強風沙環境下高速列車車體沖蝕特性研究

韓鴻， 金阿芳， 熱依汗古麗·木沙

（新疆大學機械工程學院， 新疆烏魯木齊 830017）

0 前言

近年來， 隨著我國經濟的飛速發展， 高速列車也發展迅速。 截至2020 年10 月1 日， 高鐵動車最高時速為420 km/h［1－3］。 而新疆地處西北邊陲， 風速極大， 經常飛沙走石， 著名的蘭新高鐵經過諸多風區，百里風區全長94 km， 每年大風天數超過100 d， 最大瞬時風速為60.2 m/s， 在某些時間段12 級以上風速連續時間超40 h［4］。 因為蘭新鐵路與大風風向垂直， 所以沙石會擊碎車窗玻璃， 在橫風作用下列車車身遭到沖蝕， 積沙掩埋軌道， 甚至出現列車傾覆、 脫軌的現象， 導致列車停運［5－6］。 在強橫風下， 沙石對高速列車造成極大的經濟損失， 對列車和人員也造成極大的安全隱患。 自1960 年起， 發生的安全事故已超38 起， 對經濟、 安全等造成極大的損害［7－9］。

近些年來， 國內外的專家學者開展了一系列氣動和沖蝕性能研究， 主要通過風洞實驗、 實車實驗以及數值 仿 真 進 行 研 究。 英 國 學 者COOPER［10－11］針 對APT－P 列車模型， 采用風洞實驗的方法， 得到側風情況下列車速度增加5%時， 列車傾覆的可能性會增加12%的結論。 PAZ 等［12］采用歐拉－拉格朗日法研究了沙塵暴環境下高速列車的安全性能， 發現沙粒對列車的沖蝕作用集中在鼻尖處， 當沙粒造成的撞擊恢復系數每減小0.2， 對列車造成的阻力減小10%。 MYA等［13］研究了暴雨下列車的氣動性能， 對雨滴進行處理， 并研究了降雨強度、 速度等因素對列車氣動力的影響。 荷蘭KHAYRULLINA 等［14］利用大渦模擬的方法， 研究了高速列車在大風情形下流場的特性， 當高速列車在流場作用下車速為140 km/h 和100 km/h時， 站在站臺上的乘客會感到不適或者存在一定危險。 BAKER［15］利用風洞實驗、 實車實驗以及數值仿真， 對高速列車在橫風環境下的氣動性能做了大量研究。 CHEIL 等［16－18］利用風洞實驗研究了不同路況對高速列車氣動性能的影響。 我國在這方面的研究開展得較晚， 約20 世紀90 年代才開始。 田紅旗［19］利用數值仿真、 實車實驗、 水槽實驗和風洞實驗對高速列車的氣動性能進行對比分析， 分析了每種方法的優缺點及適用范圍。 李田等人［20］基于車輛－軌道耦合動力學和空氣動力學， 提出了一種在沙塵暴環境下處理高速列車運行安全的半耦合求解方法。 張傳英等［21］采用歐拉多相流模型， 研究了路堤上的列車受到風沙及橫風影響的氣動安全性能， 隨著風沙強度的增大， 列車的氣動性能下降。 近些年， 針對高速列車涂層沖蝕磨損的研究也逐步展開， 劉仁等人［22］利用沖蝕磨損實驗機探究了高速動車涂層在不同角度和速度下的沖蝕磨損機制； 劉成樓、 隗功祥［23］制備了柔性環氧防腐底漆， 用于提高高速列車底架的涂層韌性和防腐耐磨性； 孫琳等人［24］研究了不同配比對高速列車抗風沙涂層的拉伸強度、 斷裂伸長率、 耐磨性的影響， 制備出了最佳配比的涂層。

綜上所述， 國內外學者對高速列車的研究多集中在風沙雨雪耦合對列車氣動性能的影響， 而關于強風沙對高速列車沖蝕性能的研究較少。 本文作者以西北極端環境為背景， 分析沙塵暴環境下不同車速、 粒徑、 風速對列車造成的沖蝕， 并選取列車受橫風沖蝕最嚴重的基體區域進行實驗及模擬。

1 高速列車空氣動力學模型及邊界條件

1.1 數學模型

文中選擇CRH 車型進行仿真， 利用流體軟件設定最高車速為350 km/h， 最低車速為150 km/h， 馬赫數小于0.3， 將流動處理為不可壓縮流動， 湍流模型取Realizableκ－ε兩相控制方程。 模擬過程中忽略列車周圍溫度的變化， 所以不考慮能量方程的求解。Realizableκ－ε湍流控制方程［25－27］如下：

式中：κ為湍動能；ε為湍流耗散率；μ為分子黏性系數；μt為湍流渦黏性系數；ρ為電解液密度；xj為坐標分量；uj為平均相對速度分量；pκ為湍動能生成項；?為濾波尺度；Eij為主流的時均應變率；ωk為角速度；Ωij為平均渦度；Ωij為平均旋轉速率；C1、C2、A0、σε、σκ為模型常數。

1.2 幾何建模和網格劃分

以國內CRH 車型為原型建立文中的模型， 比例為1 ∶3， 如圖1 所示， 列車高度為4 m， 寬度為3.5 m，長為80 m。 計算域如圖2 所示。 為了盡可能節約計算資源， 提高計算機的利用效率， 對列車進行簡化， 忽略受電弓、 門把手、 轉向架對列車沖蝕的影響。

圖1 列車的幾何模型及車身材料選取Fig.1 Geometric model of train and selection of body material

圖2 計算域及邊界條件設定Fig.2 Computational domain and boundary condition setting

邊界條件的設置如下： 入口1 設置為速度入口，入口2 設置為沙粒的入射速度， 出口1 設置為壓力出口， 出口2 設置為自由流動出口， 地面設置為滑移壁面， 速度設置為列車速度。 列車及其余壁面均設置為無滑移壁面， 粒子的入射條件設置為面入射源， 粒子與列車及壁面的碰撞均為完全彈性碰撞， 設置為反彈條件， 忽略碰撞造成的能量損失。 經過網格劃分的獨立性驗證后， 選擇網格數量約為2 000 萬。

1.3 離散相設置方法

為研究強沙塵條件下沙粒對列車的沖蝕影響， 忽略顆粒形狀， 將沙粒近似為圓形顆粒， 采用基于Eul?er－Lagrange 體系的DPM 模型， 基于蔣富強等［28］的研究（見表1）， 將沙粒粒徑的范圍設置為0.1 ～1 mm，因為48%以上的沙粒位于該區間內， 所以選取該區間的沙粒具有代表性。 基于郝贠洪等［29］的研究， 將入射粒子風速設置為12～35 m/s， 此范圍基本涵蓋了新疆地區可能出現的各種強度的沙塵天氣狀況。

表1 粒子分布區間占比Tab.1 Particle distribution interval ratio

使用流體模擬軟件中的DPM 模型進行流體模擬，其中DPM 的控制方程和沖蝕磨損模型如下， 控制方程如下：

其中：u為氣相速度；up為硬質顆粒的速度；μ為氣體動力黏度；ρ為氣體密度；ρp為硬質磨料顆粒的密度；dp為硬質磨料顆粒直徑；Re為相對雷諾數；CD為曳力系數；gx為x方向重力加速度；Fx為x方向的其他作用力（含附加質量力、 熱泳力、 布朗力和Saffman 升力）。

對于非球形顆粒CD采用HAIDER 和LEVENSPIEL［30］提出的如下表達式：

其中：φ＝S/Sreal定義為形狀因子，S為等體積球形顆粒的表面積；Sreal為顆粒的真實表面積。 當形狀因子φ＝1 時， 顆粒的形狀為球體，φ越小， 顆粒的形狀越不規則。φ＜1 時，φ越小， 同樣顆粒雷諾數下的拖曳力系數值越大。

沖蝕磨損方程如下：

其中：C（dp） 為硬質磨料顆粒粒徑函數；α為硬質顆粒與噴嘴壁面的沖擊角，f（α） 為沖擊角函數；v為硬質磨料顆粒的相對速度函數，b（v） 為硬質磨料相對速度函數， 取2.6；Aface為霧化噴嘴的壁面面積。默認值為：C（dp）＝1.8× 10－9，f＝1，b＝0。 在DPM中設置沙粒撞擊列車的法向反彈系數和切向反彈系數， 如式（18） （19） 所示； 沖擊角函數采用線性分段定義， 如表2 所示。

表2 沖擊角線性分段函數值Tab.2 Impact angle linear piecewise function value

離散相法向反彈系數：

離散相切向反彈系數：

2 仿真結果與分析

2.1 列車速度對沖蝕率的影響

由圖3 所示的沖蝕率云圖可知： 列車的鼻尖和車窗處的沖蝕磨損率最大。 由圖4 可知： 隨著列車速度的增大， 沖蝕率和沖蝕率的增長率均逐漸增大。 隨著車速由150 km/h 增加到250 km/h， 列車沖蝕率開始出現緩慢的增長， 隨著車速從250 km/h 增加到350 km/h， 沙粒與列車的碰撞和反彈越來越劇烈， 出現多次二次碰撞。 當沙粒撞擊列車后， 隨著車速的增大， 沙粒的反彈和撞擊加劇， 二次撞擊的次數增加，對列車造成的沖蝕磨損傷害也越來越大。 同時， 由于受到橫風的影響， 沖蝕率最大的位置出現在迎風側，背風側的沖蝕率相對較小。 因為在列車迎風側出現最大正壓區， 隨著列車車速的增大， 正壓區也越來越大， 最大正壓區向迎風側偏移， 沖蝕率也隨著最大正壓區的增大而增大， 由于渦流的原因， 在背風側出現負壓區， 負壓區隨著車速的增大而減小。 同時由于渦流的原因， 列車底部的沙粒反彈后又撞向列車， 造成列車底部也存在一定的沖蝕。

圖3 不同車速下的沖蝕云圖Fig.3 Erosion cloud maps at different speed： （a） 150 km/h； （b） 200 km/h； （c） 250 km/h；（d） 300 km/h

圖4 沖蝕率隨車速變化曲線Fig.4 The variation curve of the erosion rate with train speed

2.2 顆粒粒徑對沖蝕率的影響

沙粒顆粒直徑對沖蝕率有極大的影響， 根據蔣富強等［28］的研究， 選取0.1 ～1 mm 的沙粒粒徑對沖蝕率進行研究。 由圖5 可知： 隨著沙粒粒徑的增大， 在橫風作用下列車的沖蝕面積和最大沖蝕率也不斷增加， 因為隨著沙粒粒徑的增大， 在相同的風速下， 沙粒的動能越來越大， 當粒子撞向頭車和尾車后， 沙粒經過多次反彈再次撞向列車， 對列車造成二次和多次沖蝕， 并且沖蝕粒子作用于車頭和車身的形狀逐漸由三角形向多邊形過渡。 同時， 由圖6 可知： 當高速列車處于較低車速時， 列車的沖蝕率先較劇烈增加， 之后增加得較緩慢。 可能是因為開始時， 隨著沙粒粒徑的增加， 沙粒的動能增加較為迅速， 沖蝕率增加較大； 當沙粒粒徑繼續增加時， 由于攜帶的沙粒相對減少， 動能的增加相對之前減緩， 反彈的粒子也相對減少， 所以對列車沖蝕率的增加相對減緩。 當列車速度達到300 km/h 時， 沖蝕率幾乎呈線性增長， 沖蝕率的增長率維持在恒定值。 列車的速度較高時， 相對運動下， 相同的風速攜帶的沙粒粒子的動能較大， 所以粒子撞擊列車后， 速度并不會立即減小為零， 還剩下相對較大的動能， 在列車表面經多次反彈后， 最終動能才會減為零， 所以沖蝕率一直呈線性增加趨勢。 同時， 由圖6 可知， 在粒徑為1mm 時， 300 km/h的沖蝕率是250 km/h 的1.3 倍， 是200 km/h 的1.4 倍。

圖5 不同沙粒直徑下的沖蝕云圖Fig.5 Erosion cloud maps of different particle diameters：（a） 0.2 mm； （b） 0.5 mm； （c） 1 mm

圖6 沖蝕率隨沙粒粒徑變化曲線Fig.6 The variation curves of the erosion rate with particle diameters

2.3 風速對沖蝕率的影響

研究風速對沖蝕率的影響時， 分別選取風速為12、 16、 19、 23、 26、 31、 35 m/s， 其中12、 16 m/s對應弱沙塵暴， 19、 23 m/s 對應中等強度沙塵暴，26、 31、 35 m/s 對應強沙塵暴。 由圖7 可知： 隨著風速的增大， 沙粒的速度和動能增大， 對列車的沖蝕磨損加劇。 當風速較小時， 沙粒對列車的沖擊力可以分解為水平方向的微切削力和垂直方向的鑿削力， 由于沙粒攜帶的動能較小， 主要的作用力水平方向的微切削力和垂直方向的鑿削力均較小， 所以對列車的沖蝕率較小， 只對表面進行了磨削作用。 當風速逐漸增大時， 水平方向的微切削力和垂直方向的鑿削力均增大， 水平方向的微切削作用與垂直方向的擠壓作用均增大， 垂直方向的擠壓力形成凹坑， 微切削作用與擠壓作用相互增強、 相互促進， 導致沖蝕磨損率越來越大。 由圖8 可知： 在列車速度較低時， 最大沖蝕率隨風速的增長相對較緩慢， 當列車速度較大時， 最大沖蝕率的增長率增大， 此時粒子與列車發生劇烈撞擊和反彈， 進一步增大了沖蝕率。 在風速為35 m/s 時，車速為350 km/h 的沖蝕率是200 km/h 的2.8 倍， 是250 km/h 的1.32 倍。

圖7 不同風速下的沖蝕云圖Fig.7 Erosion cloudmaps of different wind speed：（a） 12 m/s； （b） 23 m/s； （c） 35 m/s

圖8 沖蝕率隨風速變化曲線Fig.8 The variation curves of the erosion rate with wind speed

3 高速列車車體沖蝕磨損模擬及實驗分析

3.1 幾何模型及邊界條件

對沖蝕磨損實驗機內部進行1 ∶1 建模， 長為260 mm、 寬為200 mm、 高為80 mm。 基體距離入口120 mm， 基體長為60 mm、 寬為60 mm、 高為5 mm。為了盡可能節約計算資源， 提高計算機的利用效率，對沖蝕實驗機內部進行簡化， 利用MESH 劃分網格并對邊界層進行加密， 增長率設置為1.1。 進行網格無關性驗證后， 選擇網格數量約為280 萬。 邊界入口條件設置為速度入口， 出口條件設置為壓力出口， 其余條件均設置為壁面條件。

3.2 仿真結果與分析

3.2.1 顆粒形狀因子對沖蝕率的影響

由圖9 可知： 隨著形狀因子逐漸增大， 列車的沖蝕率逐漸減小， 但沖蝕面積逐漸密集。 因為當形狀因子較小時， 主要發生微切削磨損， 顆粒形狀較為尖銳， 當形狀因子較大時， 主要發生鑿削， 所以磨損形狀多為坑狀。 而列車材料為典型的塑性材料， 所以微切削磨損是決定最大磨損率的主要因素。

圖9 不同顆粒形狀因子下試樣的沖蝕云圖Fig.9 Erosion cloud maps of samples with different particle shape factors： （a） 0.5； （b） 0.671；（c） 0.806； （d） 1

3.2.2 質量流量對沖蝕率的影響

顆粒的質量流量對沖蝕率也有著較大的影響， 如圖10 所示。 隨著顆粒質量流量的增加， 沖蝕的位置越來越密集， 沖蝕率也越來越大。 因為隨著質量流量的增大， 風攜帶的沙粒越來越多， 沙粒的動能越來越大， 所以沖蝕率也越來越大； 后期增速減緩主要是因為后期攜帶的沙粒增多， 沙粒受到的阻力作用也增大， 所以沙粒的沖蝕率增速減緩。

圖10 不同質量流量下的沖蝕云圖Fig.10 Erosion cloud maps of samples with different mass flow rate： （a） 0.25 kg/s； （b） 0.5 kg/s；（c） 0.75 kg/s； （d） 1 kg/s

3.3 高速列車車身沖蝕磨損實驗

實地測量高速列車的數據后， 選取頭車車體處的位置， 選用車體處的材料， 如圖1 所示， 試件尺寸為60 mm×60 mm×5 mm， 并利用沖蝕磨損實驗機進行實驗， 在進行沖蝕實驗前， 用砂紙打磨試樣并用丙酮清洗試樣除去油污和氧化層。 實驗中選用的主要沖蝕沙粒為棕剛玉， 密度為2 650 kg/m3， 沙粒直徑為0.55 mm， 沖沙量為250 g/min， 每次沖蝕時間為10 mim， 每個試樣重復4 次， 每次實驗前后將試樣放入帶有酒精的超聲波清洗儀清洗并晾干， 除去第一次實驗所得數據存在較大的誤差外， 剩余3 次利用FA2004 電子天平（精度為0.1 mg） 稱取試件減少質量取平均值， 利用實驗法求得沖蝕磨損率的表達式為

式中：m為試件減少的質量， kg；S為試件面積， m2；t為時間， s。

文中共研究了2 種實驗條件對高速列車車體處材料沖蝕的影響， 設定的實驗條件如下：

（1） 沖蝕的角度為垂直入射， 噴槍噴頭距離試樣為120 mm， 空氣壓縮機設定的壓力為0.2 MPa，風速為13 m/s， 沙粒的形狀因子分別設定為0.5、0.671 （正四面體顆粒）、 0.806 （立方體顆粒）、 1（球形顆粒）。

（2） 沖蝕的角度為垂直入射， 噴槍噴頭距離試樣為120 mm， 空氣壓縮機設定的壓力為0.2 MPa，風速 為13 m/s， 沙 粒 的 質 量 流 量 為0.25、 0.5、0.75、 1 kg/s。

3.4 實驗結果與分析

3.4.1 顆粒形狀對沖蝕率的影響

由圖11 可知： 在形狀因子較小時， 由于列車材料為典型的塑性材料， 硬度小， 柔韌性好， 發生的沖蝕磨損主要為微切削磨損， 其表面主要的破壞形式為犁削和切削， 同時伴有凹坑的出現， 在沙粒撞向基材表面時， 可以分解為水平方向的微切削力和垂直方向的擠壓力。 形狀因子較小時， 粒子是比較尖銳的多邊形， 所以對表面的破壞主要為微切削磨損， 同時由于沙粒的硬度遠高于基材， 所以形狀因子越小的沙粒微切削造成的沖蝕磨損與垂直方向的擠壓力互相促進，造成的沖蝕磨損越大。 同時， 由于粒子為多邊形， 較尖銳， 在一次沖蝕后， 粒子部分破碎， 剩余粒子仍然較大， 所以存在二次沖蝕的可能性， 總的沖蝕量為2次沖蝕量之和， 造成的沖蝕量較大。 隨著沙粒形狀因子逐漸增大， 粒子的尖銳程度逐漸減小， 水平方向的微切削磨損逐漸減少， 垂直方向的擠壓力逐漸增大，在凹坑的前部出現材料的堆積， 形成擠出唇， 之后沙粒對擠出唇反復擊打， 直至材料呈片狀離開靶材， 此時主要的作用力逐漸變為垂直方向的擠壓， 磨損方式也由微切削磨損逐步轉為鑿削磨損， 由于微切削磨損減少， 所以沖蝕磨損率下降。 當形狀因子繼續增大到1 時， 入射的粒子為球形， 此時垂直方向的擠壓力達到最大， 在凹坑的周圍出現材料的堆積， 基材表面出現多個凹坑， 而由于列車車鼻材料有較好的柔韌性，所以造成的沖蝕磨損率較小。 同時， 形狀因子為0.5的粒子的沖蝕率是形狀因子為1 的3.68 倍。

圖11 不同形狀因子下材料的沖蝕磨損形貌Fig.11 Erosion wear morphologies of materials with different particle shape factors： （a） 0.671； （b） 0.806； （c） 1

3.4.2 質量流量對沖蝕率的影響

由圖12 可知： 隨著質量流量的增大， 沙粒的沖蝕磨損率逐漸增大， 這時由于質量流量較小時， 風攜帶的沙子較少， 沙粒的動能較小， 沙粒對表面的沖蝕主要以微切削磨損為主； 隨著沙粒質量流量的增大，風攜帶沙子能力增強， 沙粒對表面的沖蝕逐步以鑿削為主， 并在凹坑前部出現材料的堆積， 沖蝕率繼續增大； 質量流量繼續增大時， 沖蝕率出現一定的減小，主要原因是隨著風攜帶的沙粒越來越多， 沙粒之間存在互相碰撞， 導致車頭及車身處產生明顯渦流， 沙粒增多， 重力和曳力也隨之增大， 使得一部分沙粒還未撞擊到基材速度就已經減為零， 所以沖蝕率出現些許的減小。 當質量流量由0.25 kg/s 增加到0.75 kg/s時， 沖蝕率的增速為96%， 在質量流量由0.75 kg/s增加到1 kg/s 時， 沖蝕率的增速為－2%。

圖12 不同質量流量下的沖蝕磨損形貌Fig.12 Erosion wear morphologies of materials with different mass flow rate： （a） 0.25 kg/s； （b） 0.5 kg/s； （c） 0.75 kg/s

3.5 實驗與模擬對照分析

由圖13 可知： 當形狀因子為0.5 時， 沖蝕率實驗值為5.49 ×10－4kg/（m2·s）； 當形狀因子為0.671時， 沖蝕率實驗值2.66×10－4kg/（m2·s）； 當形狀因子 為 0.806 時， 沖 蝕 率 實 驗 值 為 2.26 × 10－4kg/（m2·s）； 當形狀因子為1 時， 沖蝕率實驗值為1.49×10－4kg/（m2·s）。 最大沖蝕率反映整個板材受沖蝕最嚴重的位置， 而平均沖蝕率反映整個板材受磨損的平均情況， 雖然無法完全模擬板材的材質， 模擬和實驗之間存在一定的誤差， 但誤差率控制在5%以內， 所以通過模擬可以在一定程度上預測實驗， 節約實驗所需的成本。

圖13 不同顆粒形狀因子下試樣實驗與計算沖蝕率Fig.13 Experimental and calculated erosion rates of samples under different particle shape factors

由圖14 可知： 在質量流量為0.25 kg/s 時， 沖蝕率實驗值為1.01×10－4kg/（m2·s）； 質量流量為0.5 kg/s 時， 沖蝕率實驗值為1.46×10－4kg/（m2·s）； 質量流量為0.75 kg/s 時， 沖蝕率實驗值為1.98×10－4kg/（m2·s）； 質量流量為1 kg/s 時， 沖蝕率實驗值為1.94×10－4kg/（m2·s）。 可以看出： 隨著質量流量的增大， 沖蝕率先增大后減小。 因為粒子之間的碰撞加劇， 同時受到的渦流以及重力和曳力也增加， 所以沖蝕率略微有所下降。 模擬的最大沖蝕率值一直增加，但平均沖蝕率值也有所下降， 所以模擬的平均值與實驗值的趨勢一致。 模擬在一定程度上可以反映實驗的趨勢， 模擬與實驗的誤差在4.2%以內， 這對列車車身材料的沖蝕防護有一定意義。

圖14 不同沙粒質量流量下試樣的實驗與計算沖蝕率Fig.14 Experimental and calculated erosion rates of samples with different sand mass flow rate

4 結論

（1） 高速列車的鼻尖和車窗處受到了最大的沖蝕磨損率。 由于受到橫風的影響， 沖蝕率最大的位置出現在迎風側， 背風側的沖蝕率相對較小。 沙粒粒徑和風速也對列車沖蝕率有極大影響。

（2） 對高速列車車身處的材料進行實驗可得：在形狀因子較小時， 發生的沖蝕磨損主要為微切削磨損， 決定沖蝕率的主要因素為硬度， 由于沙粒的硬度遠高于基材， 所以沖蝕率較大。 由于沙粒之間互相碰撞渦流以及重力和曳力的影響， 沙粒的沖蝕磨損率隨質量流量先逐漸增大后略有減小。

（3） 以顆粒形狀和質量流量為變量進行實驗與模擬， 可得： 兩者的平均沖蝕率誤差在5%以內， 說明流體模擬軟件可以較精確地模擬車體材料沖蝕過程， 對之后研究車體涂層的抗沖蝕具有一定的參考意義。