兰新铁路土堤式挡风墙阶梯式设计

张洁，刘堂红

(中南大学 交通运输工程学院，轨道交通安全教育部重点实验室，湖南 长沙，410075)

受地形和西伯利亚冷空气影响，新疆铁路沿线形成了严重的风灾，自通车以来，屡次发生列车行车安全事故[1]。为保障列车安全行驶，目前国内外普遍采用的措施有：(1) 优化列车外形[2-4]，设计出符合横风环境下的车体截面以及头部形状；(2) 实行列车的运行管制，建立完善的强风预警系统[5-6]；(3) 修建有效的防风设施[1,7-8]。措施(1)不适用于现有线路列车，并且研发新型列车需要消耗大量的人力物力，且研发周期长，因此可作为长远发展目标；措施(2)能够实现列车在大风环境下的安全运行，但需要十分精确的风速预报系统，从而限制了列车运行速度，影响铁路区域经济的发展；措施(3)，则可直接应用于现有铁路、列车，保障列车正常运行，提供持续运输服务，同时实践证明挡风墙是最简单最有效的防风措施[1,7-11]。到现在为止，作为新疆主要运输铁路的兰新铁路(兰州—乌鲁木齐)沿线已建立的挡风墙类型主要有：加筋对拉式、砼枕直插式、土堤式、砼板式以及桥式等5 种[1]。一些学者就挡风墙后列车的气动性能进行了研究。Wang[12]研究列车在路堑与挡风墙过渡处的气动性能，得到过渡处列车气动性能最差，并对其进行了优化。刘凤华[8]研究不同类型挡风墙对列车运行安全防护的效果。高广军等[10]研究了单线路堤上不同高度单双侧挡风墙后棚车的气动力系数，以倾覆力矩为0 作为判断依据，得到了挡风墙的合理高度。这些研究大都以直立式挡风墙为例进行分析、优化，对兰新铁路特有的土堤式挡风墙研究较少[11]，同时这些研究也进一步表明土堤式挡风墙下车辆倾覆力矩远大于其他类型挡风墙，防风效果最差。并且由于土堤式挡风墙迎风侧现有坡角较小，容易导致沙石堆积在挡风墙迎风侧以及铁路线上，造成积沙，进一步降低土堤式挡风墙的防风性能[13]。因此，本文作者针对现有土堤式挡风墙进行优化，从而提高土堤式挡风墙气动性能、保证列车在土堤式挡风墙下的正常运行是十分有必要的。

1 设计思路

图1(a)和1(b)所示分别为兰新铁路现有的土堤式挡风墙和直立式挡风墙(加筋对拉式、砼枕直插式、砼板式)的防风效果示意图。

图1 挡风墙防风效果示意图Fig.1 Schematic view of windbreak effect of windbreak wall

从图1(a)可见：来流受土堤式挡风墙迎风侧斜坡的影响，使得气流沿着斜坡一直到达挡风墙顶部，随后绕过挡风墙，作用在车体上，由于车体的阻挡，气流发生分离现象，部分气流向上攀爬，绕过车体，部分气流向下挤压，从车底部流过。同时由于气流的运动，导致在挡风墙与车体之间的空间、车体后形成了抽空区域，产生了漩涡，最终使得整个车体受到较大的横向力。而从图1(b)可见：来流直接受到挡风墙的阻挡，大部分气流被迫向上流动，使得气流与水平面之间形成了一个夹角(定义为气流扬起角)，从而气流不再作用于车体上，并且在挡风墙、车体后以及车体下面形成了漩涡，因此，起到了良好的防风效果；另一小部分气流则向下流向地面，由于其动能比同一平面的来流大，因此可反向流动，动能逐渐损失，最后随来流流回挡风墙，如此反复，在挡风墙迎风面与地面之间形成了一个驻涡区。

根据以上分析，可知挡风墙迎风侧为直立形式时，其防风效果较优，但若直接将现有土堤式挡风墙迎风侧完全修改为直立面，其工程量较大，因此本文提出1 种全新的阶梯式设计方案，以改善土堤式挡风墙气动性能，并且保证了挡风墙迎风侧的美观性，同时通过研究表明土堤式挡风墙背风侧结构形式对列车气动性能影响较小[11]，故挡风墙横截面优化设计如图2 所示。多阶梯的垂直高度在很大程度上可阻拦攀爬过原土堤式挡风墙的迎风面的沙石，减少铁路线上的积沙，提高列车的安全运行稳定性。

图2 阶梯式设计方案截面图Fig.2 Cross-sections of multistep design project

由图2 可知：方案中挡风墙高为3 m，挡风墙背风侧最低点距轨道中心线为3.95 m，阶梯的垂直高度h 分别取0 m(原挡风墙，坡度比与背风侧相同，为1：1.5)、0.5 m (6 阶梯)、0.6 m (5 阶梯)、0.75 m (4 阶梯)、1.0 m (3 阶梯)和1.5 m (2 阶梯)。

2 数值计算理论基础

本文中列车车速与横风风速的合成速度小于65 m/s，其马赫数小于0.3，因此，按不可压缩流动问题进行处理。计算时，在设置有挡风墙地段，受土堤式挡风墙的影响，单层客车临界倾覆风速为42 m/s，按照蒲福风力等级选取风速u=41.4 m/s，风向角为90°；单层客车宽度l=3.105 m，在标准大气压下，温度为20°时空气的运动黏度 ν=1.5×10-5m2/s，雷诺数Re=ul/ν=8.57×106，远大于临界雷诺数，列车处在湍流流场，因此，采用k-ε 双方程湍流模型[14]描述挡风墙后列车周围流场。采用流体数值计算软件FLUENT进行流场分析。

3 数值计算模型

单层客车是兰新铁路主要的客运车辆，因此，本文选用单层客车作为土堤式挡风墙迎风侧阶梯式设计的车型。采用四车编组的方式，即机车+3 节客车，同时简化车体表面结构，仅保留列车整体外形和转向架结构，如图3 所示。

图3 客车模型Fig.3 Passenger car model

计算区域如图4 所示。主要考虑入口边界、出口边界，两者都应远离列车，避免受到列车绕流和尾流的影响。同时在横风环境下，还需考虑横向流场的充分发展，因此本次数值计算区域选取长×宽×高为500 m×400 m×100 m。整个计算流场采用非结构网格进行离散，为提高数值计算精确度和可靠性，对车体表面、挡风墙及其附近网格进行加密处理，总网格数约为310 万，车体物面网格见图5。

图4 计算区域Fig.4 Calculation zone

图5 车体物面网格Fig.5 Mesh of car surface

车体表面定义无滑移边界条件，边界面ABFE 给定横风速度，AEHD 给定列车运行速度；对应的边界面CDHG 和BFGC 均设为压力出口边界；底面(道床、地面、挡风墙等)定义为与车速相反的滑移边界；域顶面设置为对称边界。

4 数值模拟计算结果与分析

4.1 数值计算与实车试验结果对比

2009 年3—6 月份乌鲁木齐铁路局组织中南大学、中国铁道科学研究院等单位在兰新线“百里风区”进行大风环境下列车空气动力学综合试验[1]。为验证本文所采用计算方法的正确性，模拟现场试验的风速(26.8 m/s)、挡风墙类型(平地土堤式挡风墙)以及客车型号(25 型)，以及编组方式，将其中1 节客车的数值计算结果和试验数据进行对比，如表1 所示。从表1 可见：除了升力Fl两者相差较大外(10%)，横向力Fs和倾覆力矩M 的相对误差均在6%之内。两者吻合较好，说明本文采用三维湍流模型是合理的。

表1 数值计算与实车试验结果对比Table 1 Result comparison of numerical computation and full-scale test

4.2 气动力计算结果分析

根据文献[1，11]，可知列车静止时车辆所受到的倾覆力矩最小，因此本文主要考虑列车运行时的气动性能，图6 所示为车速120 km/h 时列车在不同阶梯高度所受到气动力。为了更好地分析阶梯式设计对列车气动性能的影响，选择中间客车(单客2)进行详细的分析，见表2。

图6 气动力随阶梯垂直高度变化拟合曲线Fig.6 Fitted curves of aerodynamic forces with step vertical height

通过分析图6 可知：无论列车处在迎风线还是背风线，列车均受到正的横向力、升力和倾覆力矩；机车受到的横向力和倾覆力矩最大，其次是单客1，单客2，单客3；单客1 受到的升力最大，单客3 最小，单客2 与机车接近；当采用阶梯式设计后，列车气动力明显减小，表明本文研究具有重要意义；随着阶梯高度增加，气动力降幅较小。

通过对表2 的数据分析可以看出：当采用阶梯式设计时，客车所受到的横向力、升力和倾覆力矩明显减小；阶梯垂直高度由0 m 变为0.50 m 时，迎风线中，横向力、升力、倾覆力矩分别减少了76.7%，37.3%和59.7%，背风线中，则分别减少了63.8%，40.2%和53.9%；横向力和倾覆力矩减少百分比较为接近，进一步表明横向力是车辆产生倾覆力矩的主要因素；随着阶梯垂直高度的增加，中间客车所受到的横向力、升力和倾覆力矩减少变缓；对比阶梯垂直高度0 m (原挡风墙)和1.5 m(2 阶梯)，迎风线情况下，横向力、升力、倾覆力矩分别减少了88.7%，56.4%和74.5%，背风线则分别减少了86.4%，58.3%和75.6%；对其曲线进行拟合，得到中间客车所受到的气动力(横向力、升力和倾覆力矩)与阶梯垂直高度呈三次多项式关系，相关系数达到0.99 以上，由此建立如下关系式：

表2 不同阶梯垂直高度下中间客车气动力计算结果Table 2 Calculation results of aerodynamic forces under different step vertical heights

Fij(Mi)=ah3+bh2+ch+d，i=1,2(迎风线、背风线)、j=s, l(横向力、升力)，具体的系数a，b，c 和d 见表3。

图7 所示为列车车速为80，120 和160 km/h 时，中间客车横向力、倾覆力矩随阶梯高度增加的拟合曲线。

由图7 可知：不同车速下，中间客车横向力、倾覆力矩随阶梯高度的变化曲线基本相同；原挡风墙下(h 为0 m)，客车受到较大横向力和背离挡风墙倾覆的力矩，当采用阶梯式设计时，客车横向力、倾覆力矩值迅速减少，随着阶梯高度增加，横向力、倾覆力矩变化较小，说明横向力对车体倾覆力矩具有直接影响；在迎风线时，横向力、倾覆力矩在阶梯高度0.75～1.00 m 之间变化平缓，背风线时，则在0.60～0.75 m，同时考虑其外观美观性，可选取0.75 m(4 阶梯)进行挡风墙迎风侧的设计。

4.3 压力分布

图8 所示为客车车速为120 km/h 时，不同阶梯高度下，迎风线列车以及中间客车的压力分布。

从图8 可以得到：原挡风墙下，由于防风效果较差，气流作用在车体迎风侧，使得在车体迎风面产生了大面积正压；车体顶部受到加速气流的影响，则形成了强负压区，背风侧以及底部则为较小负压；而当原挡风墙采用阶梯式设计后，挡风墙迎风侧直立式结构抬高了气流的扬起角，从而减少了作用在车体上的气流，此时车体迎风面正压区域大幅度减小，仅在高出挡风墙处有部分正压，顶部负压极值也随之减小；随着阶梯高度的增加，车体表面的强正压区和强负压区均在减小，整个车体基本处于一个负压环境中；在大风环境下，行驶列车所受到的横向力(升力)主要取决于其迎风侧与背风侧的压差(车体底部与顶部的压差)。因此，根据图8 可知原挡风墙下的列车受到的横向力远大于阶梯式设计后的横向力，其升力则较大于阶梯式设计后的升力，且为正升力；而机车相对客车来说，整体高度较高，车体表面形成的正压面积较大，故机车所受到的横向力最大；客车1 顶部气流由于受到机车高度的影响，导致负压加剧，故其升力最大。

表3 不同阶梯垂直高度下中间客车气动力拟合系数Table 3 Fitting coefficients of aerodynamic forces under different heights

图7 气动力随阶梯垂直高度变化拟合曲线Fig.7 Fitted curves of aerodynamic forces with step vertical height

图8 压力分布Fig.8 Pressure distribution

图9 所示为车速为120 km/h 时，原挡风墙和4 阶梯方案中的中间车车体横剖面的流线图。由图9 可知：原挡风墙下，气流沿挡风墙迎风侧斜坡上行，绕过挡风墙顶部，然后直接吹向车体，作用于车体后，气流受到车体阻挡，迫使分为2 部分，一部分攀爬至车顶，另一部分则从车体底部流过；由于挡风墙和车体的阻碍，气流向上抬起，造成在挡风墙和车体背风侧分别产生了1 个较大的漩涡；而当挡风墙迎风侧采用阶梯式设计时，直立面抬高了气流扬起角，使得气流大部分越过车体，从而促使了在挡风墙和车体背风侧分别产生了1 个较大的漩涡，并且漩涡的范围比原挡风墙下的大，同时在车体的底部也形成了1 个漩涡。

图9 列车和挡风墙周围流线图Fig.9 Streamlines around train and windbreak wall

5 结论

(1) 采用阶梯式设计后，列车气动力明显减少；同一阶梯高度下，机车受到的横向力和倾覆力矩最大，其次是单客1，单客2，单客3；单客1 受到的升力最大，单客3 最小，单客2 与机车接近。

(2) 挡风墙迎风侧阶梯垂直高度由0 m 变为0.5 m 时，中间客车的横向力、升力和倾覆力矩分别最大减少了76.7%，40.2%和59.7%；随着阶梯垂直高度增加，客车所受到的横向力、升力和倾覆力矩减少变缓；客车所受到的横向力、升力和倾覆力矩与阶梯垂直高度呈三次多项式关系，相关系数达到0.99 以上。

(3) 不同车速下，车体横向力、倾覆力矩随阶梯高度的变化曲线基本相同，且在阶梯高度0.60～1.00 m之间变化平缓，故可采用阶梯高度0.75 m(4 阶梯)进行挡风墙迎风侧的设计。

(4) 原挡风墙下，车体迎风侧和顶部分别为较强的正压、负压区，背风侧以及底部则为较小负压，而采用阶梯式设计后，整个车体基本处于一个较小的负压环境中，车体受力情况明显好于原挡风墙下的。

(5) 土堤式挡风墙阶梯式设计能够很好地提升其防风效果，保证列车安全运行。本文只针对现有土堤式挡风墙进行了方案优化，具体的经济性分析与评价还需要结合施工设计部门对文中3 种挡风墙的施工方案进行比较。

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