張潔，劉堂紅

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

受地形和西伯利亞冷空氣影響，新疆鐵路沿線形成了嚴(yán)重的風(fēng)災(zāi)，自通車以來，屢次發(fā)生列車行車安全事故[1]。為保障列車安全行駛，目前國內(nèi)外普遍采用的措施有：(1) 優(yōu)化列車外形[2-4]，設(shè)計出符合橫風(fēng)環(huán)境下的車體截面以及頭部形狀；(2) 實行列車的運行管制，建立完善的強(qiáng)風(fēng)預(yù)警系統(tǒng)[5-6]；(3) 修建有效的防風(fēng)設(shè)施[1,7-8]。措施(1)不適用于現(xiàn)有線路列車，并且研發(fā)新型列車需要消耗大量的人力物力，且研發(fā)周期長，因此可作為長遠(yuǎn)發(fā)展目標(biāo)；措施(2)能夠?qū)崿F(xiàn)列車在大風(fēng)環(huán)境下的安全運行，但需要十分精確的風(fēng)速預(yù)報系統(tǒng)，從而限制了列車運行速度，影響鐵路區(qū)域經(jīng)濟(jì)的發(fā)展；措施(3)，則可直接應(yīng)用于現(xiàn)有鐵路、列車，保障列車正常運行，提供持續(xù)運輸服務(wù)，同時實踐證明擋風(fēng)墻是最簡單最有效的防風(fēng)措施[1,7-11]。到現(xiàn)在為止，作為新疆主要運輸鐵路的蘭新鐵路(蘭州—烏魯木齊)沿線已建立的擋風(fēng)墻類型主要有：加筋對拉式、砼枕直插式、土堤式、砼板式以及橋式等5 種[1]。一些學(xué)者就擋風(fēng)墻后列車的氣動性能進(jìn)行了研究。Wang[12]研究列車在路塹與擋風(fēng)墻過渡處的氣動性能，得到過渡處列車氣動性能最差，并對其進(jìn)行了優(yōu)化。劉鳳華[8]研究不同類型擋風(fēng)墻對列車運行安全防護(hù)的效果。高廣軍等[10]研究了單線路堤上不同高度單雙側(cè)擋風(fēng)墻后棚車的氣動力系數(shù)，以傾覆力矩為0 作為判斷依據(jù)，得到了擋風(fēng)墻的合理高度。這些研究大都以直立式擋風(fēng)墻為例進(jìn)行分析、優(yōu)化，對蘭新鐵路特有的土堤式擋風(fēng)墻研究較少[11]，同時這些研究也進(jìn)一步表明土堤式擋風(fēng)墻下車輛傾覆力矩遠(yuǎn)大于其他類型擋風(fēng)墻，防風(fēng)效果最差。并且由于土堤式擋風(fēng)墻迎風(fēng)側(cè)現(xiàn)有坡角較小，容易導(dǎo)致沙石堆積在擋風(fēng)墻迎風(fēng)側(cè)以及鐵路線上，造成積沙，進(jìn)一步降低土堤式擋風(fēng)墻的防風(fēng)性能[13]。因此，本文作者針對現(xiàn)有土堤式擋風(fēng)墻進(jìn)行優(yōu)化，從而提高土堤式擋風(fēng)墻氣動性能、保證列車在土堤式擋風(fēng)墻下的正常運行是十分有必要的。

1 設(shè)計思路

圖1(a)和1(b)所示分別為蘭新鐵路現(xiàn)有的土堤式擋風(fēng)墻和直立式擋風(fēng)墻(加筋對拉式、砼枕直插式、砼板式)的防風(fēng)效果示意圖。

圖1 擋風(fēng)墻防風(fēng)效果示意圖Fig.1 Schematic view of windbreak effect of windbreak wall

從圖1(a)可見：來流受土堤式擋風(fēng)墻迎風(fēng)側(cè)斜坡的影響，使得氣流沿著斜坡一直到達(dá)擋風(fēng)墻頂部，隨后繞過擋風(fēng)墻，作用在車體上，由于車體的阻擋，氣流發(fā)生分離現(xiàn)象，部分氣流向上攀爬，繞過車體，部分氣流向下擠壓，從車底部流過。同時由于氣流的運動，導(dǎo)致在擋風(fēng)墻與車體之間的空間、車體后形成了抽空區(qū)域，產(chǎn)生了漩渦，最終使得整個車體受到較大的橫向力。而從圖1(b)可見：來流直接受到擋風(fēng)墻的阻擋，大部分氣流被迫向上流動，使得氣流與水平面之間形成了一個夾角(定義為氣流揚(yáng)起角)，從而氣流不再作用于車體上，并且在擋風(fēng)墻、車體后以及車體下面形成了漩渦，因此，起到了良好的防風(fēng)效果；另一小部分氣流則向下流向地面，由于其動能比同一平面的來流大，因此可反向流動，動能逐漸損失，最后隨來流流回?fù)躏L(fēng)墻，如此反復(fù)，在擋風(fēng)墻迎風(fēng)面與地面之間形成了一個駐渦區(qū)。

根據(jù)以上分析，可知擋風(fēng)墻迎風(fēng)側(cè)為直立形式時，其防風(fēng)效果較優(yōu)，但若直接將現(xiàn)有土堤式擋風(fēng)墻迎風(fēng)側(cè)完全修改為直立面，其工程量較大，因此本文提出1 種全新的階梯式設(shè)計方案，以改善土堤式擋風(fēng)墻氣動性能，并且保證了擋風(fēng)墻迎風(fēng)側(cè)的美觀性，同時通過研究表明土堤式擋風(fēng)墻背風(fēng)側(cè)結(jié)構(gòu)形式對列車氣動性能影響較小[11]，故擋風(fēng)墻橫截面優(yōu)化設(shè)計如圖2 所示。多階梯的垂直高度在很大程度上可阻攔攀爬過原土堤式擋風(fēng)墻的迎風(fēng)面的沙石，減少鐵路線上的積沙，提高列車的安全運行穩(wěn)定性。

圖2 階梯式設(shè)計方案截面圖Fig.2 Cross-sections of multistep design project

由圖2 可知：方案中擋風(fēng)墻高為3 m，擋風(fēng)墻背風(fēng)側(cè)最低點距軌道中心線為3.95 m，階梯的垂直高度h 分別取0 m(原擋風(fēng)墻，坡度比與背風(fēng)側(cè)相同，為1：1.5)、0.5 m (6 階梯)、0.6 m (5 階梯)、0.75 m (4 階梯)、1.0 m (3 階梯)和1.5 m (2 階梯)。

2 數(shù)值計算理論基礎(chǔ)

本文中列車車速與橫風(fēng)風(fēng)速的合成速度小于65 m/s，其馬赫數(shù)小于0.3，因此，按不可壓縮流動問題進(jìn)行處理。計算時，在設(shè)置有擋風(fēng)墻地段，受土堤式擋風(fēng)墻的影響，單層客車臨界傾覆風(fēng)速為42 m/s，按照蒲福風(fēng)力等級選取風(fēng)速u=41.4 m/s，風(fēng)向角為90°；單層客車寬度l=3.105 m，在標(biāo)準(zhǔn)大氣壓下，溫度為20°時空氣的運動黏度 ν=1.5×10-5m2/s，雷諾數(shù)Re=ul/ν=8.57×106，遠(yuǎn)大于臨界雷諾數(shù)，列車處在湍流流場，因此，采用k-ε 雙方程湍流模型[14]描述擋風(fēng)墻后列車周圍流場。采用流體數(shù)值計算軟件FLUENT進(jìn)行流場分析。

3 數(shù)值計算模型

單層客車是蘭新鐵路主要的客運車輛，因此，本文選用單層客車作為土堤式擋風(fēng)墻迎風(fēng)側(cè)階梯式設(shè)計的車型。采用四車編組的方式，即機(jī)車+3 節(jié)客車，同時簡化車體表面結(jié)構(gòu)，僅保留列車整體外形和轉(zhuǎn)向架結(jié)構(gòu)，如圖3 所示。

圖3 客車模型Fig.3 Passenger car model

計算區(qū)域如圖4 所示。主要考慮入口邊界、出口邊界，兩者都應(yīng)遠(yuǎn)離列車，避免受到列車?yán)@流和尾流的影響。同時在橫風(fēng)環(huán)境下，還需考慮橫向流場的充分發(fā)展，因此本次數(shù)值計算區(qū)域選取長×寬×高為500 m×400 m×100 m。整個計算流場采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格進(jìn)行離散，為提高數(shù)值計算精確度和可靠性，對車體表面、擋風(fēng)墻及其附近網(wǎng)格進(jìn)行加密處理，總網(wǎng)格數(shù)約為310 萬，車體物面網(wǎng)格見圖5。

圖4 計算區(qū)域Fig.4 Calculation zone

圖5 車體物面網(wǎng)格Fig.5 Mesh of car surface

車體表面定義無滑移邊界條件，邊界面ABFE 給定橫風(fēng)速度，AEHD 給定列車運行速度；對應(yīng)的邊界面CDHG 和BFGC 均設(shè)為壓力出口邊界；底面(道床、地面、擋風(fēng)墻等)定義為與車速相反的滑移邊界；域頂面設(shè)置為對稱邊界。

4 數(shù)值模擬計算結(jié)果與分析

4.1 數(shù)值計算與實車試驗結(jié)果對比

2009 年3—6 月份烏魯木齊鐵路局組織中南大學(xué)、中國鐵道科學(xué)研究院等單位在蘭新線“百里風(fēng)區(qū)”進(jìn)行大風(fēng)環(huán)境下列車空氣動力學(xué)綜合試驗[1]。為驗證本文所采用計算方法的正確性，模擬現(xiàn)場試驗的風(fēng)速(26.8 m/s)、擋風(fēng)墻類型(平地土堤式擋風(fēng)墻)以及客車型號(25 型)，以及編組方式，將其中1 節(jié)客車的數(shù)值計算結(jié)果和試驗數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，如表1 所示。從表1 可見：除了升力Fl兩者相差較大外(10%)，橫向力Fs和傾覆力矩M 的相對誤差均在6%之內(nèi)。兩者吻合較好，說明本文采用三維湍流模型是合理的。

表1 數(shù)值計算與實車試驗結(jié)果對比Table 1 Result comparison of numerical computation and full-scale test

4.2 氣動力計算結(jié)果分析

根據(jù)文獻(xiàn)[1，11]，可知列車靜止時車輛所受到的傾覆力矩最小，因此本文主要考慮列車運行時的氣動性能，圖6 所示為車速120 km/h 時列車在不同階梯高度所受到氣動力。為了更好地分析階梯式設(shè)計對列車氣動性能的影響，選擇中間客車(單客2)進(jìn)行詳細(xì)的分析，見表2。

圖6 氣動力隨階梯垂直高度變化擬合曲線Fig.6 Fitted curves of aerodynamic forces with step vertical height

通過分析圖6 可知：無論列車處在迎風(fēng)線還是背風(fēng)線，列車均受到正的橫向力、升力和傾覆力矩；機(jī)車受到的橫向力和傾覆力矩最大，其次是單客1，單客2，單客3；單客1 受到的升力最大，單客3 最小，單客2 與機(jī)車接近；當(dāng)采用階梯式設(shè)計后，列車氣動力明顯減小，表明本文研究具有重要意義；隨著階梯高度增加，氣動力降幅較小。

通過對表2 的數(shù)據(jù)分析可以看出：當(dāng)采用階梯式設(shè)計時，客車所受到的橫向力、升力和傾覆力矩明顯減??；階梯垂直高度由0 m 變?yōu)?.50 m 時，迎風(fēng)線中，橫向力、升力、傾覆力矩分別減少了76.7%，37.3%和59.7%，背風(fēng)線中，則分別減少了63.8%，40.2%和53.9%；橫向力和傾覆力矩減少百分比較為接近，進(jìn)一步表明橫向力是車輛產(chǎn)生傾覆力矩的主要因素；隨著階梯垂直高度的增加，中間客車所受到的橫向力、升力和傾覆力矩減少變緩；對比階梯垂直高度0 m (原擋風(fēng)墻)和1.5 m(2 階梯)，迎風(fēng)線情況下，橫向力、升力、傾覆力矩分別減少了88.7%，56.4%和74.5%，背風(fēng)線則分別減少了86.4%，58.3%和75.6%；對其曲線進(jìn)行擬合，得到中間客車所受到的氣動力(橫向力、升力和傾覆力矩)與階梯垂直高度呈三次多項式關(guān)系，相關(guān)系數(shù)達(dá)到0.99 以上，由此建立如下關(guān)系式：

表2 不同階梯垂直高度下中間客車氣動力計算結(jié)果Table 2 Calculation results of aerodynamic forces under different step vertical heights

Fij(Mi)=ah3+bh2+ch+d，i=1,2(迎風(fēng)線、背風(fēng)線)、j=s, l(橫向力、升力)，具體的系數(shù)a，b，c 和d 見表3。

圖7 所示為列車車速為80，120 和160 km/h 時，中間客車橫向力、傾覆力矩隨階梯高度增加的擬合曲線。

由圖7 可知：不同車速下，中間客車橫向力、傾覆力矩隨階梯高度的變化曲線基本相同；原擋風(fēng)墻下(h 為0 m)，客車受到較大橫向力和背離擋風(fēng)墻傾覆的力矩，當(dāng)采用階梯式設(shè)計時，客車橫向力、傾覆力矩值迅速減少，隨著階梯高度增加，橫向力、傾覆力矩變化較小，說明橫向力對車體傾覆力矩具有直接影響；在迎風(fēng)線時，橫向力、傾覆力矩在階梯高度0.75～1.00 m 之間變化平緩，背風(fēng)線時，則在0.60～0.75 m，同時考慮其外觀美觀性，可選取0.75 m(4 階梯)進(jìn)行擋風(fēng)墻迎風(fēng)側(cè)的設(shè)計。

4.3 壓力分布

圖8 所示為客車車速為120 km/h 時，不同階梯高度下，迎風(fēng)線列車以及中間客車的壓力分布。

從圖8 可以得到：原擋風(fēng)墻下，由于防風(fēng)效果較差，氣流作用在車體迎風(fēng)側(cè)，使得在車體迎風(fēng)面產(chǎn)生了大面積正壓；車體頂部受到加速氣流的影響，則形成了強(qiáng)負(fù)壓區(qū)，背風(fēng)側(cè)以及底部則為較小負(fù)壓；而當(dāng)原擋風(fēng)墻采用階梯式設(shè)計后，擋風(fēng)墻迎風(fēng)側(cè)直立式結(jié)構(gòu)抬高了氣流的揚(yáng)起角，從而減少了作用在車體上的氣流，此時車體迎風(fēng)面正壓區(qū)域大幅度減小，僅在高出擋風(fēng)墻處有部分正壓，頂部負(fù)壓極值也隨之減?。浑S著階梯高度的增加，車體表面的強(qiáng)正壓區(qū)和強(qiáng)負(fù)壓區(qū)均在減小，整個車體基本處于一個負(fù)壓環(huán)境中；在大風(fēng)環(huán)境下，行駛列車所受到的橫向力(升力)主要取決于其迎風(fēng)側(cè)與背風(fēng)側(cè)的壓差(車體底部與頂部的壓差)。因此，根據(jù)圖8 可知原擋風(fēng)墻下的列車受到的橫向力遠(yuǎn)大于階梯式設(shè)計后的橫向力，其升力則較大于階梯式設(shè)計后的升力，且為正升力；而機(jī)車相對客車來說，整體高度較高，車體表面形成的正壓面積較大，故機(jī)車所受到的橫向力最大；客車1 頂部氣流由于受到機(jī)車高度的影響，導(dǎo)致負(fù)壓加劇，故其升力最大。

表3 不同階梯垂直高度下中間客車氣動力擬合系數(shù)Table 3 Fitting coefficients of aerodynamic forces under different heights

圖7 氣動力隨階梯垂直高度變化擬合曲線Fig.7 Fitted curves of aerodynamic forces with step vertical height

圖8 壓力分布Fig.8 Pressure distribution

圖9 所示為車速為120 km/h 時，原擋風(fēng)墻和4 階梯方案中的中間車車體橫剖面的流線圖。由圖9 可知：原擋風(fēng)墻下，氣流沿?fù)躏L(fēng)墻迎風(fēng)側(cè)斜坡上行，繞過擋風(fēng)墻頂部，然后直接吹向車體，作用于車體后，氣流受到車體阻擋，迫使分為2 部分，一部分攀爬至車頂，另一部分則從車體底部流過；由于擋風(fēng)墻和車體的阻礙，氣流向上抬起，造成在擋風(fēng)墻和車體背風(fēng)側(cè)分別產(chǎn)生了1 個較大的漩渦；而當(dāng)擋風(fēng)墻迎風(fēng)側(cè)采用階梯式設(shè)計時，直立面抬高了氣流揚(yáng)起角，使得氣流大部分越過車體，從而促使了在擋風(fēng)墻和車體背風(fēng)側(cè)分別產(chǎn)生了1 個較大的漩渦，并且漩渦的范圍比原擋風(fēng)墻下的大，同時在車體的底部也形成了1 個漩渦。

圖9 列車和擋風(fēng)墻周圍流線圖Fig.9 Streamlines around train and windbreak wall

5 結(jié)論

(1) 采用階梯式設(shè)計后，列車氣動力明顯減少；同一階梯高度下，機(jī)車受到的橫向力和傾覆力矩最大，其次是單客1，單客2，單客3；單客1 受到的升力最大，單客3 最小，單客2 與機(jī)車接近。

(2) 擋風(fēng)墻迎風(fēng)側(cè)階梯垂直高度由0 m 變?yōu)?.5 m 時，中間客車的橫向力、升力和傾覆力矩分別最大減少了76.7%，40.2%和59.7%；隨著階梯垂直高度增加，客車所受到的橫向力、升力和傾覆力矩減少變緩；客車所受到的橫向力、升力和傾覆力矩與階梯垂直高度呈三次多項式關(guān)系，相關(guān)系數(shù)達(dá)到0.99 以上。

(3) 不同車速下，車體橫向力、傾覆力矩隨階梯高度的變化曲線基本相同，且在階梯高度0.60～1.00 m之間變化平緩，故可采用階梯高度0.75 m(4 階梯)進(jìn)行擋風(fēng)墻迎風(fēng)側(cè)的設(shè)計。

(4) 原擋風(fēng)墻下，車體迎風(fēng)側(cè)和頂部分別為較強(qiáng)的正壓、負(fù)壓區(qū)，背風(fēng)側(cè)以及底部則為較小負(fù)壓，而采用階梯式設(shè)計后，整個車體基本處于一個較小的負(fù)壓環(huán)境中，車體受力情況明顯好于原擋風(fēng)墻下的。

(5) 土堤式擋風(fēng)墻階梯式設(shè)計能夠很好地提升其防風(fēng)效果，保證列車安全運行。本文只針對現(xiàn)有土堤式擋風(fēng)墻進(jìn)行了方案優(yōu)化，具體的經(jīng)濟(jì)性分析與評價還需要結(jié)合施工設(shè)計部門對文中3 種擋風(fēng)墻的施工方案進(jìn)行比較。

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