在土堤式擋風(fēng)墻頂部局部加高能夠有效地提高其對列車的防護作用。

(2)位于一線和二線的棚車，所受到的傾覆力矩隨著擋風(fēng)墻頂部加高高度的增加先逐漸減小，當(dāng)達到合理加高高度時，傾覆力矩絕對值最小，隨后反向，數(shù)值隨著加高高度的增加而增加。

(3)對于對稱土堤式擋風(fēng)墻，局部合理加高高度為0.28 m，此時一線和二線棚車所受傾覆力矩分別為1.2和2.0 kN·m，較原有土堤式擋風(fēng)墻分別降低 99.3%，98.7%。

(4)對于非對稱土堤式擋風(fēng)墻，迎風(fēng)側(cè)高度為1 m時，局部合理加高高度為0.62 m，此時一線和二線棚車所受傾覆力矩分別為0.5和4.6 kN·m，較原有土堤式擋風(fēng)墻分別降低99.7%，97.6%;迎風(fēng)側(cè)高度為2 m時，局部合理加高高度為0.49 m，此時一線和二線棚車所受傾覆力矩分別為0.15和10.7 kN·m，較原有土堤式擋風(fēng)墻分別降低99.9%，94.4%。

［1］董漢雄.蘭新鐵路百里風(fēng)區(qū)擋風(fēng)墻設(shè)計［J］.路基工程，2009(2):95－96.DONG Han-xiong.Design of wind barrier in 100－kilometer wind area in Lan － xin Railway［J］.Subgrade Engineering，2009(2):95－96.

［2］楊明智，袁先旭，周 丹，等.強橫風(fēng)下青藏線棚車氣動性能研究［J］.鐵道科學(xué)與工程學(xué)報，2008，5(2):75－78.YANG Ming-zhi，YUAN Xian-xu，ZHOU Dan，et al.Aerodynamic forces acting on a box car running on Qinghai－Tibet railway under strong cross－wind［J］.Journal of Railway Science and Engineering，2008，5(2):75 －78.

［3］葛盛昌，蔣富強.蘭新鐵路強風(fēng)地區(qū)風(fēng)沙成因及擋風(fēng)墻防風(fēng)效果分析［J］.鐵道工程學(xué)報，2009(5):1－4.GE Sheng-chang，JIANG Fu-qiang.Analyses of the causes for wind disaster in strong wind area along Lanzhou－Xinjiang railway and the effect of windbreak［J］.Journal of Railway Engineering Society，2009(5):1 －4.

［4］楊鑫炎，鄭史雄.鐵路路基擋風(fēng)墻抗風(fēng)性能分析及方案比較［J］.四川建筑，2004，24(3):57－59.YANG Xin-yan，ZHEN Shi-xiong.Analyses of wind－resistant behavior of wind barrier in railroad bed and compare of proposals［J］.Sichuan Archeitecture，2004，24(3):57－59.

［5］井門敦志，等.高速車輛の空氣抵抗とその低減に關(guān)する風(fēng)洞試驗.日本鐵道總研報告［R］.1995，9(1):32－37.

［6］梁習(xí)鋒，熊小慧.4種車型橫向氣動性能分析與比較［J］.中南大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版，2006，37(3):607 －612.LIANG Xi-feng，XIONG Xiao-hui.Analysis and comparison of lateral aerodynamic performance on four kinds of cars［J］.Journal of Central South University:Science and Technology，2006，37(3):607－612.

［7］劉志燕.側(cè)風(fēng)下高速列車－簡支箱梁系統(tǒng)氣動性能的數(shù)值研究［D］.長沙:中南大學(xué)，2010.LIU Zhi-yan.The numerical study of aerodynamic character of high－speed train and simple supported box girder under sidewind［D］.Changsha:Central South University，2010.

［8］榮先成.高速列車氣動特性分析技術(shù)及其發(fā)展［J］.鐵道學(xué)報，1998，20(2):128 －132.RONG Xian-cheng.Analytical technology and its development of aerodynamic performance on high－speed trains［J］.Journal of the China Railway Society，1998，20(2):128－132.

［9］高廣軍，田紅旗，姚 松，等.蘭新線強橫風(fēng)對車輛傾覆穩(wěn)定性計算［J］.鐵道學(xué)報，2004，26(4):36－40.GAO Guang-jun，TIAN Hong-qi，YAOSong，et al.Effect of strong cross－wind on the stability of trains running on the Lanzhou － Xinjiang railway［J］.Journal of the China Railway Society，2004，26(4):36－40.

［10］Vanden－Broeck J M，Miloh T.Influence of a layer of mud on the train of waves generated by a moving pressure distribution［J］.Journal of Engineering Mathematics，1996，30(3):387 －400.

［11］梁習(xí)鋒，田紅旗.列車氣動性能評估參數(shù)研究［J］.中國鐵道科學(xué)，2003，24(1):38 －41.LIANG Xi-feng，TIAN Hong-qi.Research on evaluating parameters of train aerodynamic performance［J］.China Railwy Science，2003，24(1):38 －41.

［12］劉風(fēng)華.不同類型擋風(fēng)墻對列車運行安全防護效果的影響［J］.中南大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版，2006，37(1):176－182.LIU Feng-hua.Wind－proof effect of different kinds of wind －break walls on the security of trains［J］.Journal of Central South University:Science and Technology，2006，37(1):176 －182.

［13］姜翠香，梁習(xí)鋒.擋風(fēng)墻高度和設(shè)置位置對車輛氣動性能的影響［J］.中國鐵道科學(xué)，2006，27(2):66－70.JIANG Cui-xiang，LIANG Xi-feng.Effect of the vehicle aerodynamic performance caused by the height and position of wind － break wall［J］.China Railway Science，2006，27(2):66 －70.