蘭新鐵路土堤式擋風墻階梯式設計

張潔，劉堂紅

(中南大學 交通運輸工程學院，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重的風災，自通車以來，屢次發生列車行車安全事故[1]。為保障列車安全行駛，目前國內外普遍采用的措施有：(1) 優化列車外形[2-4]，設計出符合橫風環境下的車體截面以及頭部形狀；(2) 實行列車的運行管制，建立完善的強風預警系統[5-6]；(3) 修建有效的防風設施[1,7-8]。措施(1)不適用于現有線路列車，并且研發新型列車需要消耗大量的人力物力，且研發周期長，因此可作為長遠發展目標；措施(2)能夠實現列車在大風環境下的安全運行，但需要十分精確的風速預報系統，從而限制了列車運行速度，影響鐵路區域經濟的發展；措施(3)，則可直接應用于現有鐵路、列車，保障列車正常運行，提供持續運輸服務，同時實踐證明擋風墻是最簡單最有效的防風措施[1,7-11]。到現在為止，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]。一些學者就擋風墻后列車的氣動性能進行了研究。Wang[12]研究列車在路塹與擋風墻過渡處的氣動性能，得到過渡處列車氣動性能最差，并對其進行了優化。劉鳳華[8]研究不同類型擋風墻對列車運行安全防護的效果。高廣軍等[10]研究了單線路堤上不同高度單雙側擋風墻后棚車的氣動力系數，以傾覆力矩為0 作為判斷依據，得到了擋風墻的合理高度。這些研究大都以直立式擋風墻為例進行分析、優化，對蘭新鐵路特有的土堤式擋風墻研究較少[11]，同時這些研究也進一步表明土堤式擋風墻下車輛傾覆力矩遠大于其他類型擋風墻，防風效果最差。并且由于土堤式擋風墻迎風側現有坡角較小，容易導致沙石堆積在擋風墻迎風側以及鐵路線上，造成積沙，進一步降低土堤式擋風墻的防風性能[13]。因此，本文作者針對現有土堤式擋風墻進行優化，從而提高土堤式擋風墻氣動性能、保證列車在土堤式擋風墻下的正常運行是十分有必要的。

1 設計思路

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

圖1 擋風墻防風效果示意圖Fig.1 Schematic view of windbreak effect of windbreak wall

從圖1(a)可見：來流受土堤式擋風墻迎風側斜坡的影響，使得氣流沿著斜坡一直到達擋風墻頂部，隨后繞過擋風墻，作用在車體上，由于車體的阻擋，氣流發生分離現象，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，導致在擋風墻與車體之間的空間、車體后形成了抽空區域，產生了漩渦，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(定義為氣流揚起角)，從而氣流不再作用于車體上，并且在擋風墻、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，最后隨來流流回擋風墻，如此反復，在擋風墻迎風面與地面之間形成了一個駐渦區。

根據以上分析，可知擋風墻迎風側為直立形式時，其防風效果較優，但若直接將現有土堤式擋風墻迎風側完全修改為直立面，其工程量較大，因此本文提出1 種全新的階梯式設計方案，以改善土堤式擋風墻氣動性能，并且保證了擋風墻迎風側的美觀性，同時通過研究表明土堤式擋風墻背風側結構形式對列車氣動性能影響較小[11]，故擋風墻橫截面優化設計如圖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墻的迎風面的沙石，減少鐵路線上的積沙，提高列車的安全運行穩定性。

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

由圖2 可知：方案中擋風墻高為3 m，擋風墻背風側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(原擋風墻，坡度比與背風側相同，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 數值計算理論基礎

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

3 數值計算模型

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墻迎風側階梯式設計的車型。采用四車編組的方式，即機車+3 節客車，同時簡化車體表面結構，僅保留列車整體外形和轉向架結構，如圖3 所示。

圖3 客車模型Fig.3 Passenger car model

計算區域如圖4 所示。主要考慮入口邊界、出口邊界，兩者都應遠離列車，避免受到列車繞流和尾流的影響。同時在橫風環境下，還需考慮橫向流場的充分發展，因此本次數值計算區域選取長×寬×高為500 m×400 m×100 m。整個計算流場采用非結構網格進行離散，為提高數值計算精確度和可靠性，對車體表面、擋風墻及其附近網格進行加密處理，總網格數約為310 萬，車體物面網格見圖5。

圖4 計算區域Fig.4 Calculation zone

圖5 車體物面網格Fig.5 Mesh of car surface

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

4 數值模擬計算結果與分析

4.1 數值計算與實車試驗結果對比

2009 年3—6 月份烏魯木齊鐵路局組織中南大學、中國鐵道科學研究院等單位在蘭新線“百里風區”進行大風環境下列車空氣動力學綜合試驗[1]。為驗證本文所采用計算方法的正確性，模擬現場試驗的風速(26.8 m/s)、擋風墻類型(平地土堤式擋風墻)以及客車型號(25 型)，以及編組方式，將其中1 節客車的數值計算結果和試驗數據進行對比，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。兩者吻合較好，說明本文采用三維湍流模型是合理的。

表1 數值計算與實車試驗結果對比Table 1 Result comparison of numerical computation and full-scale test

4.2 氣動力計算結果分析

根據文獻[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計對列車氣動性能的影響，選擇中間客車(單客2)進行詳細的分析，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：無論列車處在迎風線還是背風線，列車均受到正的橫向力、升力和傾覆力矩；機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 與機車接近；當采用階梯式設計后，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 的數據分析可以看出：當采用階梯式設計時，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 變為0.50 m 時，迎風線中，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，進一步表明橫向力是車輛產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 (原擋風墻)和1.5 m(2 階梯)，迎風線情況下，橫向力、升力、傾覆力矩分別減少了88.7%，56.4%和74.5%，背風線則分別減少了86.4%，58.3%和75.6%；對其曲線進行擬合，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系，相關系數達到0.99 以上，由此建立如下關系式：

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

Fij(Mi)=ah3+bh2+ch+d，i=1,2(迎風線、背風線)、j=s, l(橫向力、升力)，具體的系數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；原擋風墻下(h 為0 m)，客車受到較大橫向力和背離擋風墻傾覆的力矩，當采用階梯式設計時，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)進行擋風墻迎風側的設計。

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，迎風線列車以及中間客車的壓力分布。

從圖8 可以得到：原擋風墻下，由于防風效果較差，氣流作用在車體迎風側，使得在車體迎風面產生了大面積正壓；車體頂部受到加速氣流的影響，則形成了強負壓區，背風側以及底部則為較小負壓；而當原擋風墻采用階梯式設計后，擋風墻迎風側直立式結構抬高了氣流的揚起角，從而減少了作用在車體上的氣流，此時車體迎風面正壓區域大幅度減小，僅在高出擋風墻處有部分正壓，頂部負壓極值也隨之減??；隨著階梯高度的增加，車體表面的強正壓區和強負壓區均在減小，整個車體基本處于一個負壓環境中；在大風環境下，行駛列車所受到的橫向力(升力)主要取決于其迎風側與背風側的壓差(車體底部與頂部的壓差)。因此，根據圖8 可知原擋風墻下的列車受到的橫向力遠大于階梯式設計后的橫向力，其升力則較大于階梯式設計后的升力，且為正升力；而機車相對客車來說，整體高度較高，車體表面形成的正壓面積較大，故機車所受到的橫向力最大；客車1 頂部氣流由于受到機車高度的影響，導致負壓加劇，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：原擋風墻下，氣流沿擋風墻迎風側斜坡上行，繞過擋風墻頂部，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；由于擋風墻和車體的阻礙，氣流向上抬起，造成在擋風墻和車體背風側分別產生了1 個較大的漩渦；而當擋風墻迎風側采用階梯式設計時，直立面抬高了氣流揚起角，使得氣流大部分越過車體，從而促使了在擋風墻和車體背風側分別產生了1 個較大的漩渦，并且漩渦的范圍比原擋風墻下的大，同時在車體的底部也形成了1 個漩渦。

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

5 結論

(1) 采用階梯式設計后，列車氣動力明顯減少；同一階梯高度下，機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 與機車接近。

(2) 擋風墻迎風側階梯垂直高度由0 m 變為0.5 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系，相關系數達到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)進行擋風墻迎風側的設計。

(4) 原擋風墻下，車體迎風側和頂部分別為較強的正壓、負壓區，背風側以及底部則為較小負壓，而采用階梯式設計后，整個車體基本處于一個較小的負壓環境中，車體受力情況明顯好于原擋風墻下的。

(5) 土堤式擋風墻階梯式設計能夠很好地提升其防風效果，保證列車安全運行。本文只針對現有土堤式擋風墻進行了方案優化，具體的經濟性分析與評價還需要結合施工設計部門對文中3 種擋風墻的施工方案進行比較。

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