蘭新鐵路現(xiàn)有土堤式擋風(fēng)墻局部加高優(yōu)化*

劉 珍，張 健，楊明智，吳雪峰

(1.軌道交通安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(中南大學(xué))，湖南 長沙 410075;2.中南大學(xué)交通運(yùn)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(dòng)性能惡化，嚴(yán)重時(shí)將導(dǎo)致列車傾覆，大風(fēng)對鐵路列車運(yùn)行安全及運(yùn)輸暢通構(gòu)成了嚴(yán)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(shí)踐證明擋風(fēng)墻是一項(xiàng)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(hù)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(hù)效果亟需改善，拆除及修建其他形式擋風(fēng)墻耗費(fèi)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(jìn)行頂部局部加高優(yōu)化，以改善其防護(hù)效果，保障列車運(yùn)行安全。在強(qiáng)橫風(fēng)作用下，如果加高高度不夠，則起不到加強(qiáng)防護(hù)的作用，加高過高則會(huì)使列車有向擋風(fēng)墻一側(cè)傾覆的趨勢，導(dǎo)致防護(hù)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(hù)效果至關(guān)重要。

1 計(jì)算模型

現(xiàn)有蘭新鐵路上運(yùn)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(dòng)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(dòng)性能的影響，列車模型采用東風(fēng)11型機(jī)車+3節(jié)棚車編組，并取第二節(jié)棚車的氣動(dòng)力進(jìn)行討論，棚車計(jì)算模型如圖1所示。

圖1 棚車計(jì)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(shí)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(shí)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(jì)算區(qū)域

數(shù)值計(jì)算流場區(qū)域的選取理論上應(yīng)該無窮大以達(dá)到真實(shí)模擬。然而，區(qū)域大使得計(jì)算網(wǎng)格過大從而導(dǎo)致計(jì)算時(shí)間過長。因此，應(yīng)該選取合適的計(jì)算區(qū)域。研究表明，列車前方尺寸對計(jì)算結(jié)果的影響較小，而列車后方尺寸對計(jì)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(jì)算區(qū)域下游邊界盡可能遠(yuǎn)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(jì)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(jì)算區(qū)域如圖4所示。

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

3 邊界條件和計(jì)算網(wǎng)格

計(jì)算流場邊界條件設(shè)置如下:

計(jì)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(xì)，采用密網(wǎng)格，遠(yuǎn)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(jì)算量并加快收斂速度。計(jì)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(jì)算置于一線和二線上的棚車在強(qiáng)橫風(fēng)作用下所受氣動(dòng)力。蘭新鐵路上貨車的最高運(yùn)行速度為120 km/h，計(jì)算中采用該速度為計(jì)算車速，計(jì)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(yùn)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(fù)壓，車體受較大側(cè)向力;在其頂部進(jìn)行局部加高，列車迎風(fēng)側(cè)正壓顯著減小，且車頂部負(fù)壓區(qū)域減小，背風(fēng)側(cè)所受負(fù)壓值也有所減小;加高至0.3 m時(shí)，迎風(fēng)側(cè)正壓變?yōu)樨?fù)壓，且迎風(fēng)側(cè)與背風(fēng)側(cè)負(fù)壓相抵，使得列車傾覆力矩減小，氣動(dòng)性能有所改善。

圖7 列車位于一線時(shí)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(shí)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(shí)流場流線分布圖Fig.9 Streamline while in first－ line

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

可見:強(qiáng)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(yùn)行的棚車迎風(fēng)側(cè)和背風(fēng)側(cè)各有一個(gè)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(yùn)行，來流形成的渦分離點(diǎn)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(yuǎn);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(biāo)［8－11］，故本文將其作為決定性的考核指標(biāo)。傾覆力矩的正負(fù)與坐標(biāo)方向有關(guān)，本文中傾覆力矩的正號(hào)表示遠(yuǎn)離擋風(fēng)墻一側(cè)傾覆(簡稱外翻)，負(fù)號(hào)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(yùn)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(shí)，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(shí)，傾覆力矩達(dá)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(shí)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(shí)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(dá)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(jì)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(shí)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(yùn)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(hù)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(jì)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(shí)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(shí)，車體迎風(fēng)側(cè)仍受較大正壓，漩渦分離點(diǎn)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(shí)，迎風(fēng)側(cè)逐漸轉(zhuǎn)為負(fù)壓，分離點(diǎn)移至車頂部，且尾渦開始貼近車體。

圖12 列車位于一線時(shí)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(shí)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(shí)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(shí)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(shí)頂部加高高度增加至0.6～0.65 m、迎風(fēng)側(cè)2 m時(shí)頂部加高高度增加至0.48～0.55 m時(shí)，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(shí)，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(shí)，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(hù)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(hù)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(dá)到合理加高高度時(shí)，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(shí)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(shí)，局部合理加高高度為0.62 m，此時(shí)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(shí)，局部合理加高高度為0.49 m，此時(shí)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%。

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