橫風(fēng)下普速客車與動(dòng)車組在擋風(fēng)墻后交會(huì)氣動(dòng)性能

周志鵬 ，姚　松，劉　凱，梁　玉

(1. 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(zhǎng)沙 410075；2. 株洲時(shí)代新材料科技股份有限公司，湖南 株洲 412007)

我國(guó)鐵路運(yùn)營(yíng)里程長(zhǎng)、列車運(yùn)行環(huán)境復(fù)雜多變，不少線路區(qū)段處于大風(fēng)的環(huán)境下，列車在大風(fēng)環(huán)境中運(yùn)行時(shí)受到的氣動(dòng)力大幅增加，氣動(dòng)性能急劇惡化，國(guó)內(nèi)外均出現(xiàn)過(guò)大風(fēng)導(dǎo)致的重大鐵路交通事故，造成巨大的人員傷亡和經(jīng)濟(jì)損失[1?3]。青兆麟等[4]研究表明，強(qiáng)橫風(fēng)對(duì)行車安全威脅最大，是導(dǎo)致列車脫軌及傾覆事故的主要原因之一。為了防止強(qiáng)橫風(fēng)環(huán)境下列車事故的發(fā)生，提高橫風(fēng)作用下列車運(yùn)行安全性，擋風(fēng)墻作為一種防風(fēng)設(shè)施，在風(fēng)區(qū)鐵路沿線被廣泛的應(yīng)用[5?8]。在我國(guó)，部分既有提速線路和客運(yùn)專線上同時(shí)開(kāi)行了時(shí)速250 km等級(jí)的動(dòng)車組和最高時(shí)速160 km的普速客車，不同速度等級(jí)的列車共線運(yùn)行，普速客車和動(dòng)車組交會(huì)不可避免，二者運(yùn)行速度差較大，若在橫風(fēng)條件下高速交會(huì)，由橫風(fēng)引起的氣動(dòng)載荷和由交會(huì)引起的瞬態(tài)沖擊載荷會(huì)產(chǎn)生疊加作用及相互影響，導(dǎo)致列車氣動(dòng)性能迅速惡化，嚴(yán)重影響旅客乘坐的舒適性和列車運(yùn)行的安全性。因此，開(kāi)展橫風(fēng)環(huán)境下普速客車與動(dòng)車組交會(huì)運(yùn)行安全性的研究有著十分重要的意義。對(duì)于橫風(fēng)效應(yīng)和列車交會(huì)問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了諸多試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究[9?16]，分析了單列車在橫風(fēng)作用下的空氣動(dòng)力學(xué)性能以及交會(huì)壓力波對(duì)列車氣動(dòng)性能和車體結(jié)構(gòu)的影響，但是將防風(fēng)設(shè)施、橫風(fēng)和交會(huì)進(jìn)行耦合分析，即同時(shí)考慮擋風(fēng)墻和橫風(fēng)對(duì)列車交會(huì)影響的研究較少。為此，本文采用數(shù)值模擬和實(shí)車試驗(yàn)相結(jié)合的方法，研究橫風(fēng)下交會(huì)列車表面壓力分布以及交會(huì)車速和擋風(fēng)墻高度對(duì)列車氣動(dòng)性能的影響，為普速客車和動(dòng)車組在風(fēng)區(qū)內(nèi)安全運(yùn)行提供一定的參考。

1　數(shù)值計(jì)算模型

按照列車及線路的實(shí)際幾何尺寸，建立25T型普速客車與CRH2型動(dòng)車組橫風(fēng)交會(huì)模型，普速客車采用5車編組，即由1節(jié)SS8機(jī)車和4節(jié)25T型普速客車組成，CRH2動(dòng)車組采用8車編組，即頭車、6節(jié)中間車和尾車。動(dòng)車組和普速客車在平地上明線交會(huì)，直立式擋風(fēng)墻高度h定義為擋風(fēng)墻頂部距地面的距離，直立式擋風(fēng)墻距一線中心線 5.7 m，交會(huì)區(qū)段線間距5.0 m，交會(huì)模型的橫斷面如圖1所示。

圖1　橫斷面模型Fig.1　Cross-sectional model

計(jì)算區(qū)域如圖2所示，將計(jì)算區(qū)域入口截面設(shè)置為速度邊界，按均勻來(lái)流給定橫風(fēng)速度，出口截面給定壓力邊界條件，取靜壓為 0。計(jì)算區(qū)域頂部設(shè)置為對(duì)稱邊界，地面和擋風(fēng)墻設(shè)置為無(wú)滑移的壁面邊界條件。列車的相對(duì)運(yùn)行通過(guò)滑移網(wǎng)格實(shí)現(xiàn)，計(jì)算區(qū)域下游邊界遠(yuǎn)離列車尾部，以避免出口截面受到列車尾流的影響。為了得到穩(wěn)定初始流場(chǎng)，先讓列車靜止，再加載橫風(fēng)，待風(fēng)場(chǎng)充分發(fā)展后再啟用滑移網(wǎng)格使列車運(yùn)動(dòng)，初始時(shí)刻2車頭相距100 m，保證2車在交會(huì)時(shí)，風(fēng)場(chǎng)已發(fā)展充分。

計(jì)算區(qū)域采用混合網(wǎng)格進(jìn)行離散，車體附近采用較密的非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，遠(yuǎn)離車體部分采用較為稀疏的結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，密網(wǎng)格和稀疏網(wǎng)格之間以一定的增長(zhǎng)因子均勻過(guò)渡，這樣既保證了精度要求，又減小了計(jì)算量并能加快收斂速度。為兼顧求解的速度和精度，離散模型時(shí)簡(jiǎn)化了列車上的受電弓、門把手等細(xì)部特征。列車明線交會(huì)空間體網(wǎng)格約為2 250萬(wàn)，車體表面網(wǎng)格如圖3所示。

圖2　計(jì)算區(qū)域Fig.2　Computational zone

橫風(fēng)作用下，普速客車與動(dòng)車組周圍流場(chǎng)采用三維、非定常N-S方程對(duì)流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值分析，在標(biāo)準(zhǔn)大氣壓下，溫度為 20 ℃時(shí)空氣的運(yùn)動(dòng)黏度 v=1.5×10?5m2/s，雷諾數(shù) Re=ul/ν=1.35×107，遠(yuǎn)大于臨界雷諾數(shù) Rec=0.5×106，列車處在湍流流場(chǎng)，因此，選取工程上應(yīng)用較廣的k-ε雙方程湍流模型，描述列車周圍空氣流動(dòng)的控制方程包括連續(xù)性方程、動(dòng)量方程、能量方程、氣體狀態(tài)方程及湍流模型方程[17?19]，時(shí)間步長(zhǎng)為0.012 s。為了對(duì)車體表面瞬變壓力進(jìn)行分析，在交會(huì)兩列車的表面共設(shè)置了35個(gè)測(cè)點(diǎn)，普速客車與動(dòng)車組布點(diǎn)方式基本一致。具體布點(diǎn)方式如圖4所示，其中括號(hào)中的測(cè)點(diǎn)位于非交會(huì)側(cè)，其余測(cè)點(diǎn)位于交會(huì)側(cè)。

圖3　計(jì)算網(wǎng)格Fig.3　Computational mesh

圖4　交會(huì)模型測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.4　Points arrangement of crossing models

2　模型驗(yàn)證

2016年5月，烏魯木齊鐵路局在蘭新二線“百里風(fēng)區(qū)”開(kāi)展了大風(fēng)條件下的動(dòng)車組?普速客車交會(huì)安全性試驗(yàn)，試驗(yàn)列車為5車編組的25T型普速客車和8車編組的CRH2型動(dòng)車組，普速客車以160 km/h的速度與時(shí)速160 km的動(dòng)車組在3.5 m直立式擋風(fēng)墻后交會(huì)。本文選取現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)工況來(lái)驗(yàn)證交會(huì)數(shù)值計(jì)算模型，列車交會(huì)過(guò)程中，測(cè)風(fēng)站測(cè)得的風(fēng)速平均值為12.9 m/s、試驗(yàn)地點(diǎn)的風(fēng)向與線路走向的夾角在86±6°范圍內(nèi)(可視為橫風(fēng))，將數(shù)值計(jì)算結(jié)果和實(shí)車試驗(yàn)采集的交會(huì)壓力波數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，如表1所示。圖5為普速客車車體中部測(cè)點(diǎn)交會(huì)側(cè)和非交會(huì)側(cè)的壓力變化曲線比較結(jié)果。

表1　數(shù)值計(jì)算與實(shí)車試驗(yàn)結(jié)果Table1　Results of numerical computation and full-scale train test

圖5　車體表面測(cè)點(diǎn)壓力變化曲線Fig.5　Time history of pressure on train surface

對(duì)比數(shù)值計(jì)算與實(shí)車試驗(yàn)結(jié)果可以看出，2種方法得到的瞬變壓力曲線變化規(guī)律基本一致，壓力峰值的相對(duì)誤差在10%以內(nèi)。交會(huì)前后的數(shù)值計(jì)算與實(shí)車試驗(yàn)壓力曲線吻合度較差主要是因?yàn)閷?shí)車試驗(yàn)時(shí)列車是在復(fù)雜的脈動(dòng)風(fēng)環(huán)境下交會(huì)。

3　橫風(fēng)環(huán)境下交會(huì)氣動(dòng)效應(yīng)分析

3.1　列車表面壓力分析

為了分析擋風(fēng)墻對(duì)交會(huì)列車表面壓力分布的影響，本文分析20 m/s的橫風(fēng)風(fēng)速下，普速客車以160 km/h的速度與時(shí)速250 km的動(dòng)車組在無(wú)擋風(fēng)墻時(shí)以及3.5 m擋風(fēng)墻后交會(huì)的情形，交會(huì)過(guò)程中動(dòng)車組和普速客車車體表面壓力分布云圖如圖6所示，其中圖6(a)為有擋風(fēng)墻時(shí)列車表面壓力分布云圖，圖6(b)為無(wú)擋風(fēng)墻時(shí)列車表面壓力分布云圖。

由圖6(a)可知，有擋風(fēng)墻時(shí)，普速客車和動(dòng)車組車體表面壓力較大程度地體現(xiàn)了列車無(wú)風(fēng)交會(huì)時(shí)的分布特點(diǎn)，即來(lái)流在動(dòng)車組和普速客車的頭車鼻尖處及司機(jī)室前窗位置形成正壓區(qū)，然后沿著列車頭部向四周運(yùn)動(dòng)，當(dāng)運(yùn)動(dòng)到頭部往車身過(guò)渡位置時(shí)，由于過(guò)渡位置曲率的變化，使得空氣流動(dòng)速度加快，造成這一區(qū)域的壓力急劇降低，形成負(fù)壓區(qū)，尾車的表面壓力分布也是如此，中間車輛由于車體橫截面的形狀基本不變，表面壓力變化不大；無(wú)擋風(fēng)墻時(shí)，橫風(fēng)使得普速客車和動(dòng)車組表面尤其是頭車和尾車壓力區(qū)域發(fā)生不同程度的橫向偏移，頭車表面最大正壓區(qū)朝迎風(fēng)側(cè)偏移，最大負(fù)壓區(qū)朝背風(fēng)側(cè)偏移，尾車最大正壓區(qū)出現(xiàn)在鼻尖附近，最大負(fù)壓區(qū)朝迎風(fēng)側(cè)偏移。因此，列車在橫風(fēng)下交會(huì)，表面壓力分布會(huì)同時(shí)體現(xiàn)出交會(huì)特性和橫風(fēng)特性，在無(wú)擋風(fēng)墻的情況下，橫風(fēng)特性表現(xiàn)得更為明顯。

橫風(fēng)和擋風(fēng)墻會(huì)改變列車交會(huì)時(shí)的壓力分布，使得交會(huì)壓力波也發(fā)生相應(yīng)的改變。以普速客車為例，圖7為普速客車車體中部6號(hào)和7號(hào)測(cè)點(diǎn)的壓力變化曲線。橫風(fēng)作用下，動(dòng)車組與普速客車在無(wú)擋風(fēng)墻的環(huán)境下交會(huì)，由于橫風(fēng)使得動(dòng)車組頭車表面最大壓力區(qū)和負(fù)壓區(qū)發(fā)生了偏移，當(dāng)動(dòng)車組頭車到達(dá)普速客車交會(huì)側(cè)中部該測(cè)點(diǎn)時(shí)，測(cè)得的交會(huì)壓力波頭波正脈沖幅值較小，負(fù)脈沖幅值較大，尾波的變化過(guò)程也是如此。普速客車非交會(huì)側(cè)壓力出現(xiàn)波動(dòng)的原因是普速客車車體距軌面的空隙比動(dòng)車組大，受擠壓的氣流很容易地從普速客車車體下面越過(guò)，進(jìn)而加劇非交會(huì)側(cè)流場(chǎng)的擾動(dòng)。列車在3.5 m擋風(fēng)墻的環(huán)境下交會(huì)，與無(wú)擋風(fēng)墻時(shí)相比，交會(huì)壓力波的頭波和尾波正脈沖幅值明顯降低，擋風(fēng)墻減弱了橫風(fēng)對(duì)列車交會(huì)的影響。

圖6　列車表面壓力云圖Fig.6　Pressure contour of train surfaces

圖7　普速客車車身中部測(cè)點(diǎn)壓力變化曲線圖Fig.7　Curves of pressure for measuring points in the middle of common passenger train

列車在橫風(fēng)環(huán)境下交會(huì)，由于車體兩側(cè)壓力存在較大差異，這種空氣壓差使車體產(chǎn)生較大的橫向氣動(dòng)力[20]。圖8為有無(wú)擋風(fēng)墻時(shí)，在20 m/s橫風(fēng)風(fēng)速下，普速客車以160 km/h的速度與時(shí)速250 km的動(dòng)車組交會(huì)時(shí)普速客車各節(jié)車橫向力變化曲線。從圖8(a)可以看出，交會(huì)前車體受到一個(gè)穩(wěn)定的橫向載荷，隨著兩列車交會(huì)過(guò)程的進(jìn)行，車體受到的橫向力在交會(huì)開(kāi)始時(shí)先增加后減小，而在交會(huì)即將結(jié)束時(shí)先減小后增加，這是因?yàn)樵诮粫?huì)開(kāi)始時(shí)刻，普速客車的各節(jié)車輛依次受到動(dòng)車組頭部正壓區(qū)的反方向的排斥作用，導(dǎo)致普速客車各節(jié)車輛受到的橫向力迅速增加，而后受到動(dòng)車組頭部往車身過(guò)渡位置負(fù)壓區(qū)的吸引作用，車體受到的橫向力又迅速減小，交會(huì)結(jié)束時(shí)刻的變化與上述過(guò)程相反，機(jī)車受到的橫向力最大，達(dá)到了89.61 kN。由圖8(b)可知，2列車在3.5 m擋風(fēng)墻后交會(huì)時(shí)，普速客車所受橫向力的變化趨勢(shì)與無(wú)擋風(fēng)墻時(shí)基本一致，但橫向力峰值顯著降低，機(jī)車受到的橫向力峰值為12.79 kN，說(shuō)明擋風(fēng)墻的防風(fēng)效果明顯。列車在橫風(fēng)環(huán)境下無(wú)擋風(fēng)墻后交會(huì)，機(jī)車的橫向力峰值較有擋風(fēng)墻時(shí)增長(zhǎng)了7.0倍，可見(jiàn)，列車在橫風(fēng)、無(wú)擋風(fēng)墻的環(huán)境中交會(huì)，車體所受橫向力較有擋風(fēng)墻時(shí)顯著增加。

圖8　普速客車所受橫向力變化曲線圖Fig.8　Curves of the lateral force of common passenger train

3.2　車速對(duì)列車交會(huì)氣動(dòng)性能的影響

為了研究普速客車和動(dòng)車組在橫風(fēng)環(huán)境下交會(huì)時(shí)車速對(duì)列車氣動(dòng)性能的影響，本文將普速客車以不同速度(100，120，140和160 km/h)與時(shí)速250 km的動(dòng)車組在3.5 m擋風(fēng)墻后、20 m/s橫風(fēng)風(fēng)速下交會(huì)時(shí)列車所受橫向力和傾覆力矩進(jìn)行對(duì)比，由于中間的各節(jié)車所受橫向氣動(dòng)力相差不大，因此選擇2列車的中間車進(jìn)行對(duì)比分析，如圖9所示。

圖9　橫向力隨車速變化曲線Fig.9　Curves of lateral force changed with different train speeds

由圖9可知，普速客車和動(dòng)車組以不同的速度交會(huì)，車體受到的橫向力波動(dòng)趨勢(shì)相反。隨著普速客車車速的增加，普速客車和動(dòng)車組受到的橫向力也隨之增加。橫風(fēng)環(huán)境下，當(dāng)普速客車和動(dòng)車組以不同的速度在擋風(fēng)墻后交會(huì)時(shí)，動(dòng)車組受到的橫向力峰值較大，這是由于動(dòng)車組交會(huì)壓力波的頭波正波與非交會(huì)側(cè)的負(fù)壓產(chǎn)生了疊加。當(dāng)普速客車以160 km/h的速度與250 km/h的動(dòng)車組交會(huì)時(shí)，普速客車和動(dòng)車組受到的橫向力峰值分別為 16.38 kN和42.62 kN。從圖10可以看出，列車所受傾覆力矩隨著車速的增加而增加，動(dòng)車組受到的傾覆力矩整體比普速客車大，當(dāng)普速客車車速由100 km/h增至160 km/h時(shí)，普速客車所受傾覆力矩峰值由16.26 kN·m增加到18.17 kN·m，增長(zhǎng)了11.7%，而動(dòng)車組所受傾覆力矩峰值由 66.02 kN·m 增加到 79.75 kN·m，增長(zhǎng)了20.8%，這表明動(dòng)車組受交會(huì)車速的影響更大。

圖10　傾覆力矩隨車速變化曲線Fig.10　Curves of overturning moment changed with different train speeds

3.3　擋風(fēng)墻高度對(duì)列車交會(huì)氣動(dòng)性能的影響

本文針對(duì)橫風(fēng)環(huán)境下不同高度的擋風(fēng)墻對(duì)列車的氣動(dòng)性能影響進(jìn)行研究，選取3.0，3.5，4.0和4.5 m這4種高度擋風(fēng)墻進(jìn)行對(duì)比分析。動(dòng)車組和普速客車中間車體側(cè)壁面積基本不變，橫向氣動(dòng)力的大小變化較小，故本文選取頭車、尾車和中間車的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析。表2為平地上、不同擋風(fēng)墻高度下，20 m/s橫風(fēng)環(huán)境中，普速客車以160 km/h的速度與250 km/h的動(dòng)車組交會(huì)時(shí)，二者所受橫向力峰值。

由表2可知，無(wú)擋風(fēng)墻時(shí)，相比于中間車和尾車，頭車受到的正向的橫向力最大。有擋風(fēng)墻時(shí)，列車交會(huì)產(chǎn)生的橫向力峰值明顯減小。在平地上設(shè)置3.5 m高的擋風(fēng)墻，擋風(fēng)防護(hù)效果最明顯，與無(wú)擋風(fēng)墻時(shí)相比，普速客車機(jī)車的橫向力峰值由89.61 kN降至12.79 kN，下降了85.7%，動(dòng)車組頭車的橫向力峰值由66.55 kN降至36.35 kN，下降了45.4%。在3.0，3.5，4.0和4.5 m這4種高度擋風(fēng)墻下，橫向力均為負(fù)值，從車輛氣動(dòng)力角度來(lái)說(shuō)已處于過(guò)防護(hù)狀態(tài)，但擋風(fēng)墻高度要綜合考慮對(duì)接觸網(wǎng)的影響[21]以及施工成本，因而擋風(fēng)墻不宜過(guò)高或過(guò)低，可見(jiàn)在線路的迎風(fēng)側(cè)設(shè)置3.5 m高的擋風(fēng)墻后，交會(huì)列車的氣動(dòng)性能相對(duì)較好。

表2　不同擋風(fēng)墻高度下，普速客車和動(dòng)車組所受橫向力峰值Table2　Lateral force acting on common passenger train and EMU under crosswind with height of wind-break wall

4　結(jié)論

1) 橫風(fēng)和擋風(fēng)墻顯著地改變了交會(huì)列車表面尤其是頭尾區(qū)域的壓力分布。有擋風(fēng)墻時(shí)，動(dòng)車組和普速客車車體表面最大正壓均出現(xiàn)在了車體的鼻尖位置，最大負(fù)壓區(qū)分布在了頭部往車身過(guò)渡位置；無(wú)擋風(fēng)墻時(shí)，橫風(fēng)使得列車表面壓力分布區(qū)域發(fā)生了橫向偏移，最大正壓區(qū)朝迎風(fēng)側(cè)偏移，最大負(fù)壓區(qū)朝背風(fēng)側(cè)偏移。

2) 普速客車和動(dòng)車組在橫風(fēng)環(huán)境下交會(huì)時(shí)，車體受到的橫向力和傾覆力矩隨著車速的增加而增加。當(dāng)普速客車車速由100 km/h增至160 km/h時(shí)，普速車和動(dòng)車組傾覆力矩峰值分別增加了 11.7%和20.8%，動(dòng)車組受交會(huì)車速的影響更大。

3) 橫風(fēng)環(huán)境下?lián)躏L(fēng)墻高度對(duì)交會(huì)列車的氣動(dòng)性能影響顯著。無(wú)擋風(fēng)墻時(shí)，普速客車機(jī)車和動(dòng)車組頭車受到的橫向力最大；設(shè)置3.5 m擋風(fēng)墻后，交會(huì)列車受到的橫向力在所選取的4種擋風(fēng)墻高度中整體上最小，與無(wú)擋風(fēng)墻時(shí)相比，普速客車機(jī)車和動(dòng)車組頭車受到的橫向力峰值分別下降了85.7%和 45.4%，此時(shí)交會(huì)列車的氣動(dòng)性能相對(duì)較好。