高速列車氣動特性對橋梁防護墻的響應分析

張鵬，杜禮明

(大連交通大學 機車車輛工程學院，遼寧 大連 116028)*

近年來，為了防止自然環(huán)境與高速列車相互作用的影響以及保障列車的安全運行，高速列車軌道周圍設置了許多防護措施.隨著高速列車運行速度的不斷提高，這些鄰近軌道的結構對高速列車運行品質的影響日漸明顯.由于我國幅員遼闊，地形地勢變化較大，高速列車多在橋梁上運行而且運行環(huán)境較為惡劣，需要設置防護墻結構[1]來保障列車運行的安全性，因此有必要研究該結構對高速運行中列車的氣動特性[2-4]有何種影響，以提高高速列車的運行性能.目前，對聲屏障、擋風墻等結構的研究較多，而關于防護墻結構的研究鮮見報道.羅建斌[5]分析了同一速度下，橋梁上不同聲屏障高度對列車氣動特性的影響；吳超[6]研究了風屏障結構下，恒定側風與瞬態(tài)風對列車氣動性能的影響；何德華[7]對路堤和橋梁兩種線路條件下?lián)躏L墻對列車氣動性能的影響進行了分析；葉坤[8]對高速鐵路擋風墻高度和距離進行了優(yōu)化分析.防護墻結構相比于這兩種結構又有著距離列車軌道距離更近，高度更低等特點，使得其對高速列車底部流場尤其是轉向架區(qū)域流場的影響更為明顯.本文采用數值模擬方法研究防護墻及其高度變化對高速度列車氣動性能的影響，為提高列車在橋梁上的安全運行性能提供參考.

1 計算模型和計算方法

1.1 計算模型

模型采用三節(jié)編組的CRH3高速列車，頭車長25.64 m，中間車長25.12 m，尾車長25.64 m，列車的寬度為3.26 m，高度為3.89 m.由于防護墻結構對列車底部流場有著重要影響，因此需要考慮轉向架結構，列車其他細部結構如風擋、受電弓、門把手等予以忽略.

防護墻結構多用于橋梁，由于橋梁與地平面的高差不大，因此二者的氣壓差可以忽略不計，為減小計算量，簡化模型，轉為在地面上進行模擬，但保留橋梁上的無砟軌道與防護墻結構.無砟軌道模型采用CRTS I型無砟軌道板[9]，其長度為4.93 m，寬度為2.4 m，高度為0.19 m；軌道基座的寬為3 m，高為0.3 m，忽略了承軌臺結構，鋼軌的高度為0.172 m.防護墻模型中，防護墻距離軌道中心線的距離為1.9 m，防護墻的寬度為0.25m，高度為0.75 m[1].

1.2 計算域模型

為了使空氣在流場中充分發(fā)展，計算域需要足夠大，計算域大小為276.4 m×60 m×30 m，車頭距離流場前端長為50 m，尾車車頭距離流場后端150 m.列車距離軌道兩側的距離同為28.5m.計算區(qū)域如圖1所示.

1.3 網格劃分與計算方法

為減少網格的數量，節(jié)省計算時間，對模型進行混合網格劃分(圖2).車身周圍采用非結構化網格，其余流場區(qū)域采用結構化網格在列車的近壁面區(qū)域采用壁面函數的方法，網格總數約為950萬.

采用穩(wěn)態(tài)計算的方法，湍流模型選擇SSTk-ω兩方程湍流模型，邊界條件設置為速度進口，壓力出口，對稱邊界條件，地面采用移動地面以消除地面效應的影響.列車的橫截面積為12.19 m2，周長為12.07 m，特征長度取水力直徑為4.04m[11].計算方法使用SIMPLE算法并采用二階迎風模式進行離散計算.

1.4 數值模型與數值方法可行性驗證

數值計算的可行性驗證一般通過與實車實驗、風洞實驗或者現(xiàn)有論文數據比較得以驗證，本文采用數值模擬結果與文獻[11]中CRH3高速列車1∶8縮比尺寸的風洞試驗數據進行比較驗證，本文數值模擬中的驗證模型也同為1∶8的縮比模型，橫斷面尺寸為8 m×6 m，長度為16 m，來流速度為60 m/s，氣流夾角為3°，模型見圖3.

風洞試驗與數值模擬試驗整車阻力系數試驗值為0.5018，模擬值為0.4582.整車的阻力系數相差8.68%左右，在誤差允許的范圍內，其差異可能在數值模型與風洞模型不可能完全一致造成的.可見本文的數值模型與數值方法是可行的.

2 計算結果與分析

2.1 防護墻結構對高速列車氣動力的影響

本節(jié)主要研究高速列車在不同速度下，防護墻結構對高速列車氣動力的影響，主要分析列車的氣動升力.取以下5組速度值分別為200、250、300 、350 、400 km/h，比較防護墻對高速列車氣動性能的影響.

圖4為不同速度下防護墻對列車氣動升力影響的比較.存在防護墻時，頭車升力整體呈現(xiàn)上升趨勢，漲幅在60.71%～87.98%之間；中間車和尾車升力都呈現(xiàn)明顯下降的趨勢，中間車在250 km/h僅下降了4.4%，而其他速度下升力下降的幅度非常大在99.2%～313.13%之間，尾車升力的降幅在25.51%～59.6%之間.結果導致整車升力下降，整車升力由中間車和尾車主導，升力降幅在23.71%～56.49%之間，平均下降了39.25%，由于整車升力都為正值，升力的下降使整車升力減小，有利于列車的安全運行但可能增大列車輪軌間磨耗，降低輪軌的使用壽命.

2.2 防護墻結構對流場的影響

以上從氣動升力方面分析了防護墻結構對高速列車的影響，但仍需要結合壓力分布與流線分析產生列車氣動力變化的原因.防護墻對列車流場特性的影響通過同一速度下流場結構的變化表現(xiàn)出來，主要對350 km/h速度下列車的流場特性進行分析.在頭車、中間車、尾車轉向架中部取若干截面，對其壓力分布與流線圖進行分析.由于篇幅限制，只給出特征明顯截面處的壓力分布與流線圖.

2.2.1 防護墻對頭車流場特性的影響

圖5、圖6為有無防護墻時，列車頭車轉向架處中心處的壓力分布與流線圖.

由圖5可知，頭車前轉向架處的壓力分布相比于無防護墻的情況下，列車車身周圍壓力變化并不明顯，但在防護墻周圍出現(xiàn)了較多的低壓區(qū)域，列車轉向架中心處壓力有明顯的升高，防護墻對列車轉向架周圍壓力的影響較為明顯，是導致列車頭車升力上升的原因.

從流線分布圖6中可以看出，有無防護墻時，列車轉向架中心處都有多個渦旋.但明顯可以看出頭車前轉向架處，由于防護墻的存在，使得氣流在防護墻處形成了繞流，且繞流范圍較大；貼近防護墻內壁面處速度較低，而繞流到外壁面時速度增大，導致其周圍出現(xiàn)低壓區(qū)域.同時在防護墻外壁側分別形成了一個小渦旋，并且渦旋逐漸向后發(fā)展、增大，防護墻處的繞流與渦旋作用是頭車升力上升的主要原因.

2.2.2 防護墻對中間車流場特性的影響

圖7、圖8為有無防護墻時，列車中間車轉向架中心處的壓力分布與流線圖.

從圖7中可知，中間車后轉向架中心處壓力變化比較明顯，列車左側區(qū)域的壓力明顯下降，從330 Pa左右降到了 -150 Pa左右，而右側區(qū)域壓力大幅上升，列車底部壓力受左側區(qū)域負壓影響較大，壓力明顯下降，導致中間車氣動升力呈現(xiàn)下降的趨勢.

從圖8中可知，有防護墻時，中間車前轉向架防護墻兩側的渦旋繼續(xù)增大，渦旋向后發(fā)展到后轉向架時兩側渦旋能量出現(xiàn)耗散的趨勢，右側渦旋開始脫落，并開始形成新的渦旋，導致了右側區(qū)域壓力上升.而在后轉向架防護墻與車輪之間區(qū)域又產生了新的渦旋，左側區(qū)域的兩處渦旋運動相比于無防護墻時導致了左側區(qū)域壓力明顯下降.

2.2.3 防護墻對尾車流場特性的影響

從圖9中可以看出，存在防護墻時，尾車前轉向架左側區(qū)域壓力小幅上升，而右側區(qū)域壓力明顯下降，從240 Pa左右降到了-60 Pa左右，底部壓力受右側負壓影響，壓力減小，負壓范圍增大，導致尾車升力下降.

從圖10中可知，尾車前轉向架左側區(qū)域都有渦旋存在，只是渦旋運動的劇烈程度不同，使得左側壓力變化很小，但有防護墻處的渦旋有別于繞流防護墻形成的渦旋.而右側區(qū)域，仍在防護墻處形成繞流，但在外壁側并沒有新渦旋生成，使得該區(qū)域空氣流速加快，導致右側區(qū)域壓力下降.

2.3 防護墻高度對列車氣動性的影響

為了研究防護墻高度對列車氣動特性的影響，在防護墻模型中改變防護墻的高度，分別添加了0.5 m和1 m兩組防護墻高度與0.75 m防護墻高度同在350km/h的速度下進行數值模擬，將得到的氣動升力進行對比.

圖11為不同防護墻高度下列車升力的比較.升力方面，隨著高度的升高，頭車升力分別上升了42.69%、7.55%，且一直為正升力，中間車和尾車的升力都在下降，中間車分別下降了61.72%、8.53%，且恒為負升力，受到向下的壓力，尾車分別下降了38.2%、100.46%，升力由正變?yōu)樨摚恢虚g車和尾車升力的大幅下降，導致整車升力分別下降了25.37%、62.17%，平均下降了43.77%，列車升力隨高度的增加而減小.

2.4 防護墻高度變化對流場特性的影響

為了比較防護墻高度對列車流場特性的影響，選取流場變化明顯的區(qū)域截面進行分析.流場變化是影響氣動力變化的根本原因，因此由前面分析可知，取頭車后轉向架、中間車后轉向架與尾車前轉向架中心的流線圖進行分析.

從圖12可看出，不同防護墻高度下，三個截面外壁側都存在一對渦旋，但隨著防護墻高度的增高，外壁側渦旋逐漸增大，并且渦旋運動越劇烈.在頭車處是渦旋開始生成和發(fā)展的區(qū)域，在中間車和尾車截面處渦旋運動較弱的過早的耗散、脫落，不足以維持渦旋的運動，而較強的渦旋仍能持續(xù)耗散.防護墻高度變化對渦旋耗散、脫落的位置有所影響，渦旋變化位置的不同也是導致列車升力變化的原因.

3 結論

(1)防護墻的存在導致了空氣對防護墻的繞流以及防護墻周圍渦旋的生成.首先空氣在防護墻處的繞流是防護墻兩側生成渦旋的主要原因；其次防護墻外壁側的渦旋從頭車處產生到向后發(fā)展，并經歷渦旋的耗散與脫落，這一系列渦旋的變化是導致列車氣動升力變化的原因.其結果導致了整車升力平均下降了39.25%，整車升力減小；

(2)在現(xiàn)有試驗高度下，隨著防護墻高度的升高，使得空氣在頭車對防護墻的繞流作用明顯，防護墻兩側的渦旋在速度、大小等方面顯著增加，并且影響防護墻兩側渦旋耗散與脫落的位置，是影響氣動特性變化的原因.并且防護墻高度的增加導致高速列車受到的升力平均減小了43.77%.