風區車站內現有擋風墻高度優化

牛紀強, 周 丹, 賈麗榮

(1.中南大學 交通運輸工程學院,湖南 長沙 410075; 2.中南大學 軌道交通安全教育部重點實驗室,湖南 長沙 410075)

風區車站內現有擋風墻高度優化

牛紀強1,2, 周 丹1,2, 賈麗榮1,2

(1.中南大學 交通運輸工程學院,湖南 長沙 410075; 2.中南大學 軌道交通安全教育部重點實驗室,湖南 長沙 410075)

文章采用三維定常不可壓縮雷諾時均N-S方程和RNGκ-ε方程湍流模型,對3車編組高速列車在不同風速(0、10、20、30、40 m/s)下以不同車速(0、100、150、200、250 km/h)通過風區內設置4 m高擋風墻的車站進行模擬研究,并結合《京津城際鐵路技術管理暫行辦法》對風區車站內現有擋風墻高度進行了分析優化。數值算法經過試驗驗證,數值計算結果與試驗的規律一致,幅值相差基本不超過10%。研究結果表明：列車位于第2線和第3線運行時受力存在顯著差異,位于第3線時氣動力及力矩變化較大;隨著風速和車速增加,列車氣動力及力矩變化不盡相同,這種現象在頭車上反映更加明顯。通過對列車在10～40 m/s橫風環境中以100～250 km/h車速運行的模擬可知,車站內擋風墻在3.5～4.5 m可以有效降低列車氣動力及力矩。

高速列車;擋風墻高度;風區車站

高速鐵路在我國幅員遼闊的土地上大規模建設,鐵路沿線多變的氣候、特殊的地形地貌、強風等環境特性對高速列車運行安全的影響日益突出。比如京滬高鐵、溫福高鐵等主要受臺風影響,季節性明顯[1];隨著蘭新鐵路第2雙線的建設,其所處的蘭新地區具有的風力強勁、大風頻繁的風環境和特殊的地形特征對蘭新二線安全運行產生嚴重威脅[2]。

風災害是影響鐵路運行安全的主要因素之一[3]。目前,國內外普遍采取在風區鐵路沿線修建擋風墻來預防大風導致的鐵路事故,并且實踐證明擋風墻能確實有效地預防風致鐵路事故,達到了預期要求[4-6]。文獻[7-14]研究了不同類型擋風墻對列車氣動性能的影響,并對鐵路沿線擋風墻位置高度進行了優化設計。由于蘭新地區特殊的風環境,蘭新二線全線設置擋風墻,其類型主要有土堤式、加筋土式、混凝土插板式、直插混凝土枕和鋼板式(橋上使用)等,L形柱擋風板式墻主要用于車站防風地段,連接車站迎風側與站房,且墻高3.5 m[15]。為保證列車長時間高速運行,縮短運行時間,高速鐵路中經常出現高速越站情況。風區車站內現有擋風墻的高度將會成為制約列車安全、高速越站的因素。

本文采用數值模擬計算手段對高速列車通過設置擋風墻的風區車站進行模擬,優化了風區車站內擋風墻高度,對保障風區車站高速列車安全、高速通過有一定的工程實際意義。

1 數學模型

本次模擬高速列車通過風區車站時,車速不高于250 km/h,風速不高于60 m/s,最大合成風速度不超過100 m/s,即馬赫數小于0.3,因此,不需要考慮空氣的可壓縮性。以車高H即車頂距軌面高3.7 m為特征長度,可知列車周圍流場雷諾數一般大于4×103,列車周圍流場處于湍流狀態。國內外通常采用合成風方法來研究列車橫風氣動性能[16-17]，因此,整個流場采用定常、黏性、不可壓縮流的N-S方程和RNGκ-ε方程湍流模型描述。目前,κ-ε方程湍流模型廣泛運用于車輛空氣動力學模擬中[18-22]。

本次計算軟件采用Fluent商業軟件,其中速度、壓力耦合方式采用SIMPLEC算法,為保證計算精度要求,對流項采用高階精度的QUICK格式離散,擴散項采用二階精度的中心格式離散。

2 計算模型、區域及邊界條件

2.1 計算模型

計算采用頭車(3.212 5 m)+中間車(3.125 0 m)+尾車(3.212 5 m)3車編組、1∶8縮比的高速列車作為計算模型,如圖1所示。本文研究擋風墻高度對列車氣動力的影響,研究對象為列車和擋風墻。為節約計算資源,在不影響擋風墻和列車周圍流場的前提下,對擋風墻模型、車輛模型表面做合理簡化,省略車體表面的扶手、受電弓等一些細小部件。由于需要準確模擬車體附面層流場和擋風墻處發生氣流分離而形成的渦結構,在保證第1層網格滿足κ-ε方程湍流模型對30

圖1 高速列車計算模型

圖2 列車及擋風墻剖面網格

2.2 計算區域與邊界條件

為保證流場的充分發展,避免邊界對列車周圍流場結構的影響,計算域X方向長度為88H,Y方向寬度為57H,Z方向高度為27H,為避免入口邊界的影響,列車頭部鼻尖點距入口邊界為20H,為了避免出口邊界條件對列車流場及尾渦變化的影響,尾渦區域為47.5H,H為車高。

為了獲得物理問題的唯一解,必須對計算域邊界進行設置。列車給定無滑移壁面邊界條件;流域一側面和一端面設置速度入口邊界條件,X方向速度分量大小為列車運行速度vtrain,Y方向速度分量大小為橫風速度uwind、Z方向速度分量大小為0;頂面及流域另外端面和側面均設置為壓力出口邊界條件,相對壓強pout=0 Pa,地面、路堤和擋風墻給定滑移邊界條件,X方向速度分量大小為列車運行速度vtrain,Y、Z方向速度分量大小為0。車體、地面和擋風墻壁面區域流場采用標準壁面函數控制。

2.3 氣動力系數定義

為便于分析,定義各氣動力系數如下:

(1)

(2)

(3)

其中,ρ為空氣密度,取1.225 kg/m3;v為來流速度大小;S為參考面積,此處為試驗中模型列車中部橫截面,取S=0.175 m2;Fy為側向力;Fz為升力;M為傾覆力矩,取矩點為距軌距中心0.075 m處;b為橫向參考長度,取0.188 m;Cy為側向力系數;Cz為升力系數;CM為傾覆力矩系數。

3 算法驗證

為驗證所采用計算方法的正確性,保證計算結果的可靠性與準確度,在中國空氣動力研究與發展中心低速所8 m×6 m大型低速風洞進行風洞試驗,試驗列車為縮比1∶8的3車編組鋼骨架木質動車組模型,如圖3所示。試驗中來流風速v=60 m/s,側滑角β分別為0°、5.15°、10.22°、15.14°、19.72°,側滑角定義如圖4所示。

圖3 動車組模型

圖4 側滑角定義

為便于與風洞試驗做對比,建立與風洞試驗相同的1∶8縮比的列車模型及風洞流域尺寸。保證邊界條件中來流風速與風洞試驗中一致,即數值計算與風洞試驗中的馬赫數、雷諾數等參數一致;對于數值計算中來流湍流參數,原則上應該給定,而利用κ和ε來模擬入口湍流時,這2個參數一般情形下采用(4)～(7)式來計算獲得。

(4)

I=0.16Re-0.25

(5)

(6)

(7)

其中,I為來流湍流度;Re為相應工況雷諾數;L為湍流特征長度,取為列車的特征長度,即車高H;μ為空氣黏性系數,取1.8×10-5Pa/s;v為來流速度大小,為60 m/s;Cμ為試驗常數,取0.09。

動車組數值計算所得結果與風洞試驗數據隨側滑角變化曲線對比如圖5所示。

圖5 實驗結果與計算結果比較

從圖5可以看出,側向力系數及升力系數均隨側滑角的增加而增加;計算所得列車氣動力系數與風洞試驗結果規律一致,吻合較好,最大偏差均不超過10%,滿足工程應用要求。

4 計算結果及分析

4.1 現有擋風墻防風效果分析

為表述方便,將頭車、中間車和尾車分別用其英文單詞的首字母H、M和T來代替。擋風墻高度為4.0 m時,于第2線和第3線運行的列車分別以100、150、200、250 km/h車速通過風速為30 m/s的風區車站時,列車氣動力系數及力矩系數隨車速變化曲線如圖6所示,于第2線和第3線以250 km/h車速運行的列車通過風速分別為10、20、30、40 m/s的風區車站時,列車氣動力及力矩系數隨風速變化曲線如圖7所示。

圖6 氣動力及力矩系數隨車速變化曲線

圖7 氣動力及力矩系數隨風速變化曲線

由圖6可知，位于不同線路上列車各節車氣動力及力矩隨車速變化規律明顯存在差異,尤其是頭車。由圖7可知，列車位于第2線和第3線運行時的受力存在顯著差異;隨著風速增加,列車氣動力及力矩變化也不盡相同,這種現象在頭車上反映得更加明顯。

4.2 列車氣動力矩系數隨擋風墻高度變化

列車分別以100、150、200、250 km/h車速,于第3線通過風速為30 m/s風區車站時,列車傾覆力矩系數隨擋風墻高度變化曲線如圖8所示。

圖8 不同車速下傾覆力矩隨擋風墻高度變化曲線

由圖8可知，不同車速下,列車各節車傾覆力矩系數隨擋風墻高度變化規律基本一致,均隨擋風墻高度增加而先減小,傾覆力矩方向改變后又增大。不同車速下,頭車傾覆力矩系數差距顯著,中間車次之,尾車差距最小,擋風墻高度增加到3.0 m后,尾車傾覆力矩系數差距明顯增大。隨擋風墻高度增加,尾車傾覆力矩系數最先為0,其次是中間車,頭車最后。100～250 km/h速度下,隨擋風墻高度增加,均為頭車傾覆力矩最大,中間車次之,尾車最小;當擋風墻增加到3.0 m高度以后,各節車傾覆力矩系數分布無明顯規律。

列車以250 km/h車速,于第3線通過風速分別為10、20、30、40 m/s的風區車站時,列車傾覆力矩系數隨擋風墻高度變化曲線如圖9所示。低于10 m/s的橫風環境中,擋風墻對以250 km/h車速于第3線通過風區車站的列車氣動力矩系數影響很小,環境風大于20 m/s后,擋風墻對改變列車傾覆力矩有顯著效果。

圖9 不同風速下傾覆力矩隨擋風墻高度變化曲線

隨著橫風速度增加,列車傾覆力矩系數變化顯著,風速對頭車影響尤為明顯。隨擋風墻高度增加,從尾車到頭車,傾覆力矩依次發生變向。

4.3 擋風墻最優高度

擋風墻高度分別為0、1.0、2.0、3.5、4.0、4.5、5.0 m時,列車分別以100、150、200、250 km/h車速,于第3線通過風速30 m/s的風區車站時列車傾覆力矩系數隨車速變化曲線如圖10所示。

圖10 不同擋風墻高度下傾覆力矩隨車速變化曲線

由圖10可知，擋風墻高度變化顯著改變了列車各節車傾覆力矩系數隨車速變化規律。擋風墻高度在3.5～5.0 m,頭車傾覆力矩系數較小;擋風墻高度在2.0～4.5 m,中間車傾覆力矩系數較小;擋風墻高度在1.0～4.5 m,尾車傾覆力矩系數較小。綜合考慮可知,在100～250 km/h車速內,確定風區車站內擋風墻高度在3.5～4.5 m。

擋風墻高度分別為0、1.0、2.0、3.5、4.0、4.5、5.0 m時,列車以250 km/h車速,于第3線通過風速分別為10、20、30、40 m/s的風區車站時,列車傾覆力矩系數隨風速變化曲線如圖11所示。

圖11 不同擋風墻高度下傾覆力矩隨風速變化曲線

由圖11可知，擋風墻高度變化顯著改變了列車各節車傾覆力矩系數隨風速變化規律。擋風墻高度在3.5～5.0 m,頭車傾覆力矩系數較小;擋風墻高度在2.0～4.5 m,中間車傾覆力矩系數較小;擋風墻高度在0～5.0 m,尾車傾覆力矩系數均相對較小。綜合考慮可知,在10～40 m/s風速內,風區車站內擋風墻高度確定在3.5～4.5 m。

通過對列車在10～40 m/s橫風環境中以100～250 km/h車速通過風區車站的模擬可知,擋風墻高度在3.5～4.5 m可以有效降低列車氣動力及力矩,確保列車高速、安全通過風區車站。

5 結 論

本文對風速分別為10、20、30、40 m/s下,高速列車分別以100、150、200、250 km/h車速通過設置擋風墻的風區車站進行數值模擬,并研究了擋風墻高度的影響,得到以下結論:

(1) 不同風速下,列車以不同車速于第2線和第3線通過風區車站時,位于第2線和第3線運行的列車所受氣動力及力矩存在顯著差異,且位于第3線運行的列車氣動力及力矩變化較大;隨著風速和車速增加,列車氣動力及力矩變化也不盡相同,這種現象在頭車上反映得更加明顯。

(2) 風速為30 m/s時,列車以100～250 km/h車速于第3線通過風區車站時,隨擋風墻高度增加,均為頭車傾覆力矩最大,中間車次之,尾車最小;當擋風墻增加到3.0 m高度以后,各節車傾覆力矩系數分布無明顯規律。

(3) 列車以250 km/h車速,于第3線通過不同風速的風區車站時,當風速大于20 m/s后,擋風墻對改變列車傾覆力矩有顯著效果。隨著橫風速度增加,列車傾覆力矩系數變化顯著,頭車傾覆力矩對風速最敏感。隨擋風墻高度增加,從尾車到頭車,傾覆力矩依次發生變向。

(4) 車站內擋風墻高度在3.5～4.5 m可以有效降低列車氣動力及力矩,確保列車高速、安全通過風區車站。

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(責任編輯 張淑艷)

Optimization of the height of wind-break wall in wind zone station

NIU Jiqiang1,2， ZHOU Dan1,2， JIA Lirong1,2

(1.School of Traffic and Transportation Engineering, Central South University, Changsha 410075, China; 2.Key Laboratory of Traffic Safety on Track of Ministry of Education, Central South University, Changsha 410075, China)

Three-dimensional steady uncompressible Reynolds-averaged N-S equation and RNGκ-εequation turbulence model were used to simulate the three-carriage high-speed train running through the station with 4 m high wind-break wall in wind zone at different speeds(0, 100, 150, 200 and 250 km/h) and different wind speeds(0, 10, 20, 30 and 40 m/s). According to the Interim Measures for the Management of Beijing-Tianjin Intercity Railway, the height of wind-break wall in the wind zone station was analyzed and optimized. The numerical algorithm was verified by test, and the numerical results were in agreement with the experimental data, the deviation between them was below 10%. The results indicated that there was significant difference between the aerodynamic force of train located in the second railway line and that of train located in the third railway line. Aerodynamic force and moment changes of train located in the third railway line were larger than those of train located in the second railway line. With the increase of wind speed and train speed, the aerodynamic force and moment changes of train located in the third railway line were different from those of train located in the second railway line, especially the head car. The simulation on the train running at a speed of 100-250 km/h with a cross wind speed of 10-40 m/s was conducted and it was shown that the train aerodynamic force and moment significantly decreased when the height of wind-break wall in the station was 3.5-4.5 m.

high-speed train； height of wind-break wall； station in wind zone

2015-06-15；

2016-10-12

高鐵聯合基金重點資助項目(U1134203;U1334205);湖南省自然科學基金資助項目(14JJ3028)和湖南省研究生科研創新資助項目(CX2015B046)

牛紀強(1988-),男,山東臨沂人,中南大學博士生.

10.3969/j.issn.1003-5060.2017.02.019

U266.2;TU248.1

A

1003-5060(2017)02-0236-07