高廣軍，段麗麗

(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)

單線路堤上擋風墻高度研究

高廣軍，段麗麗

(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)

采用數(shù)值模擬計算的方法，對單線路堤上不同高度單、雙側(cè)擋風墻對列車氣動性能的影響進行研究。研究結(jié)果表明：安裝擋風墻后，車輛的氣動力系數(shù)遠遠小于無擋風墻時的氣動力系數(shù)，車輛的迎風面受到的壓力由大部分正壓轉(zhuǎn)變?yōu)榇蟛糠重搲?，車輛頂部受到的負壓明顯減小；擋風墻的不同高度對車輛的氣動性能有明顯影響，擋風墻高度較低時，橫向力系數(shù)為正值，隨擋風墻高度的增加而減小，達到一定高度后，由正值變?yōu)樨撝?，而傾覆力矩系數(shù)則正好相反；對于單側(cè)擋風墻，在擋風墻高度為1.85 m時，車體的傾覆力矩系數(shù)為0，其合理高度應(yīng)為1.85 m；對于雙側(cè)擋風墻，當擋風墻高度為2.00 m時，傾覆力矩系數(shù)為0，因此，擋風墻合理高度為2.00 m。

擋風墻；路堤；氣動性能；數(shù)值模擬

在風區(qū)地段，大風受到路堤的阻滯，在路堤上會發(fā)生明顯增速效應(yīng)[1]，且路堤越高，增速效應(yīng)越明顯。根據(jù)對蘭新線上歷年來的事故調(diào)查分析，事故均發(fā)生在路堤地段[2]，事故車輛甚至包括1節(jié)50 t重棚車。為了預(yù)防事故的發(fā)生，文獻[3?4]采用車輛一線和二線上車輛的傾覆力矩系數(shù)之和為最小的方法研究了蘭新線上擋風墻合理高度；文獻[5]介紹了蘭新線上土堤式、加筋土式、砼枕直插式和砼板式擋風墻的防風性能；文獻[6]采用風洞試驗和數(shù)值模擬計算的方法研究了南疆線(烏魯木齊—喀什)橋梁上透風式擋風墻的氣動性能。實際上，蘭新線(蘭州—烏魯木齊)風區(qū)位于戈壁灘地段，大風經(jīng)常卷起地面的沙子，會擊碎車窗玻璃，為此，蘭新線擋風墻的實際高度設(shè)定為3.0 m[7]，正好位于客車車窗玻璃上方。同時，蘭新線上的風為季風，風向較為穩(wěn)定，因此，蘭新線修建的是單側(cè)擋風墻。而實際上我國地域廣闊，氣象條件各異，如青藏線沿線年大風日為 115～160 d，最大風速達 20～28 m/s[8]，歷史上極端最大風速在31 m/s 以上, 安多地區(qū)達38 m/s[9]。為了防止大風引起的事故發(fā)生，許多國家都在大風地區(qū)修建了擋風墻[10?12]，但國外線路主要是針對客車，而非針對貨車。我國的線路多為客貨混跑線路，且棚車的臨界傾覆風速較低，因此，對風速較大而沙害較小的地區(qū)，可以針對棚車設(shè)計擋風墻。在此，本文作者針對單線路堤上的單側(cè)和雙側(cè)擋風墻的合理高度進行研究。

1 計算模型與邊界條件

1.1 計算模型

由于棚車的臨界傾覆風速最低，只有30 m/s[13]，因此，應(yīng)當以棚車是否會傾覆為標準來設(shè)計擋風墻。本文采用二維模型研究路堤上擋風墻高度對氣動力系數(shù)的影響。若取車體的寬度l=2.8 m，橫風風速采用標準風速u10(即參考高度Z10=10 m處的風速)[14]，u10=35 m/s，空氣在 20 ℃時的運動黏度ν=15.08×10?6m2/s，則雷諾數(shù)Re=u10l/ν=6.50×10?6，列車周圍的流場呈湍流狀態(tài)。湍流模型采用κ?ε雙方程，控制方程組見文獻[15]。

本文研究了車體在不同高度擋風墻下的橫向力系數(shù)、升力系數(shù)和傾覆力矩系數(shù)，其系數(shù)表示為：

其中：CS為氣動橫向力系數(shù)；CL為氣動升力系數(shù)；CM為傾覆力矩系數(shù)；FS為氣動橫向力；FL為氣動升力；FM為傾覆力矩，原點位于軌道中心線處；ρ為空氣密度，ρ=1.225 kg/m3；A為車輛單位長度側(cè)向投影面積，A=4.063 m2；H為擋風墻參考高度，H=1.0 m。

1.2 計算區(qū)域及邊界條件

車體底面距軌面的距離為1.3 m。為便于設(shè)定入口以及出口邊界條件，計算區(qū)域上游入口處和下游出口處都盡量遠離車體，避免受來流或尾流的影響，計算區(qū)設(shè)定為150 m×100 m(長×高)，見圖1，車體距入口 50 m。入口采用標準風速，即u=(Z/Z10)αu10(式中：u為高度Z處的風速；u10=35 m/s；α為速度型指數(shù)，選取B型地面類型(田野、鄉(xiāng)村、叢林、丘陵以及房屋比較稀疏的鄉(xiāng)鎮(zhèn)和城市郊區(qū))，則α=0.16[14])。出口設(shè)為壓力出口，靜壓為0 Pa；車體、地面以及計算區(qū)域上邊界均設(shè)為無滑移的光滑壁面邊界條件。采用三角形單元進行離散，考慮到車體表面的黏滯氣流，在車體表面加了附面層，同時，對車體表面進行加密處理，以增加計算的準確度。車體表面附近網(wǎng)格示意圖見圖2。

圖1 計算區(qū)域Fig.1 Calculation region

圖2 車體表面附近網(wǎng)格Fig.2 Mesh near train surface

2 計算工況

在既有線路下研究擋風墻的設(shè)置。既有線路堤頂面最大寬度為7.1 m。為了避免擋風墻侵入車輛限界，擋風墻設(shè)置在距軌道中心3.2 m處。擋風墻的形式包括土堤式、加筋土式、砼枕直插式和砼板式擋風墻。其中，砼枕直插式為卸風式擋風墻，在大風情況下，該擋風墻背后有可能集沙，為此，烏魯木齊局對砼枕直插式擋風墻進行了改造，對縫隙進行了填充。本文僅以擋風式擋風墻為基礎(chǔ)來研究擋風墻的優(yōu)化。對于風向變化不大的地方可以采用單側(cè)擋風墻，而對于風向變化較大的地方可以設(shè)置雙側(cè)擋風墻。文中單側(cè)擋風墻高度H分別選取1.5，1.9，2.1和2.3 m，雙側(cè)擋風墻高度H分別選取1.9，2.1，2.3，2.5和2.7 m。路堤上單側(cè)、雙側(cè)擋風墻模型及坐標定義分別見圖3和圖 4。為了對比擋風墻的擋風效果，同時計算了沒有擋風墻時的氣動力系數(shù)。

圖3 路堤上單側(cè)擋風墻設(shè)置及坐標定義Fig.3 Single-sided wind barrier on embankment and its coordinate definition

圖4 路堤上雙側(cè)擋風墻設(shè)置及坐標定義Fig.4 Double-sided wind barrier on embankment and its coordinate definition

3 計算結(jié)果

3.1 氣動力系數(shù)計算結(jié)果

根據(jù)式(1)計算車輛的氣動力系數(shù)。在無擋風墻時，氣動橫向力系數(shù)CS為2.13，升力系數(shù)CL為1.76，傾覆力矩系數(shù)CM為?5.03。單側(cè)擋風墻時車輛的氣動力系數(shù)與擋風墻高度關(guān)系見圖 5，雙側(cè)擋風墻時車輛的氣動力系數(shù)與擋風墻高度關(guān)系見圖6。

圖5 單側(cè)擋風墻時氣動力系數(shù)與擋風墻高度的關(guān)系Fig.5 Relationship between train aerodynamic coefficients and height of single-sided wind barrier

圖6 雙側(cè)擋風墻時氣動力系數(shù)與擋風墻高度的關(guān)系Fig.6 Relationship between train aerodynamic coefficients and height of double-sided wind barrier

從圖5可以看出：當采用單側(cè)擋風墻時，隨著擋風墻高度的增加，氣動橫向力系數(shù)迅速降低；當擋風墻的高度約為1.65 m時，車體的橫向力系數(shù)變?yōu)?，之后方向發(fā)生改變，其值又迅速增加；升力系數(shù)隨擋風墻高度的變化不敏感；在擋風墻高度為1.50 m時，車輛的傾覆力矩系數(shù)為負值(向擋風墻傾覆)；隨著擋風墻高度的增加，傾覆力矩系數(shù)單調(diào)增加，在高度為1.85 m，傾覆力矩系數(shù)變?yōu)?，之后變?yōu)檎?背離擋風墻傾覆)。由于車體的傾覆主要是由傾覆力矩引起，因此，當采用單側(cè)擋風墻時，擋風墻的合理高度為 1.85 m。從圖 6可以看出：當采用雙側(cè)擋風墻時，橫向力系數(shù)隨著擋風墻高度的增加迅速降低，在高度為1.80 m時橫向力系數(shù)幾乎為0，之后方向發(fā)生改變并迅速增加；升力系數(shù)隨擋風墻高度的變化不明顯；傾覆力矩系數(shù)隨擋風墻高度的增加迅速降低，當擋風墻高度為2.00 m時，傾覆力矩系數(shù)幾乎為0。因此，當采用雙側(cè)擋風墻時，合理高度為2.00 m。

從圖5和圖6可以看出：與無擋風墻相比，安裝合適高度的擋風墻后，車輛的氣動橫向力系數(shù)和傾覆力矩系數(shù)幾乎都可以降低到 0?？梢姡簱躏L墻具有優(yōu)越的防風性能；當擋風墻高度較低時，在同樣高度擋風墻的情況下，單側(cè)擋風墻時車輛的橫向力系數(shù)和傾覆力矩系數(shù)均比雙側(cè)擋風墻時的低，同時，安裝雙側(cè)擋風墻后車輛的升力系數(shù)明顯減小，這說明背風側(cè)擋風墻對車輛周圍的流場結(jié)構(gòu)影響較大。

3.2 車體表面壓力分布

由于車輛受到的氣動力和力矩均是由車輛表面的分布壓力經(jīng)積分合成得到的，因此，車體表面壓力分布不同是造成氣動力變化的主要原因。為了對比分析，本文僅給出了當單側(cè)和雙側(cè)擋風墻高度H＝1.90 m和沒有擋風墻時車體的周圍流場和車體表面的壓力分布，周圍流場分布見圖 7～9，車體表面壓力分布見圖10～12。

圖8 單側(cè)擋風墻時流場結(jié)構(gòu)Fig.8 Fluent structure with single-sided wind barrier

圖9 雙側(cè)擋風墻時流場結(jié)構(gòu)Fig.9 Fluent structure with double-sided wind barrier

圖10 無擋風墻時壓力分布Fig.10 Pressure distribution without wind barrier

圖11 單側(cè)擋風墻時壓力分布Fig.11 Pressure distribution with single-sided wind barrier

圖12 雙側(cè)擋風墻時壓力分布Fig.12 Pressure distribution with double-sided wind barrier

從圖7可以看出：沒有擋風墻時，在車體的迎風面基本為正壓，在車體的背風面有1個較大的漩渦，車體頂部和底部空氣流速加快，在車體的頂部還形成1個漩渦。從圖8可以看出：在迎風側(cè)安裝擋風墻后，在擋風墻后產(chǎn)生較強的漩渦，形成負壓區(qū)；在背風面產(chǎn)生了2個漩渦，也產(chǎn)生負壓區(qū)；此外，由于受到擋風墻的阻滯，車體頂部的漩渦要比無擋風墻時的漩渦小。從圖9可以看出：在兩側(cè)裝擋風墻后，車體迎風面、車頂和車底處的流場與單側(cè)擋風墻時的流場基本一致；但在背風側(cè)，底部的空氣受到下游擋風墻的影響，氣流流向上方并產(chǎn)生了1個較弱的漩渦，車體底部上升的氣流和頂部的氣流最終在下游擋風墻的外側(cè)形成1個較強的漩渦，因此，安裝擋風墻后車體周圍的流場發(fā)生了明顯的改變。

從圖10可看出：在無擋風墻時，車體的迎風面是正壓力，但壓力較??；背風面承受的是負壓且壓力較大，因此，車體受到的橫向力主要是由迎風面的正壓力和背風面的負壓產(chǎn)生的；此外，車體的頂部迎風側(cè)有較大的負壓，而底部也是負壓但壓力較小，因此，車體受到較大的正升力的作用。從圖11可以看出：安裝單側(cè)擋風墻后，雖然擋風墻以上小部分為正壓區(qū)，但車體的迎風面擋風墻高度以下變?yōu)檩^強的負壓區(qū)，因此，車體受到的橫向力相對于無擋風墻時明顯減小；同時，在安裝擋風墻后，車輛頂部的負壓降低，而車輛底部的負壓升高，車輛受到的升力減小。從圖12可以看出：安裝雙側(cè)擋風墻后，由于受背風側(cè)擋風墻的影響，車輛迎風側(cè)擋風墻高度以下車體表面的負壓降低，而背風側(cè)受擋風墻的影響負壓升高，因此，車輛受到的橫向力與單側(cè)擋風墻相比增大，同時，車輛底部的高負壓區(qū)的面積增大，車輛受到的總升力降低。

4 結(jié)論

(1) 安裝擋風墻后，車輛的氣動力系數(shù)遠遠小于無擋風墻時的氣動力系數(shù)。

(2) 安裝擋風墻后，車輛的迎風面受到的壓力由大部分正壓轉(zhuǎn)變?yōu)榇蟛糠重搲海囕v頂部受到的負壓明顯減小。

(3) 當安裝擋風墻后車輛受到的橫向力系數(shù)有明顯改變，擋風墻高度較低時橫向力系數(shù)為正值，其值隨擋風墻高度的增加而減小，達到一定高度后由正值變?yōu)樨撝怠?/p>

(4) 在風速一定時，對于同樣高度的單側(cè)擋風墻和雙側(cè)擋風墻，其迎風面、車頂和車底的壓力分布基本相同，但對于雙側(cè)擋風墻由于受背風側(cè)擋風墻的影響，車體迎風面及背風面負壓力明顯小于單側(cè)擋風墻時車體表面壓力，因此，車體的橫向力系數(shù)和傾覆力矩系數(shù)增大；同時，車體頂部底部的負壓升高，車輛的氣動升力系數(shù)減小。

(5) 對于單側(cè)擋風墻，其合理高度為1.85 m；對于雙側(cè)擋風墻，其合理高度為2.00 m。

[1] 烏魯木齊鐵路局. 強側(cè)風條件下列車運行安全性現(xiàn)場試驗研究[R]. 烏魯木齊: 烏魯木齊鐵路局, 2006: 4.

Urumchi Railways Bureau. Research on the field test of train safety running operation under strong side wind condition[R].Urumchi : Urumchi Railways Bureau, 2006: 4.

[2] 李斌. 蘭新線風區(qū)段鐵路大風氣象災(zāi)害及防風措施[J]. 大陸橋視野, 2007(6): 88?89.

LI Bin. Wind disaster and its countermeasures in wind region of Lanzhou-Xinjiang railway line[J]. Landbridge Horizon, 2007(6):88?89.

[3] 劉鳳華. 不同類型擋風墻對列車運行安全防護效果的影響[J].中南大學學報: 自然科學版, 2006, 37(1): 166?182.

LIU Feng-hua. Wind-proof effect of different kinds of wind-break walls on the security of trains[J]. Journal of Central South University: Science and Technology, 2006, 37(1):166?182.

[4] 姜翠香, 梁習鋒. 擋風墻高度和設(shè)置位置對車輛氣動性能的影響[J]. 中國鐵道科學, 2006, 27(2): 66?70.

JIANG Cui-xiang, LIANG Xi-feng. Effect of the vehicle aerodynamic performance caused by the height and position of wind-break wall[J]. China Railway Science, 2006, 27(2): 66?70.

[5] 楊鑫炎, 鄭史雄. 鐵路路基擋風墻抗風性能分析及方案比較[J]. 四川建筑, 2004, 24(3): 57?59.

YANG Xin-yan, ZHEN Shi-xiong. Wind resistance performance and project comparison of wind barrier on embankment[J].Sichuan Architectural, 2004, 24(3): 57?59.

[6] 鄭繼平. 南疆線橋梁擋風墻結(jié)構(gòu)性能研究[D]. 西安: 西南交通大學建筑與土木工程學院, 2008: 53?59

ZHEN Ji-ping. Study on the behaviors of bridge windbreak of Nanjiang Railway[D]. Xi’an: Southwest Jiaotong University.College of Architecture & Civil Engineering, 2008: 53?59.

[7] 曾廣勇. 蘭新線大風地區(qū)的擋風墻勘察與設(shè)計[J]. 路基工程,1998, 81(6): 24?29.

ZENG Guang-yong. Wind barrier survey and design in wind region of Lanzhou-Xianjiang railway[J]. Subgrade Construction,1998, 81(6): 24?29.

[8] 邱道成. 青藏鐵路格拉段高原凍土站場設(shè)計的特點[J]. 冰川凍土, 2003, 25(Z1): 133?135.

QIU Dao-cheng. The trait of the railway stations and yards design in the permafrost regions of the Qinghai-Tibet railway[J].Journal of Glaciology and Geocryology, 2003, 25(Z1): 133?135.

[9] 白虎志, 李棟梁, 董安祥, 等. 青藏鐵路沿線的大風特征及風壓研究[J]. 冰川凍土, 2005, 27(1): 111?116,

BAI Hu-zhi, LI Dong-liang, DONG An-xiang, et al. Strong wind and wind pressure along the Qinghai-Tibet railway[J]. Journal of Glaciology and Geocryology, 2005, 27(1): 111?116.

[10] Toshiaki I, Toshishige F, Katsuji T,et al. New train regulation method based on wind direction and velocity of natural wind against strong winds[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 2002, 90(12/15): 1601?1610.

[11] 劉慶寬, 杜彥良, 喬富貴. 日本列車橫風和強風對策研究[J].鐵道學報, 2008, 30(1): 88?92.

LIU Qing-kuan, DU Yan-liang, QIAO Fu-gui. Train-crosswind and strong wind countermeasure research in Japan[J]. Journal of the China Railway Society, 2008, 30(1): 88?92.

[12] 盛其平. 高速鐵路上的側(cè)風問題[J]. 鐵道標準設(shè)計, 2006(4):19?21.

SHENG Qi-ping. Side wind problem in high-speed railway[J].Railway Standard Design, 2006(4): 19?21.

[13] 尹永順, 王厚雄. 蘭新復線防風安全工程研究報告[R]. 烏魯木齊: 烏魯木齊鐵路局, 1994: 6.

YIN Yong-shun, WANG Hou-xiong. Report on wind resistance safety engineering of Lanzhou-Xinjiang railway[R]. Urumchi:Urumchi Railways Bureau, 1994: 6.

[14] GB 50009—2001. 建筑結(jié)構(gòu)載荷規(guī)范[S].

GB 50009—2001. Load code for the design of building structures[S].

[15] 吳望一. 流體力學[M] . 北京: 北京大學出版社, 1998:164?166.

WU Wang-yi. Fluent mechanics[M]. Beijing: Peking University Press, 1998: 164?166.

(編輯 陳燦華)

Height of wind barrier on embankment of single railway line

GAO Guang-jun, DUAN Li-li

(Key Laboratory of Traffic Safety on Track of Ministry of Education, School of Traffic & Transportation Engineering,Central South University, Changsha 410075, China)

The effect of different heights of wind barrier on double-side or single side of embankment to train aerodynamics performance was researched by numerical simulation. The results show that when wind barrier is installed,train aerodynamic coefficients are much less than those without wind barrier and that the pressure on windward surface of train changes from positive to negative, and negative pressure on roof of train decreases obviously. Different heights of wind barrier have great effect on train aerodynamic performance, the side force coefficient of train is positive when wind barrier is lower and its value decreases with the increase of height of wind barrier and it changes to negative when the height reaches certain height, while it is directly opposite to the overturning moment coefficient of train. To the single wind barrier, when its height is 1.85 m, train’s overturning moment coefficient is almost equal to 0, so its reasonable height should be 1.85 m, while to the double-side wind barrier, when its height is 2.0 m, train’s overturning moment coefficient is almost equal to 0, so its reasonable height should be 1.85 m.

wind barrier; embankment; aerodynamic performance; numerical simulation

U270.1

A

1672?7207(2011)01?0254?06

2009?10?12；

2010?01?15

國家支撐計劃項目(2006BAC07B03)

高廣軍(1973?)，男，河南安陽人，副教授，從事列車空氣動力學研究；電話：0731-82655294；E-mail: gjgao@mail.csu.edu.cn