風區車站停留車輛縱向氣動力研究

李志偉，劉堂紅，張潔，任鑫

(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)

因大風導致的站停車輛溜逸是新疆鐵路風災的形式之一，歷史上分別在天山和阿拉山口站發生過車輛溜逸事故，給鐵路運輸帶來了較大的損失[1-2]。風區車站停留的車輛在大風作用下，會受到沿車長方向的氣動“推力”。當風“推力”和線路坡道附加力的合力大于車輛制動力時，車輛將發生溜逸，造成行車事故。對于長時間在車站停留的車輛，手制動是最有效的制動措施。如何確定站停車輛的手制動車輛數及采取何種輔助制動措施避免發生車輛溜逸事故是確保風區行車安全的主要問題之一[3-8]。站停車輛在大風環境下所受的縱向氣動推力與風速、風向角、防風設施、車輛編組等因素緊密相關[9-13]，為此，本文作者利用風洞和三維數值計算方法對在不同風速和風向角、不同防風設施、不同編組車輛的縱向氣動力進行計算和分析，得出各車型和編組的氣動推力計算方法，以便為確定站停車輛的手制動車輛數、制訂風區車站停留車輛防溜措施和辦法提供科學依據[14]。

1 數值計算模型

針對新疆鐵路現有運行車輛情況，計算分析中選用的機車為DF11，單層客車為25G，雙層客車為25B，單層集裝箱車為 X6K，雙層集裝箱車位 X2K，棚車為P62K，敞車為C64，罐車為G17，平車為N17。由于敞車空載或者裝有密度較大的貨物時，車廂內部為空或部分為空；裝有密度較小的貨物時，通常起脊并苫蓋篷布。這2種貨物在外形上有很大不同，因此，對于敞車，分析無篷布敞車(車廂內部為空)和有篷布敞車(起脊0.5 m、后面簡稱有篷布敞車)這2種外形的氣動特性[15]。本文主要針對單層客車進行分析，其計算幾何模型和計算網格如圖1(a)和圖1(b)所示。無特別說明時，計算模型采用三車編組，網格數量在200萬以上。根據風區車站具體情況，防風設施選取無擋風墻、4 m高砼板式擋風墻、4 m高土堤式擋風墻、3 m高土堤式擋風墻共4種情況進行分析。數值計算采用三維、不可壓、κ-ε湍流模型。

圖1 單層客車計算模型Fig. 1 Calculation models of single-layer car

圖2 計算區域尺寸示意圖Fig. 2 of computational domain size

計算模型區域及其尺寸示意圖如圖2所示。為消除地板附面層的影響，地面HDAE和擋風墻給出的是滑移邊界條件，法向速度為0 m/s，切向速度與來流速度一致；在入口截面ABFE和ABCD上，按均勻來流給定X向速度分布、Y向速度分布，Z向速度分量為0 m/s；出口截面EFGH和DHGC上靜壓為0 Pa；列車表面為無滑移的壁面邊界條件。

2 影響車輛縱向氣動力的主要因素分析

2.1 風向角對車輛縱向氣動力的影響

分析風向角對車輛縱向氣動力的影響時，選取0°，15°，30°，45°，60°，70°，80°和 90°共 8 個風向角進行分析。在無擋風墻、環境風速為60 m/s、不同風向角下單層客車縱向氣動力計算結果如圖3所示。

圖3 單層客車縱向氣動力隨風向角變化曲線Fig. 3 Relationship between longitudinal aerodynamic force and wind yaw angle of single-layer car

從圖 3可知：當風向角為 30°左右時，車輛縱向氣動力達到最大；3車編組中，當風向角小于45°時，頭車的縱向氣動力最大，尾車次之，中間車最小；當風向角大于 45°時，尾車的縱向氣動力最大，頭車最小。由文獻[14]可知：客車中，在相同條件下，單層客車的縱向氣動力比雙層客車的稍大；貨車中，在相同條件下，雙層集裝箱車的縱向氣動力最大，其次為無篷布敞車，平車的最小。在新疆鐵路現有運行車輛中，雙層集裝箱車尚未開行，空敞車和空棚車由于自身質量較小，且所受縱向氣動力較大，是現場中發生車輛溜逸事故較多的車型。

2.2 風速對車輛縱向氣動力的影響

在風向角為30°時，單層客車在風速為32，46和60 m/s這3種風速下的車輛縱向氣動力計算結果用冪函數擬合，結果如圖4所示。從圖4可知：車輛縱向氣動力隨著風速的增大迅速增大，近似與風速的平方成正比。

圖4 縱向氣動力隨風速變化曲線Fig. 4 Relationship between longitudinal aerodynamic force and wind speed

2.3 列車編組對車輛縱向氣動力的影響

實際列車編組通常較多，在數值計算中，由于受計算硬件限制并要兼顧計算效率，通常采用3車編組進行。下面分析3車、8車編組情況下的縱向氣動力計算結果。

在8車編組、無擋風墻、環境風速為60 m/s、風向角為15°和30°時，不同編組位置的中間車縱向氣動力計算結果見表1和圖5。從表1和圖5可知：不同編組中，中間車的縱向氣動力差別很小，所以在計算時，可以減少中間車的編組數，提高計算效率。

采用3車編組后，其縱向氣動力計算結果及與8車編組的比較如表2所示。從表2可知：3車編組和8車編組計算時，頭、中、尾車輛的縱向氣動力均較接近，最大相對誤差只有4.7%，3車編組計算結果可以反映8車甚至更多車輛編組的情況。編組列車的縱向氣動力可以采用以下公式計算：

圖5 中間車縱向氣動力比較Fig. 5 Comparison of longitudinal aerodynamic of middle cars

表1 單層客車8車編組中間車輛縱向氣動力計算結果Table 1 Calculation results of longitudinal aerodynamic force of middle car with eight cars marshalling kN

表2 單層客車3車和8車編組車輛縱向氣動力計算結果Table 2 Calculation results of longitudinal aerodynamic force with three cars and eight cars marshalling kN

式中：FW為總的縱向氣動力；FH為頭車縱向氣動力；FM為中間車縱向氣動力；FT為尾車縱向氣動力；n為總編組數。

2.4 擋風墻對車輛縱向氣動力的影響

根據新疆鐵路風區的實際情況，分別計算無擋風墻、土堤式擋風墻(高度為3 m和4 m)、砼板式(高度為4 m)擋風墻條件下車輛縱向氣動力。為了分析不同擋風墻后的車輛縱向氣動力，選取環境風速為60 m/s、風向角為 30°的情況計算單層客車在幾種情況下的車輛縱向氣動力(車輛距擋風墻10 m)，其結果如圖6所示。從圖6可知：車輛縱向氣動力在無擋風墻下最大，其次按3 m高土堤式、4 m高土堤式、4 m高砼板式依次減小。

圖6 不同防風設施下縱向氣動力比較Fig. 6 Comparison of longitudinal aerodynamic force of different wind-break facilities

為分析車輛停放在距擋風墻不同位置的縱向氣動力，以4 m高土堤式和4 m高砼板式2種擋風墻為例，計算風向角為30°時單層客車距擋風墻10，20和30 m位置的縱向氣動力。砼板式和土堤式擋風墻后不同位置車輛縱向氣動力計算結果分別如圖7和圖8所示。

從圖7和圖8可知：車輛縱向氣動力在砼板式擋風墻后10～30 m范圍內基本相同，說明擋風墻后10～30 m均在砼板式擋風墻防護范圍之內；在土堤式擋風墻后，隨著車輛距擋風墻距離的增加，車輛縱向氣動力略增加。

總之，車輛所受縱向氣動力的大小與風速、風向角(風向與車輛之間所夾銳角)、車型、車輛編組位置以及擋風墻型式和高度有關。通過上述分析可知：車輛所受縱向氣動力與風速的平方成正比；當風向角為30°左右時，車輛所受到的縱向氣動力最大；當風向角一定、不考慮新疆風區尚未運行的雙層集裝箱時，貨車中敞車受到的縱向氣動力最大，棚車次之，客車中單層客車的縱向氣動力稍大于雙層客車的縱向氣動力；有擋風墻時車輛所受的縱向氣動力小于無擋風墻車輛所受的縱向氣動力，砼板式擋風墻的防護效果優于土堤式擋風墻；4 m高砼板式擋風墻后10～30 m均在擋風墻防護范圍內，其縱向氣動力基本不隨車輛距擋風墻的距離變化而改變，4 m高土堤式擋風墻后車輛縱向氣動力隨著車輛距擋風墻距離的增加略增加，但總體變化不大。

圖7 砼板式擋風墻后不同位置縱向氣動力Fig. 7 Longitudinal aerodynamic force of different locations behind concrete slab wind-break wall

圖8 土堤式擋風墻后不同位置縱向氣動力Fig. 8 Longitudinal aerodynamic force of different locations behind embankment type wind-break wall

3 風洞試驗與數值計算結果對比分析

本次試驗在中國空氣動力研究與發展中心 8 m×6 m風洞中進行。對單層客車、棚車、單層集裝箱車3種車型進行了風洞試驗，模型比例為1:15，試驗風速為60 m/s，試驗模型如圖9所示。

選取單層客車風洞試驗與數值計算結果進行對比分析，在不同風向角下，氣動縱向氣動力系數對比結果如圖 10所示。圖 10中，縱向氣動力系數定義為CF=F/(0.5·ρU2A)(其中，CF為縱向氣動力系數；F為縱向氣動力；ρ為空氣密度；U為環境風風速；A為車體側面面積)。從圖10可知：縱向氣動力系數數值計算結果和風洞試驗結果基本相同，但由于風洞試驗模型對車輛底部細部結果進行了簡化，所以，其縱向氣動力系數比計算結果稍小，但兩者相對誤差一般不超過10%。

圖9 風洞試驗模型Fig. 9 Wind tunnel test model

圖10 縱向氣動力系數風洞試驗與數值計算對比Fig. 10 Comparison of longitudinal aerodynamic coefficient of wind tunnel test and numerical calculation

4 結論

(1) 車輛所受縱向氣動力與風速、風向角、車型、車輛編組位置以及擋風墻型式和高度有關。車輛所受縱向氣動力與風速的平方成正比；當風向角為 30°左右時，車輛所受到的縱向氣動力最大。

(2) 3車和8車編組時，頭、中、尾車輛的縱向氣動力均比較接近，最大相對誤差只有4.7%，3車編組計算可以反映8車甚至更多車輛編組的情況；不同編組位置中間車的縱向氣動力差別很小，數值計算時可以減少中間車編組數，從而提高計算效率。

(3) 有擋風墻時車輛所受的縱向氣動力小于無擋風墻車輛所受的縱向氣動力，砼板式擋風墻的防護效果優于土堤式擋風墻；4 m高砼板式擋風墻后10～30 m均在擋風墻防護范圍內，其縱向氣動力基本不隨車輛距擋風墻的距離變化而改變，3 m和4 m高土堤式擋風墻后車輛縱向氣動力隨著車輛距擋風墻距離的增加略增加，但總體變化不大。

(4) 風洞縱向氣動力試驗結果與數值計算結果基本相同，但由于風洞試驗模型對車輛底部細部結果進行了簡化，所以，其縱向氣動力系數略小于數值計算結果。

(5) 本風區車站停留車輛縱向氣動力的計算分析結果可為車輛防溜分析、確定車輛手制動數提供車輛縱向氣動力計算載荷。

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