單線路堤上擋風(fēng)墻高度研究

高廣軍，段麗麗

(中南大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院 軌道交通安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長沙，410075)

單線路堤上擋風(fēng)墻高度研究

高廣軍，段麗麗

(中南大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院 軌道交通安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長沙，410075)

采用數(shù)值模擬計(jì)算的方法，對(duì)單線路堤上不同高度單、雙側(cè)擋風(fēng)墻對(duì)列車氣動(dòng)性能的影響進(jìn)行研究。研究結(jié)果表明：安裝擋風(fēng)墻后，車輛的氣動(dòng)力系數(shù)遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于無擋風(fēng)墻時(shí)的氣動(dòng)力系數(shù)，車輛的迎風(fēng)面受到的壓力由大部分正壓轉(zhuǎn)變?yōu)榇蟛糠重?fù)壓，車輛頂部受到的負(fù)壓明顯減?。粨躏L(fēng)墻的不同高度對(duì)車輛的氣動(dòng)性能有明顯影響，擋風(fēng)墻高度較低時(shí)，橫向力系數(shù)為正值，隨擋風(fēng)墻高度的增加而減小，達(dá)到一定高度后，由正值變?yōu)樨?fù)值，而傾覆力矩系數(shù)則正好相反；對(duì)于單側(cè)擋風(fēng)墻，在擋風(fēng)墻高度為1.85 m時(shí)，車體的傾覆力矩系數(shù)為0，其合理高度應(yīng)為1.85 m；對(duì)于雙側(cè)擋風(fēng)墻，當(dāng)擋風(fēng)墻高度為2.00 m時(shí)，傾覆力矩系數(shù)為0，因此，擋風(fēng)墻合理高度為2.00 m。

擋風(fēng)墻；路堤；氣動(dòng)性能；數(shù)值模擬

在風(fēng)區(qū)地段，大風(fēng)受到路堤的阻滯，在路堤上會(huì)發(fā)生明顯增速效應(yīng)[1]，且路堤越高，增速效應(yīng)越明顯。根據(jù)對(duì)蘭新線上歷年來的事故調(diào)查分析，事故均發(fā)生在路堤地段[2]，事故車輛甚至包括1節(jié)50 t重棚車。為了預(yù)防事故的發(fā)生，文獻(xiàn)[3?4]采用車輛一線和二線上車輛的傾覆力矩系數(shù)之和為最小的方法研究了蘭新線上擋風(fēng)墻合理高度；文獻(xiàn)[5]介紹了蘭新線上土堤式、加筋土式、砼枕直插式和砼板式擋風(fēng)墻的防風(fēng)性能；文獻(xiàn)[6]采用風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值模擬計(jì)算的方法研究了南疆線(烏魯木齊—喀什)橋梁上透風(fēng)式擋風(fēng)墻的氣動(dòng)性能。實(shí)際上，蘭新線(蘭州—烏魯木齊)風(fēng)區(qū)位于戈壁灘地段，大風(fēng)經(jīng)常卷起地面的沙子，會(huì)擊碎車窗玻璃，為此，蘭新線擋風(fēng)墻的實(shí)際高度設(shè)定為3.0 m[7]，正好位于客車車窗玻璃上方。同時(shí)，蘭新線上的風(fēng)為季風(fēng)，風(fēng)向較為穩(wěn)定，因此，蘭新線修建的是單側(cè)擋風(fēng)墻。而實(shí)際上我國地域廣闊，氣象條件各異，如青藏線沿線年大風(fēng)日為 115～160 d，最大風(fēng)速達(dá) 20～28 m/s[8]，歷史上極端最大風(fēng)速在31 m/s 以上, 安多地區(qū)達(dá)38 m/s[9]。為了防止大風(fēng)引起的事故發(fā)生，許多國家都在大風(fēng)地區(qū)修建了擋風(fēng)墻[10?12]，但國外線路主要是針對(duì)客車，而非針對(duì)貨車。我國的線路多為客貨混跑線路，且棚車的臨界傾覆風(fēng)速較低，因此，對(duì)風(fēng)速較大而沙害較小的地區(qū)，可以針對(duì)棚車設(shè)計(jì)擋風(fēng)墻。在此，本文作者針對(duì)單線路堤上的單側(cè)和雙側(cè)擋風(fēng)墻的合理高度進(jìn)行研究。

1 計(jì)算模型與邊界條件

1.1 計(jì)算模型

由于棚車的臨界傾覆風(fēng)速最低，只有30 m/s[13]，因此，應(yīng)當(dāng)以棚車是否會(huì)傾覆為標(biāo)準(zhǔn)來設(shè)計(jì)擋風(fēng)墻。本文采用二維模型研究路堤上擋風(fēng)墻高度對(duì)氣動(dòng)力系數(shù)的影響。若取車體的寬度l=2.8 m，橫風(fēng)風(fēng)速采用標(biāo)準(zhǔn)風(fēng)速u10(即參考高度Z10=10 m處的風(fēng)速)[14]，u10=35 m/s，空氣在 20 ℃時(shí)的運(yùn)動(dòng)黏度ν=15.08×10?6m2/s，則雷諾數(shù)Re=u10l/ν=6.50×10?6，列車周圍的流場呈湍流狀態(tài)。湍流模型采用κ?ε雙方程，控制方程組見文獻(xiàn)[15]。

本文研究了車體在不同高度擋風(fēng)墻下的橫向力系數(shù)、升力系數(shù)和傾覆力矩系數(shù)，其系數(shù)表示為：

其中：CS為氣動(dòng)橫向力系數(shù)；CL為氣動(dòng)升力系數(shù)；CM為傾覆力矩系數(shù)；FS為氣動(dòng)橫向力；FL為氣動(dòng)升力；FM為傾覆力矩，原點(diǎn)位于軌道中心線處；ρ為空氣密度，ρ=1.225 kg/m3；A為車輛單位長度側(cè)向投影面積，A=4.063 m2；H為擋風(fēng)墻參考高度，H=1.0 m。

1.2 計(jì)算區(qū)域及邊界條件

車體底面距軌面的距離為1.3 m。為便于設(shè)定入口以及出口邊界條件，計(jì)算區(qū)域上游入口處和下游出口處都盡量遠(yuǎn)離車體，避免受來流或尾流的影響，計(jì)算區(qū)設(shè)定為150 m×100 m(長×高)，見圖1，車體距入口 50 m。入口采用標(biāo)準(zhǔn)風(fēng)速，即u=(Z/Z10)αu10(式中：u為高度Z處的風(fēng)速；u10=35 m/s；α為速度型指數(shù)，選取B型地面類型(田野、鄉(xiāng)村、叢林、丘陵以及房屋比較稀疏的鄉(xiāng)鎮(zhèn)和城市郊區(qū))，則α=0.16[14])。出口設(shè)為壓力出口，靜壓為0 Pa；車體、地面以及計(jì)算區(qū)域上邊界均設(shè)為無滑移的光滑壁面邊界條件。采用三角形單元進(jìn)行離散，考慮到車體表面的黏滯氣流，在車體表面加了附面層，同時(shí)，對(duì)車體表面進(jìn)行加密處理，以增加計(jì)算的準(zhǔn)確度。車體表面附近網(wǎng)格示意圖見圖2。

圖1 計(jì)算區(qū)域Fig.1 Calculation region

圖2 車體表面附近網(wǎng)格Fig.2 Mesh near train surface

2 計(jì)算工況

在既有線路下研究擋風(fēng)墻的設(shè)置。既有線路堤頂面最大寬度為7.1 m。為了避免擋風(fēng)墻侵入車輛限界，擋風(fēng)墻設(shè)置在距軌道中心3.2 m處。擋風(fēng)墻的形式包括土堤式、加筋土式、砼枕直插式和砼板式擋風(fēng)墻。其中，砼枕直插式為卸風(fēng)式擋風(fēng)墻，在大風(fēng)情況下，該擋風(fēng)墻背后有可能集沙，為此，烏魯木齊局對(duì)砼枕直插式擋風(fēng)墻進(jìn)行了改造，對(duì)縫隙進(jìn)行了填充。本文僅以擋風(fēng)式擋風(fēng)墻為基礎(chǔ)來研究擋風(fēng)墻的優(yōu)化。對(duì)于風(fēng)向變化不大的地方可以采用單側(cè)擋風(fēng)墻，而對(duì)于風(fēng)向變化較大的地方可以設(shè)置雙側(cè)擋風(fēng)墻。文中單側(cè)擋風(fēng)墻高度H分別選取1.5，1.9，2.1和2.3 m，雙側(cè)擋風(fēng)墻高度H分別選取1.9，2.1，2.3，2.5和2.7 m。路堤上單側(cè)、雙側(cè)擋風(fēng)墻模型及坐標(biāo)定義分別見圖3和圖 4。為了對(duì)比擋風(fēng)墻的擋風(fēng)效果，同時(shí)計(jì)算了沒有擋風(fēng)墻時(shí)的氣動(dòng)力系數(shù)。

圖3 路堤上單側(cè)擋風(fēng)墻設(shè)置及坐標(biāo)定義Fig.3 Single-sided wind barrier on embankment and its coordinate definition

圖4 路堤上雙側(cè)擋風(fēng)墻設(shè)置及坐標(biāo)定義Fig.4 Double-sided wind barrier on embankment and its coordinate definition

3 計(jì)算結(jié)果

3.1 氣動(dòng)力系數(shù)計(jì)算結(jié)果

根據(jù)式(1)計(jì)算車輛的氣動(dòng)力系數(shù)。在無擋風(fēng)墻時(shí)，氣動(dòng)橫向力系數(shù)CS為2.13，升力系數(shù)CL為1.76，傾覆力矩系數(shù)CM為?5.03。單側(cè)擋風(fēng)墻時(shí)車輛的氣動(dòng)力系數(shù)與擋風(fēng)墻高度關(guān)系見圖 5，雙側(cè)擋風(fēng)墻時(shí)車輛的氣動(dòng)力系數(shù)與擋風(fēng)墻高度關(guān)系見圖6。

圖5 單側(cè)擋風(fēng)墻時(shí)氣動(dòng)力系數(shù)與擋風(fēng)墻高度的關(guān)系Fig.5 Relationship between train aerodynamic coefficients and height of single-sided wind barrier

圖6 雙側(cè)擋風(fēng)墻時(shí)氣動(dòng)力系數(shù)與擋風(fēng)墻高度的關(guān)系Fig.6 Relationship between train aerodynamic coefficients and height of double-sided wind barrier

從圖5可以看出：當(dāng)采用單側(cè)擋風(fēng)墻時(shí)，隨著擋風(fēng)墻高度的增加，氣動(dòng)橫向力系數(shù)迅速降低；當(dāng)擋風(fēng)墻的高度約為1.65 m時(shí)，車體的橫向力系數(shù)變?yōu)?，之后方向發(fā)生改變，其值又迅速增加；升力系數(shù)隨擋風(fēng)墻高度的變化不敏感；在擋風(fēng)墻高度為1.50 m時(shí)，車輛的傾覆力矩系數(shù)為負(fù)值(向擋風(fēng)墻傾覆)；隨著擋風(fēng)墻高度的增加，傾覆力矩系數(shù)單調(diào)增加，在高度為1.85 m，傾覆力矩系數(shù)變?yōu)?，之后變?yōu)檎?背離擋風(fēng)墻傾覆)。由于車體的傾覆主要是由傾覆力矩引起，因此，當(dāng)采用單側(cè)擋風(fēng)墻時(shí)，擋風(fēng)墻的合理高度為 1.85 m。從圖 6可以看出：當(dāng)采用雙側(cè)擋風(fēng)墻時(shí)，橫向力系數(shù)隨著擋風(fēng)墻高度的增加迅速降低，在高度為1.80 m時(shí)橫向力系數(shù)幾乎為0，之后方向發(fā)生改變并迅速增加；升力系數(shù)隨擋風(fēng)墻高度的變化不明顯；傾覆力矩系數(shù)隨擋風(fēng)墻高度的增加迅速降低，當(dāng)擋風(fēng)墻高度為2.00 m時(shí)，傾覆力矩系數(shù)幾乎為0。因此，當(dāng)采用雙側(cè)擋風(fēng)墻時(shí)，合理高度為2.00 m。

從圖5和圖6可以看出：與無擋風(fēng)墻相比，安裝合適高度的擋風(fēng)墻后，車輛的氣動(dòng)橫向力系數(shù)和傾覆力矩系數(shù)幾乎都可以降低到 0?？梢姡簱躏L(fēng)墻具有優(yōu)越的防風(fēng)性能；當(dāng)擋風(fēng)墻高度較低時(shí)，在同樣高度擋風(fēng)墻的情況下，單側(cè)擋風(fēng)墻時(shí)車輛的橫向力系數(shù)和傾覆力矩系數(shù)均比雙側(cè)擋風(fēng)墻時(shí)的低，同時(shí)，安裝雙側(cè)擋風(fēng)墻后車輛的升力系數(shù)明顯減小，這說明背風(fēng)側(cè)擋風(fēng)墻對(duì)車輛周圍的流場結(jié)構(gòu)影響較大。

3.2 車體表面壓力分布

由于車輛受到的氣動(dòng)力和力矩均是由車輛表面的分布?jí)毫?jīng)積分合成得到的，因此，車體表面壓力分布不同是造成氣動(dòng)力變化的主要原因。為了對(duì)比分析，本文僅給出了當(dāng)單側(cè)和雙側(cè)擋風(fēng)墻高度H＝1.90 m和沒有擋風(fēng)墻時(shí)車體的周圍流場和車體表面的壓力分布，周圍流場分布見圖 7～9，車體表面壓力分布見圖10～12。

圖8 單側(cè)擋風(fēng)墻時(shí)流場結(jié)構(gòu)Fig.8 Fluent structure with single-sided wind barrier

圖9 雙側(cè)擋風(fēng)墻時(shí)流場結(jié)構(gòu)Fig.9 Fluent structure with double-sided wind barrier

圖10 無擋風(fēng)墻時(shí)壓力分布Fig.10 Pressure distribution without wind barrier

圖11 單側(cè)擋風(fēng)墻時(shí)壓力分布Fig.11 Pressure distribution with single-sided wind barrier

圖12 雙側(cè)擋風(fēng)墻時(shí)壓力分布Fig.12 Pressure distribution with double-sided wind barrier

從圖7可以看出：沒有擋風(fēng)墻時(shí)，在車體的迎風(fēng)面基本為正壓，在車體的背風(fēng)面有1個(gè)較大的漩渦，車體頂部和底部空氣流速加快，在車體的頂部還形成1個(gè)漩渦。從圖8可以看出：在迎風(fēng)側(cè)安裝擋風(fēng)墻后，在擋風(fēng)墻后產(chǎn)生較強(qiáng)的漩渦，形成負(fù)壓區(qū)；在背風(fēng)面產(chǎn)生了2個(gè)漩渦，也產(chǎn)生負(fù)壓區(qū)；此外，由于受到擋風(fēng)墻的阻滯，車體頂部的漩渦要比無擋風(fēng)墻時(shí)的漩渦小。從圖9可以看出：在兩側(cè)裝擋風(fēng)墻后，車體迎風(fēng)面、車頂和車底處的流場與單側(cè)擋風(fēng)墻時(shí)的流場基本一致；但在背風(fēng)側(cè)，底部的空氣受到下游擋風(fēng)墻的影響，氣流流向上方并產(chǎn)生了1個(gè)較弱的漩渦，車體底部上升的氣流和頂部的氣流最終在下游擋風(fēng)墻的外側(cè)形成1個(gè)較強(qiáng)的漩渦，因此，安裝擋風(fēng)墻后車體周圍的流場發(fā)生了明顯的改變。

從圖10可看出：在無擋風(fēng)墻時(shí)，車體的迎風(fēng)面是正壓力，但壓力較??；背風(fēng)面承受的是負(fù)壓且壓力較大，因此，車體受到的橫向力主要是由迎風(fēng)面的正壓力和背風(fēng)面的負(fù)壓產(chǎn)生的；此外，車體的頂部迎風(fēng)側(cè)有較大的負(fù)壓，而底部也是負(fù)壓但壓力較小，因此，車體受到較大的正升力的作用。從圖11可以看出：安裝單側(cè)擋風(fēng)墻后，雖然擋風(fēng)墻以上小部分為正壓區(qū)，但車體的迎風(fēng)面擋風(fēng)墻高度以下變?yōu)檩^強(qiáng)的負(fù)壓區(qū)，因此，車體受到的橫向力相對(duì)于無擋風(fēng)墻時(shí)明顯減??；同時(shí)，在安裝擋風(fēng)墻后，車輛頂部的負(fù)壓降低，而車輛底部的負(fù)壓升高，車輛受到的升力減小。從圖12可以看出：安裝雙側(cè)擋風(fēng)墻后，由于受背風(fēng)側(cè)擋風(fēng)墻的影響，車輛迎風(fēng)側(cè)擋風(fēng)墻高度以下車體表面的負(fù)壓降低，而背風(fēng)側(cè)受擋風(fēng)墻的影響負(fù)壓升高，因此，車輛受到的橫向力與單側(cè)擋風(fēng)墻相比增大，同時(shí)，車輛底部的高負(fù)壓區(qū)的面積增大，車輛受到的總升力降低。

4 結(jié)論

(1) 安裝擋風(fēng)墻后，車輛的氣動(dòng)力系數(shù)遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于無擋風(fēng)墻時(shí)的氣動(dòng)力系數(shù)。

(2) 安裝擋風(fēng)墻后，車輛的迎風(fēng)面受到的壓力由大部分正壓轉(zhuǎn)變?yōu)榇蟛糠重?fù)壓，車輛頂部受到的負(fù)壓明顯減小。

(3) 當(dāng)安裝擋風(fēng)墻后車輛受到的橫向力系數(shù)有明顯改變，擋風(fēng)墻高度較低時(shí)橫向力系數(shù)為正值，其值隨擋風(fēng)墻高度的增加而減小，達(dá)到一定高度后由正值變?yōu)樨?fù)值。

(4) 在風(fēng)速一定時(shí)，對(duì)于同樣高度的單側(cè)擋風(fēng)墻和雙側(cè)擋風(fēng)墻，其迎風(fēng)面、車頂和車底的壓力分布基本相同，但對(duì)于雙側(cè)擋風(fēng)墻由于受背風(fēng)側(cè)擋風(fēng)墻的影響，車體迎風(fēng)面及背風(fēng)面負(fù)壓力明顯小于單側(cè)擋風(fēng)墻時(shí)車體表面壓力，因此，車體的橫向力系數(shù)和傾覆力矩系數(shù)增大；同時(shí)，車體頂部底部的負(fù)壓升高，車輛的氣動(dòng)升力系數(shù)減小。

(5) 對(duì)于單側(cè)擋風(fēng)墻，其合理高度為1.85 m；對(duì)于雙側(cè)擋風(fēng)墻，其合理高度為2.00 m。

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(編輯 陳燦華)

Height of wind barrier on embankment of single railway line

GAO Guang-jun, DUAN Li-li

(Key Laboratory of Traffic Safety on Track of Ministry of Education, School of Traffic & Transportation Engineering,Central South University, Changsha 410075, China)

The effect of different heights of wind barrier on double-side or single side of embankment to train aerodynamics performance was researched by numerical simulation. The results show that when wind barrier is installed,train aerodynamic coefficients are much less than those without wind barrier and that the pressure on windward surface of train changes from positive to negative, and negative pressure on roof of train decreases obviously. Different heights of wind barrier have great effect on train aerodynamic performance, the side force coefficient of train is positive when wind barrier is lower and its value decreases with the increase of height of wind barrier and it changes to negative when the height reaches certain height, while it is directly opposite to the overturning moment coefficient of train. To the single wind barrier, when its height is 1.85 m, train’s overturning moment coefficient is almost equal to 0, so its reasonable height should be 1.85 m, while to the double-side wind barrier, when its height is 2.0 m, train’s overturning moment coefficient is almost equal to 0, so its reasonable height should be 1.85 m.

wind barrier; embankment; aerodynamic performance; numerical simulation

U270.1

A

1672?7207(2011)01?0254?06

2009?10?12；

2010?01?15

國家支撐計(jì)劃項(xiàng)目(2006BAC07B03)

高廣軍(1973?)，男，河南安陽人，副教授，從事列車空氣動(dòng)力學(xué)研究；電話：0731-82655294；E-mail: gjgao@mail.csu.edu.cn