横风作用下铁路货车篷布气动力数值模拟计算

熊小慧，梁习锋，金琦



横风作用下铁路货车篷布气动力数值模拟计算

熊小慧，梁习锋，金琦

(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)

基于三维、不可压、定常Navier-Stokes方程和−双方程湍流模型，采用零厚度壁面模拟货车篷布，建立横风作用下篷布内外空间三维流场计算模型，对铁路货车D型篷布所受气动升力进行数值模拟计算；分析货车在大风地区运行时，横风风速、货物装载高度、货物装载形状以及货物沉降对其气动力的影响，得到篷布在不同工况下所受气动载荷。研究结果表明：当列车速度一定时，篷布所受到的气动升力系数近似与横风风速成正比；篷布所受气动升力随着货车装载高度的增加而显著增加，超车帮为0.75 m时篷布受到的升力系数比超车帮为0.45 m时大28%；超车帮装载(圆弧顶)时，篷布受到的气动升力系数比不超车帮装载(三角型顶)时大28.3%；当篷布和货物之间间隙处于0.02~0.12 m之间时，随间隙增大，篷布所受气动升力增大，间隙为0.12 m时的篷布气动升力系数比间隙为0.02 m时大14.5%；数值计算与试验结果相对误差7.1%，证明了数值计算方法的正确性。

货车；篷布；横风；气动升力；数值模拟

货车篷布是铁路货车辅助用具，用于苫盖敞车装运的怕湿、易燃货物和其他需要苫盖的货物，在铁路货运中具有重要的地位。长期以来，由于我国铁路货运集装化程度不高，棚车数量相对有限，大部分货物(如粮食、化肥等)运输都是采用敞车苫盖篷布的运输方式。当货车篷布在大风地区运行时，篷布、篷布绳索和篷布绳网受到的气动力增大，经常出现篷布和篷布绳索脱落的现象，造成信号设施损坏及人身伤亡，在我国多次出现因篷布绳索脱落打伤、打死正在潦望的机车乘务员和接车的车站助理值班员的重大安全事故[1−4]；同时，篷布、篷布绳索和篷布绳网容易造成货物湿损和被盗，甚至引起火灾，严重影响货物安全及铁路运输形象；当货车在电气化铁路线上运行时，篷布、篷布绳网脱落还会造成接触网受损的重大行车事故。目前，国内外对大风环境下客运列车气动性能研究较多[5−12]，但对于货车篷布空气动力学数值模拟计算问题研究很少。为此，本文作者对横风作用下篷布空气动力性能进行数值模拟计算，分析货车在大风地区运行时，横风风速、货物装载高度、货物装载形状以及货物沉降对其气动力的影响，得到篷布在横风作用下所受气动载荷，以便为制定我国货车篷布相关技术标准提供参考。

1 控制方程、计算模型、计算区域、边界条件及网格划分

1.1 控制方程

美国Fluent公司推出的大型商用流场数值计算软件Fluent6.0是一个具有强大功能的流体计算软件，采用目前应用最广泛又较成熟的有限体积法对方程求解。采用非结构网格生成技术对计算区域进行离散，并生成混合网格，其自适应功能非常强，能对网格进行细分和粗化。由于采用了多种求解方法和多重网格加速收敛技术，Fluent能达到最佳的收敛速度和求解精度。Fluent6.0提供了多种湍流模型[13]，这里选取工程上应用较广的−双方程模型。描述列车周围空气流动的控制方程包括连续性方程、动量方程和湍流模型方程控制方程具体形式见文献[13]。

1.2 计算模型

为了保证数值计算的准确性和计算机资源的有效利用，对敞车计算模型进行如下简化：省略车辆细微结构如车钩等装置；采用四车联挂(机车和3节苫盖篷布敞车)。篷布采用D型铁路篷布(其长×宽为15.0 m×5.3 m)。为模拟篷布内外表面空气的流动情况，采用零厚度壁面单元模拟篷布，忽略篷布与空气之间的流固耦合效应，具体计算模型示意图见图1~4。

图1 货车编组计算模型示意图

图2 篷布计算模型示意图

图3 货车和篷布计算模型示意图

图4 敞车篷布计算模型局部图

1.3 计算区域和边界条件

在仿真计算中，一般采取有限计算域来代替无限计算域，计算区域的确定应考虑到气流绕流和流场的充分发展，计算域直接影响到计算结果的可信程度。但对于不同类型的计算对象，其计算域不能一概而论，需要具体问题具体对待。文中计算域采取试算分析的方法确定。对于计算域的选取，试算方法不失为一种有效的方法。

当模拟苫盖篷布货车在大风区域运行时，模型长度方向尺寸的选取则是使计算区域下游边界尽可能远离列车尾部，以避免出口截面受到列车尾流的影响，便于出口边界条件的给定；宽度需避免阻塞效应影响；计算区域的长度为400 m，宽度为300 m，高度为80 m，如图5所示。

图5 数值计算区域

采用合成风方法进行模拟计算，通过给定计算区域入口速度的方法综合考虑列车运行速度与风速的影响。入口和为速度入口条件；出口和为压力出口，静压为0 Pa；地面(即面)给定滑移边界条件，方向与车速方向相反，大小相等，以体现与列车之间的相对运动。流域的顶面与两侧面以及车体表面给定光滑的无滑移壁面边界条件。

1.4 计算网格

采用非结构化网格对计算区域进行离散。车体靠近壁面的网格要求较小，而远离车体部分的网格则采用稀疏网格，密网格和稀疏网格之间以一定的增长因子均匀过渡，这样既保证精度要求，又减小计算量，并加快收敛速度。车体表面单元为三角形网格，考虑到货物沉降后对篷布气动力的影响，计算模型中篷布与货物之间存在间隙，此区域网格较密，计算模型总网格数为160万左右。篷布敞车网格如图6所示。

图6 篷布敞车网格图

2 计算结果及分析

2.1 横风风速对篷布气动力影响分析

选取列车车速为120 km/h，横风风速分别为20.7 m/s(8级风)、25.5 m/s(10级风)、31.5 m/s(11级风)、35.3 m/s(12级风)、41.4 m/s(13级风)、46.1 m/s(14级风)、50.9 m/s(15级风)和54.0 m/s(兰新线50年一遇的最大风速)，研究横风风速对篷布所受气动升力系数的影响。表1所示为列车运行速度一定、横风风速不同情况时的篷布气动力系数计算结果。

表1 不同风速时篷布所受气动升力系数计算结果

图7所示为根据表1数据绘制所得篷布升力系数随横风风速变化曲线。从图7可以看出：当列车车速一定时，随横风风速增大，篷布所受气动升力相应增大，篷布所受气动升力系数近似与风速呈正比。

图7 车速一定时，篷布气动升力随横风风速变化曲线

2.2 装载高度对篷布气动力影响分析

选取3种不同装载高度研究横风作用下货物装载高度对篷布所受气动力的影响。3种不同装载高度分别为超车帮为0.10 m、超车帮为0.45 m和超车帮为0.75 m。货车运行速度为120 km/h，横风风速为31.5 m/s。具体篷布计算模型见图8。

(a) 超车帮0.10 m；(b) 超车帮0.45 m；(c) 超车帮0.75 m

表2所示为3种不同工况下无网整张D型篷布所受气动升力系数计算结果。从表2可以看出：篷布所受气动升力系数随着货车装载高度的增加而显著增加。

表2 不同装载高度时篷布所受气动升力系数计算结果

图9所示为不同装载情况下篷布顶面外表面压力分布云图和篷布横截面压力分布云图。从图9可以看出：随着货物装载高度的增加，篷布顶面受到的负压值和负压区域均增大，导致篷布所受向上的气动升力系数增大。

(a) 超车帮0.10 m，篷布顶面；(b) 超车帮0.10 m，横截面；(c) 超车帮0.45 m，篷布顶面；(d) 超车帮0.45 m，横截面；(e) 超车帮0.75 m，篷布顶面；(f) 超车帮0.75 m，横截面

2.3 货物装载形状对篷布气动力影响分析

采用篷布苫盖怕湿货物时，根据货物装载形状的不同，篷布顶面形状会产生相应的变化。2种不同装载方式时的篷布计算模型见图10，货物超车帮高度和货物起脊高度都取为0.75 m。

(a) 圆形；(b) 尖顶型

图10 不同装载形状篷布计算模型

Fig. 10 Calculation model of different tarpaulin shapes

表3所示为同一装载高度、不同装载形状下，无网整张D型篷布所受气动力系数计算结果。从表3可知：货车在大风地区运行时，圆形顶装载时的篷布受到的气动升力系数比尖顶型装载时篷布所受气动力系数大28.3%。图11所示为2种不同装载形状下篷布顶面和横截面表面压力分布云图。从图11可以看出：在2种不同工况下，篷布顶部均为负压，在圆顶超车帮为0.75 m工况时，车体侧墙与篷布过渡处负压最大，此后负压迅速下降，而在尖顶超车帮为0.75 m工况下，空气流过车顶时有漩涡产生，负压下降较缓慢；在圆顶超车帮为0.75 m工况下的车顶表面负压区域明显比尖顶超车帮为0.75 m工况大，因此，当圆顶超车帮装载时，篷布受到的气动升力系数比尖顶超车帮为0.75 m时大28.3%。

表3 不同装载形状时，篷布所受气动升力系数计算结果

Table 3 Calculation result of tarpaulin lift force under different shape conditions

工况货车速度/(km·h−1)风速/(m·s−1)升力系数 圆顶超车帮0.75 m12031.50.458 6 尖顶超车帮0.75 m12031.50.357 3

(a) 圆弧顶超车帮0.75 m工况，篷布顶面；(b) 圆弧顶超车帮0.75 m工况，横截面；(c) 尖形顶超车帮0.75 m工况，篷布顶面；(d) 尖形顶超车帮0.75 m工况，横截面

2.4 货物沉降对篷布气动力影响分析

苫盖篷布货车在运行过程中，货物会产生一定的沉降，从而导致篷布与货车之间的间隙会发生相应变化，该间隙对篷布气动性能会产生一定的影响。选取6种不同篷布与货车间隙研究间隙对篷布气动力的影响。数值模拟计算时，采用D型铁路篷布，篷布呈圆弧形覆盖在货物上，篷布最高处高出敞车车帮0.50 m，该高度不随间隙的变化而变化。在数值模拟计算中，选取货车车速为64.0 km/h，横风风速为31.5 m/s。

表4所示为6种不同间隙时篷布所受气动力系数计算结果，图12所示为篷布所受气动力系数与间隙之间的关系曲线。从表4和图12可以看出：随着货物在运输过程中的沉降，篷布与货物间隙增大，横向力系数减小，篷布受到向下的压力作用；篷布所受升力垂直于篷布向上，当篷布和货车之间的间隙在0.02~0.12 m之间时，随间隙增大，篷布所受气动升力系数增大；间隙为0.12 m时的篷布气动升力系数比间隙为0.02 m时大14.5%。

(a) 横向力与间隙曲线；(b) 升力与间隙曲线

表4 篷布气动力系数计算结果

根据不同高度时篷布内外表面分布可看出：随着货物的沉降，篷布与货物间间隙增大，篷布内表面气流流速增大，而篷布外表面压力分布基本不变，导致篷布与货物之间的间隙越大，篷布所受气动升力增大。

2.5 数值计算与实车试验结果对比

为验证数值计算方法的正确性，选取无网、带篷布支架的篷布货车在大风作用下的工况进行数值模拟计算。数值计算时，采用D型铁路篷布，三角形的篷布支架，起脊高度为0.75 m，货车速度为64.0 km/h，横风风速为31.5 m/s，与实车试验工况一致。

实车试验测点布置如图13所示，具体测试结果如表5所示。整块D型篷布的质量为60 kg，重力加速度取为10 m/s2。实车试验值为24 934 N，数值计算值为27 353 N，两者相对误差为7.1%，该相对误差基本满足工程要求，证明了文中所采用的数值计算方法的正确性。

图13 D型篷布绳索拉力测点布置

表5 实车试验测得各个篷布绳索所受沿垂直方向的拉力

3 结论

1) 当货车大风地区运行速度一定时，篷布所受气动升力系数与横风风速成正比。

2) 当货车大风地区运行时，篷布所受气动升力系数随着货车装载高度的增加而显著增加；在超车帮为0.75 m时，篷布受到的升力比超车帮为0.45 m大28%。

3) 当超车帮装载(篷布形状为圆弧)时，篷布受到的气动升力系数比不超车帮装载(篷布形状为三角型顶)时大28.3%。

4) 随着货物运输过程中的不断沉降，篷布和货物之间的间隙变大；当篷布和货物之间的间隙处于0.02~0.12 m之间时，随间隙增大，篷布所受气动合升力增大；当间隙为0.12 m时，篷布气动升力系数比间隙为0.02 m时大14.5%。

5) 数值计算与试验结果相对误差为7.1%，该误差范围基本满足工程要求，证明了文中所采用的数值计算方法的正确性。

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Numerical simulation of aerodynamic force on tarpaulin of railway vehicle under cross wind condition

XIONG Xiaohui, LIANG Xifeng, JIN Qi

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

Based on the three-dimensional, incompressible and steady Navier-Stokes equation and−turbulence model, the complex three-dimensional flow field model around the tarpaulin was built when the freight vehicle runs through the wind area. The zero-thickness wall was used to simulate the tarpaulin in those models. Numerical simulation was adopted to carry out the aerodynamic force on the tarpaulin of railway freight vehicle in cross winds. The effect laws of the tarpaulin aerodynamics force were gained which were caused by the wind speed, the height of the cargo loading, the figure of the cargo loading and the sedimentation of the cargo. The aerodynamic forces of tarpaulins were gained when the freight vehicle runs under different conditions. The results show that when the speed of train remains unchanged, the aerodynamic lift coefficient of the tarpaulin is proportional to the wind speed. The lift force of the tarpaulin increases significantly with the increase of the height of the cargo loading, the lift force coefficient of 0.75 m tarpaulin height is larger than that of 0.45 m in height, and the increase value is 28%. When the figure of the cargo loading is circular arc, the lift force coefficient of the tarpaulin is much greater than when the figure is triangular, and the increase value is 28.3%. When the clearances between the tarpaulins and goods inside 0.02−0.12 m, the lift force of the tarpaulin increase with the increase of clearance. When the clearance is 0.12 m, the lift force coefficient is 14.5% larger than when the clearance is 0.02 m. The results show that the numerical calculation results and experimental results have a relative error of 7.1%, which proves the numerical calculation method is correct.

freight vehicle; tarpaulin; cross wind; aerodynamic lift force; numerical simulation

U298.3

A

1672−7207(2015)02−0728−08

2014−02−22；

2014−04−28

铁道部科技研究开发计划项目(Z2007-081)(Project (Z2007-081) supported by Railway Ministry Science and Technology Development Fund)

熊小慧，博士，讲师，从事列车空气动力学研究；E-mail：lbearstar@gmail.com

10.11817/j.issn.1672-7207.2015.02.048

(编辑 陈灿华)