橫風作用下鐵路貨車篷布氣動力數值模擬計算

熊小慧，梁習鋒，金琦

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橫風作用下鐵路貨車篷布氣動力數值模擬計算

熊小慧，梁習鋒，金琦

(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)

基于三維、不可壓、定常Navier-Stokes方程和?雙方程湍流模型，采用零厚度壁面模擬貨車篷布，建立橫風作用下篷布內外空間三維流場計算模型，對鐵路貨車D型篷布所受氣動升力進行數值模擬計算；分析貨車在大風地區(qū)運行時，橫風風速、貨物裝載高度、貨物裝載形狀以及貨物沉降對其氣動力的影響，得到篷布在不同工況下所受氣動載荷。研究結果表明：當列車速度一定時，篷布所受到的氣動升力系數近似與橫風風速成正比；篷布所受氣動升力隨著貨車裝載高度的增加而顯著增加，超車幫為0.75 m時篷布受到的升力系數比超車幫為0.45 m時大28%；超車幫裝載(圓弧頂)時，篷布受到的氣動升力系數比不超車幫裝載(三角型頂)時大28.3%；當篷布和貨物之間間隙處于0.02~0.12 m之間時，隨間隙增大，篷布所受氣動升力增大，間隙為0.12 m時的篷布氣動升力系數比間隙為0.02 m時大14.5%；數值計算與試驗結果相對誤差7.1%，證明了數值計算方法的正確性。

貨車；篷布；橫風；氣動升力；數值模擬

貨車篷布是鐵路貨車輔助用具，用于苫蓋敞車裝運的怕濕、易燃貨物和其他需要苫蓋的貨物，在鐵路貨運中具有重要的地位。長期以來，由于我國鐵路貨運集裝化程度不高，棚車數量相對有限，大部分貨物(如糧食、化肥等)運輸都是采用敞車苫蓋篷布的運輸方式。當貨車篷布在大風地區(qū)運行時，篷布、篷布繩索和篷布繩網受到的氣動力增大，經常出現篷布和篷布繩索脫落的現象，造成信號設施損壞及人身傷亡，在我國多次出現因篷布繩索脫落打傷、打死正在潦望的機車乘務員和接車的車站助理值班員的重大安全事故[1?4]；同時，篷布、篷布繩索和篷布繩網容易造成貨物濕損和被盜，甚至引起火災，嚴重影響貨物安全及鐵路運輸形象；當貨車在電氣化鐵路線上運行時，篷布、篷布繩網脫落還會造成接觸網受損的重大行車事故。目前，國內外對大風環(huán)境下客運列車氣動性能研究較多[5?12]，但對于貨車篷布空氣動力學數值模擬計算問題研究很少。為此，本文作者對橫風作用下篷布空氣動力性能進行數值模擬計算，分析貨車在大風地區(qū)運行時，橫風風速、貨物裝載高度、貨物裝載形狀以及貨物沉降對其氣動力的影響，得到篷布在橫風作用下所受氣動載荷，以便為制定我國貨車篷布相關技術標準提供參考。

1 控制方程、計算模型、計算區(qū)域、邊界條件及網格劃分

1.1 控制方程

美國Fluent公司推出的大型商用流場數值計算軟件Fluent6.0是一個具有強大功能的流體計算軟件，采用目前應用最廣泛又較成熟的有限體積法對方程求解。采用非結構網格生成技術對計算區(qū)域進行離散，并生成混合網格，其自適應功能非常強，能對網格進行細分和粗化。由于采用了多種求解方法和多重網格加速收斂技術，Fluent能達到最佳的收斂速度和求解精度。Fluent6.0提供了多種湍流模型[13]，這里選取工程上應用較廣的?雙方程模型。描述列車周圍空氣流動的控制方程包括連續(xù)性方程、動量方程和湍流模型方程控制方程具體形式見文獻[13]。

1.2 計算模型

為了保證數值計算的準確性和計算機資源的有效利用，對敞車計算模型進行如下簡化：省略車輛細微結構如車鉤等裝置；采用四車聯(lián)掛(機車和3節(jié)苫蓋篷布敞車)。篷布采用D型鐵路篷布(其長×寬為15.0 m×5.3 m)。為模擬篷布內外表面空氣的流動情況，采用零厚度壁面單元模擬篷布，忽略篷布與空氣之間的流固耦合效應，具體計算模型示意圖見圖1~4。

圖1 貨車編組計算模型示意圖

圖2 篷布計算模型示意圖

圖3 貨車和篷布計算模型示意圖

圖4 敞車篷布計算模型局部圖

1.3 計算區(qū)域和邊界條件

在仿真計算中，一般采取有限計算域來代替無限計算域，計算區(qū)域的確定應考慮到氣流繞流和流場的充分發(fā)展，計算域直接影響到計算結果的可信程度。但對于不同類型的計算對象，其計算域不能一概而論，需要具體問題具體對待。文中計算域采取試算分析的方法確定。對于計算域的選取，試算方法不失為一種有效的方法。

當模擬苫蓋篷布貨車在大風區(qū)域運行時，模型長度方向尺寸的選取則是使計算區(qū)域下游邊界盡可能遠離列車尾部，以避免出口截面受到列車尾流的影響，便于出口邊界條件的給定；寬度需避免阻塞效應影響；計算區(qū)域的長度為400 m，寬度為300 m，高度為80 m，如圖5所示。

圖5 數值計算區(qū)域

采用合成風方法進行模擬計算，通過給定計算區(qū)域入口速度的方法綜合考慮列車運行速度與風速的影響。入口和為速度入口條件；出口和為壓力出口，靜壓為0 Pa；地面(即面)給定滑移邊界條件，方向與車速方向相反，大小相等，以體現與列車之間的相對運動。流域的頂面與兩側面以及車體表面給定光滑的無滑移壁面邊界條件。

1.4 計算網格

采用非結構化網格對計算區(qū)域進行離散。車體靠近壁面的網格要求較小，而遠離車體部分的網格則采用稀疏網格，密網格和稀疏網格之間以一定的增長因子均勻過渡，這樣既保證精度要求，又減小計算量，并加快收斂速度。車體表面單元為三角形網格，考慮到貨物沉降后對篷布氣動力的影響，計算模型中篷布與貨物之間存在間隙，此區(qū)域網格較密，計算模型總網格數為160萬左右。篷布敞車網格如圖6所示。

圖6 篷布敞車網格圖

2 計算結果及分析

2.1 橫風風速對篷布氣動力影響分析

選取列車車速為120 km/h，橫風風速分別為20.7 m/s(8級風)、25.5 m/s(10級風)、31.5 m/s(11級風)、35.3 m/s(12級風)、41.4 m/s(13級風)、46.1 m/s(14級風)、50.9 m/s(15級風)和54.0 m/s(蘭新線50年一遇的最大風速)，研究橫風風速對篷布所受氣動升力系數的影響。表1所示為列車運行速度一定、橫風風速不同情況時的篷布氣動力系數計算結果。

表1 不同風速時篷布所受氣動升力系數計算結果

圖7所示為根據表1數據繪制所得篷布升力系數隨橫風風速變化曲線。從圖7可以看出：當列車車速一定時，隨橫風風速增大，篷布所受氣動升力相應增大，篷布所受氣動升力系數近似與風速呈正比。

圖7 車速一定時，篷布氣動升力隨橫風風速變化曲線

2.2 裝載高度對篷布氣動力影響分析

選取3種不同裝載高度研究橫風作用下貨物裝載高度對篷布所受氣動力的影響。3種不同裝載高度分別為超車幫為0.10 m、超車幫為0.45 m和超車幫為0.75 m。貨車運行速度為120 km/h，橫風風速為31.5 m/s。具體篷布計算模型見圖8。

(a) 超車幫0.10 m；(b) 超車幫0.45 m；(c) 超車幫0.75 m

表2所示為3種不同工況下無網整張D型篷布所受氣動升力系數計算結果。從表2可以看出：篷布所受氣動升力系數隨著貨車裝載高度的增加而顯著增加。

表2 不同裝載高度時篷布所受氣動升力系數計算結果

圖9所示為不同裝載情況下篷布頂面外表面壓力分布云圖和篷布橫截面壓力分布云圖。從圖9可以看出：隨著貨物裝載高度的增加，篷布頂面受到的負壓值和負壓區(qū)域均增大，導致篷布所受向上的氣動升力系數增大。

(a) 超車幫0.10 m，篷布頂面；(b) 超車幫0.10 m，橫截面；(c) 超車幫0.45 m，篷布頂面；(d) 超車幫0.45 m，橫截面；(e) 超車幫0.75 m，篷布頂面；(f) 超車幫0.75 m，橫截面

2.3 貨物裝載形狀對篷布氣動力影響分析

采用篷布苫蓋怕濕貨物時，根據貨物裝載形狀的不同，篷布頂面形狀會產生相應的變化。2種不同裝載方式時的篷布計算模型見圖10，貨物超車幫高度和貨物起脊高度都取為0.75 m。

(a) 圓形；(b) 尖頂型

圖10 不同裝載形狀篷布計算模型

Fig. 10 Calculation model of different tarpaulin shapes

表3所示為同一裝載高度、不同裝載形狀下，無網整張D型篷布所受氣動力系數計算結果。從表3可知：貨車在大風地區(qū)運行時，圓形頂裝載時的篷布受到的氣動升力系數比尖頂型裝載時篷布所受氣動力系數大28.3%。圖11所示為2種不同裝載形狀下篷布頂面和橫截面表面壓力分布云圖。從圖11可以看出：在2種不同工況下，篷布頂部均為負壓，在圓頂超車幫為0.75 m工況時，車體側墻與篷布過渡處負壓最大，此后負壓迅速下降，而在尖頂超車幫為0.75 m工況下，空氣流過車頂時有漩渦產生，負壓下降較緩慢；在圓頂超車幫為0.75 m工況下的車頂表面負壓區(qū)域明顯比尖頂超車幫為0.75 m工況大，因此，當圓頂超車幫裝載時，篷布受到的氣動升力系數比尖頂超車幫為0.75 m時大28.3%。

表3 不同裝載形狀時，篷布所受氣動升力系數計算結果

Table 3 Calculation result of tarpaulin lift force under different shape conditions

工況貨車速度/(km·h?1)風速/(m·s?1)升力系數 圓頂超車幫0.75 m12031.50.458 6 尖頂超車幫0.75 m12031.50.357 3

(a) 圓弧頂超車幫0.75 m工況，篷布頂面；(b) 圓弧頂超車幫0.75 m工況，橫截面；(c) 尖形頂超車幫0.75 m工況，篷布頂面；(d) 尖形頂超車幫0.75 m工況，橫截面

2.4 貨物沉降對篷布氣動力影響分析

苫蓋篷布貨車在運行過程中，貨物會產生一定的沉降，從而導致篷布與貨車之間的間隙會發(fā)生相應變化，該間隙對篷布氣動性能會產生一定的影響。選取6種不同篷布與貨車間隙研究間隙對篷布氣動力的影響。數值模擬計算時，采用D型鐵路篷布，篷布呈圓弧形覆蓋在貨物上，篷布最高處高出敞車車幫0.50 m，該高度不隨間隙的變化而變化。在數值模擬計算中，選取貨車車速為64.0 km/h，橫風風速為31.5 m/s。

表4所示為6種不同間隙時篷布所受氣動力系數計算結果，圖12所示為篷布所受氣動力系數與間隙之間的關系曲線。從表4和圖12可以看出：隨著貨物在運輸過程中的沉降，篷布與貨物間隙增大，橫向力系數減小，篷布受到向下的壓力作用；篷布所受升力垂直于篷布向上，當篷布和貨車之間的間隙在0.02~0.12 m之間時，隨間隙增大，篷布所受氣動升力系數增大；間隙為0.12 m時的篷布氣動升力系數比間隙為0.02 m時大14.5%。

(a) 橫向力與間隙曲線；(b) 升力與間隙曲線

表4 篷布氣動力系數計算結果

根據不同高度時篷布內外表面分布可看出：隨著貨物的沉降，篷布與貨物間間隙增大，篷布內表面氣流流速增大，而篷布外表面壓力分布基本不變，導致篷布與貨物之間的間隙越大，篷布所受氣動升力增大。

2.5 數值計算與實車試驗結果對比

為驗證數值計算方法的正確性，選取無網、帶篷布支架的篷布貨車在大風作用下的工況進行數值模擬計算。數值計算時，采用D型鐵路篷布，三角形的篷布支架，起脊高度為0.75 m，貨車速度為64.0 km/h，橫風風速為31.5 m/s，與實車試驗工況一致。

實車試驗測點布置如圖13所示，具體測試結果如表5所示。整塊D型篷布的質量為60 kg，重力加速度取為10 m/s2。實車試驗值為24 934 N，數值計算值為27 353 N，兩者相對誤差為7.1%，該相對誤差基本滿足工程要求，證明了文中所采用的數值計算方法的正確性。

圖13 D型篷布繩索拉力測點布置

表5 實車試驗測得各個篷布繩索所受沿垂直方向的拉力

3 結論

1) 當貨車大風地區(qū)運行速度一定時，篷布所受氣動升力系數與橫風風速成正比。

2) 當貨車大風地區(qū)運行時，篷布所受氣動升力系數隨著貨車裝載高度的增加而顯著增加；在超車幫為0.75 m時，篷布受到的升力比超車幫為0.45 m大28%。

3) 當超車幫裝載(篷布形狀為圓弧)時，篷布受到的氣動升力系數比不超車幫裝載(篷布形狀為三角型頂)時大28.3%。

4) 隨著貨物運輸過程中的不斷沉降，篷布和貨物之間的間隙變大；當篷布和貨物之間的間隙處于0.02~0.12 m之間時，隨間隙增大，篷布所受氣動合升力增大；當間隙為0.12 m時，篷布氣動升力系數比間隙為0.02 m時大14.5%。

5) 數值計算與試驗結果相對誤差為7.1%，該誤差范圍基本滿足工程要求，證明了文中所采用的數值計算方法的正確性。

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Numerical simulation of aerodynamic force on tarpaulin of railway vehicle under cross wind condition

XIONG Xiaohui, LIANG Xifeng, JIN Qi

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

Based on the three-dimensional, incompressible and steady Navier-Stokes equation and?turbulence model, the complex three-dimensional flow field model around the tarpaulin was built when the freight vehicle runs through the wind area. The zero-thickness wall was used to simulate the tarpaulin in those models. Numerical simulation was adopted to carry out the aerodynamic force on the tarpaulin of railway freight vehicle in cross winds. The effect laws of the tarpaulin aerodynamics force were gained which were caused by the wind speed, the height of the cargo loading, the figure of the cargo loading and the sedimentation of the cargo. The aerodynamic forces of tarpaulins were gained when the freight vehicle runs under different conditions. The results show that when the speed of train remains unchanged, the aerodynamic lift coefficient of the tarpaulin is proportional to the wind speed. The lift force of the tarpaulin increases significantly with the increase of the height of the cargo loading, the lift force coefficient of 0.75 m tarpaulin height is larger than that of 0.45 m in height, and the increase value is 28%. When the figure of the cargo loading is circular arc, the lift force coefficient of the tarpaulin is much greater than when the figure is triangular, and the increase value is 28.3%. When the clearances between the tarpaulins and goods inside 0.02?0.12 m, the lift force of the tarpaulin increase with the increase of clearance. When the clearance is 0.12 m, the lift force coefficient is 14.5% larger than when the clearance is 0.02 m. The results show that the numerical calculation results and experimental results have a relative error of 7.1%, which proves the numerical calculation method is correct.

freight vehicle; tarpaulin; cross wind; aerodynamic lift force; numerical simulation

U298.3

A

1672?7207(2015)02?0728?08

2014?02?22；

2014?04?28

鐵道部科技研究開發(fā)計劃項目(Z2007-081)(Project (Z2007-081) supported by Railway Ministry Science and Technology Development Fund)

熊小慧，博士，講師，從事列車空氣動力學研究；E-mail：lbearstar@gmail.com

10.11817/j.issn.1672-7207.2015.02.048

(編輯 陳燦華)