蘭新鐵路現有土堤式擋風墻局部加高優化*

劉 珍，張 健，楊明智，吳雪峰

(1.軌道交通安全教育部重點實驗室(中南大學)，湖南 長沙 410075;2.中南大學交通運輸工程學院，湖南長沙 410075)

蘭新線是我國“八縱八橫”路網主骨架，跨百里風區和三十里風區，列車受橫風影響，氣動性能惡化，嚴重時將導致列車傾覆，大風對鐵路列車運行安全及運輸暢通構成了嚴重威脅［1－2］。目前。國內外鐵路普遍采取在風區修建擋風墻的防風措施，實踐證明擋風墻是一項行之有效的防風措施［3］。蘭新線上現有的擋風墻類型主要有:土堤式擋風墻，對拉式擋風墻，板柱式擋風墻，混凝土插板式擋風墻等，其中土堤式擋風墻對列車的防護效果最差［4］，隨著蘭新線上通過列車速度的提高，土堤式防風墻的防護效果亟需改善，拆除及修建其他形式擋風墻耗費更多的資源，因此考慮在現有土堤式擋風墻高度基礎上進行頂部局部加高優化，以改善其防護效果，保障列車運行安全。在強橫風作用下，如果加高高度不夠，則起不到加強防護的作用，加高過高則會使列車有向擋風墻一側傾覆的趨勢，導致防護過度。因此，合理確定頂部加高高度對充分提高土堤式擋風墻防護效果至關重要。

1 計算模型

現有蘭新鐵路上運行的車型主要有普通客車、敞車、棚車、平車和罐車等，橫風作用下，棚車的氣動性能較差，蘭新線百里風區被大風吹翻的車輛大部分為棚車［5－6］，故本文中采用棚車為代表車型討論優化后的土堤式擋風墻對列車氣動性能的影響，列車模型采用東風11型機車+3節棚車編組，并取第二節棚車的氣動力進行討論，棚車計算模型如圖1所示。

圖1 棚車計算模型幾何尺寸(單位:m)Fig.1 The geometric dimension of box car model

由于蘭新線上環境復雜，一部分對稱土堤式擋風墻迎風側積沙，較長時間后使擋風墻迎風側地形提高，形成“非對稱式”外形，為此本文根據蘭新線實際情況將土堤式擋風墻分為對稱式和非對稱式。對稱土堤式擋風墻的加高示意如圖2所示，其邊坡左右對稱，加高部分寬度為0.085 m，位于土堤式擋風墻頂部的正中間，H為頂部加高高度。非對稱土堤式擋風墻如圖3所示，其邊坡高度不對稱，迎風側高度根據積沙情況不同分別為h=1 m和h=2 m，其他尺寸與對稱土堤式擋風墻相同。

圖2 對稱土堤式擋風墻外形(單位:m)Fig.2 Profile of symmetrical earth type wind barrier

圖3 非對稱土堤式擋風墻外形(單位:m)Fig.3 Profile of un － symmetrical earth type wind barrier

2 計算區域

數值計算流場區域的選取理論上應該無窮大以達到真實模擬。然而，區域大使得計算網格過大從而導致計算時間過長。因此，應該選取合適的計算區域。研究表明，列車前方尺寸對計算結果的影響較小，而列車后方尺寸對計算結果的影響較大［7］。因此，長度方向尺寸的選取應使計算區域下游邊界盡可能遠離列車，以避免出口截面受到尾流的影響，便于給定出口邊界條件，寬度應避免阻塞效應影響。基于以上考慮，計算區域長度取400 m，高度和寬度分別取80 m×300 m。列車底部距軌面高度為0.2 m，計算區域如圖4所示。

圖4 計算區域(單位:m)Fig.4 Calculation region

3 邊界條件和計算網格

計算流場邊界條件設置如下:

計算模型采用非結構網格離散。車體近壁面網格要求很細，采用密網格，遠離車體的網格可以較為稀疏，密網格和稀疏網格之間以一定的增長因子均勻過渡，這樣既能保證精度要求，又可以減小計算量并加快收斂速度。計算模型的空間體單元約300萬。車體和擋風墻表面網格如圖5和圖6所示。

圖5 車體表面網格Fig.5 Mesh of car surface

圖6 土堤式擋風墻及路基表面網格Fig.6 Mesh of earth type wind barrier and roadbed surface

4 結果分析

4.1 對稱土堤式擋風墻優化結果

固定對稱土堤式擋風墻距路基面高度為3.0 m，選取0.1，0.2，0.3，0.4 和0.5 m 5 種加高高度，分別計算置于一線和二線上的棚車在強橫風作用下所受氣動力。蘭新鐵路上貨車的最高運行速度為120 km/h，計算中采用該速度為計算車速，計算風速取 50 m/s，即 vx=120 km/h，vy=50 m/s。

為了說明列車表面壓力和速度分布隨加高高度的變化情況，圖7和圖8為不同加高高度下一線、二線棚車中間橫截面壓力分布云圖，圖9和圖10為不同加高高度下一線、二線棚車中間橫截面流線圖。

可見:原有土堤式擋風墻下，無論列車在一線還是在二線上運行，橫風繞過擋風墻頂部直接作用于棚車車體，車體迎風側受較大正壓，而背風側和車體頂部受較小負壓，車體受較大側向力;在其頂部進行局部加高，列車迎風側正壓顯著減小，且車頂部負壓區域減小，背風側所受負壓值也有所減小;加高至0.3 m時，迎風側正壓變為負壓，且迎風側與背風側負壓相抵，使得列車傾覆力矩減小，氣動性能有所改善。

圖7 列車位于一線時流場壓力分布云圖Fig.7 Pressure contour while in first－ line

圖8 列車位于二線時流場壓力分布云圖Fig.8 Pressure contour while in second － line

圖9 列車位于一線時流場流線分布圖Fig.9 Streamline while in first－ line

圖10 列車位于二線時流場流線分布圖Fig.10 Streamline while in second － line

可見:強橫風下，來流沿著土堤式擋風墻迎風側斜坡往上攀爬加速，其后運行的棚車迎風側和背風側各有一個較大的漩渦;原有土堤式擋風墻，無論列車在一線還是在二線運行，來流形成的渦分離點均位于車體中部高度位置，車體背風側尾渦均距車體較遠;隨著頂部加高高度的增加，尾部漩渦逐漸發展增大，且距離車體表面的位置更近，消失位置逐漸后移。

橫風作用下穩定性研究表明，傾覆力矩是衡量列車橫向穩定性的重要指標［8－11］，故本文將其作為決定性的考核指標。傾覆力矩的正負與坐標方向有關，本文中傾覆力矩的正號表示遠離擋風墻一側傾覆(簡稱外翻)，負號表示向擋風墻一側傾覆(簡稱內翻)。傾覆力矩的絕對值越大，對安全運行越不利。表1為對稱土堤式擋風墻不同加高高度下一線和二線車輛所受傾覆力矩，圖11為對應的擬合曲線。

表1 車輛所受傾覆力矩Table 1 Overturning moment of box car(kN·m)

圖11 傾覆力矩與擋風墻加高高度之間的關系曲線Fig.11 Relation curve of overturning moment with increase height

從上述圖表可以看出:原對稱土堤式擋風墻不加高時，棚車所受傾覆力矩較大，列車有外翻的可能性。位于一線和二線的棚車，所受到的傾覆力矩隨著擋風墻頂部加高高度的增加逐漸減小，當高度增加至0.25～0.3 m時，傾覆力矩達最小值，隨后，傾覆力矩反向，且數值隨著加高高度的增加而增大，過大時可能內翻。

使得一線和二線棚車所受傾覆力矩絕對值之和最小時的高度即為合理加高高度［12－13］。根據表1中數據得到擬合曲線和公式如圖11所示，由公式:

可求得使fx達到最小值的合理加高高度x值，以及一線和二線棚車相應的傾覆力矩。通過計算可得原有高度為3.0 m的對稱土堤式擋風墻合理加高高度為0.28 m，此時一線和二線棚車的傾覆力矩分別為1.2和2.0 kN·m。與原有土堤式擋風墻相比，棚車在優化后的土堤式擋風墻后運行，一線和二線棚車所受傾覆力矩分別降低99.3%，98.7%。因此，在對稱土堤式擋風墻頂部局部加高可以顯著提高其對列車的防護作用。

4.2 非對稱土堤式擋風墻優化結果

固定非對稱土堤式擋風墻距路基面高度為3.0 m，迎風側高度分別為 1.0 m 和2.0 m，選取0.2，0.5，0.8和1.0 m 4種加高高度，計算車速與風速與對稱式相同。

對于非對稱土堤式擋風墻，迎風側1 m和2 m優化結果相似，只是數值不同，且棚車位于一線與二線時其表面壓力及速度分布情況相似，故只給出迎風側1 m的非對稱土堤式擋風墻頂部不同加高高度下一線棚車中間橫截面壓力分布云圖和流線圖，如圖12和圖13所示。

非對稱土堤式擋風墻云圖和流線圖隨加高高度的變化規律與對稱土堤式擋風墻基本一致;對于迎風側高度為1 m的非對稱土堤式擋風墻，加高到0.2 m時，車體迎風側仍受較大正壓，漩渦分離點上移，尾渦開始接近車體，但離車體仍有一段距離;繼續加高至0.8 m時，迎風側逐漸轉為負壓，分離點移至車頂部，且尾渦開始貼近車體。

圖12 列車位于一線時流場壓力分布云圖Fig.12 Pressure contour while in first－ line

圖13 列車位于一線時流場流線分布圖Fig.13 Streamline while in first－ line

表2和表3分別為迎風側1 m和迎風側2 m的非對稱土堤式擋風墻不同加高高度下，棚車所受傾覆力矩，圖14為對應的擬合曲線圖。

表2 迎風側1 m時車輛傾覆力矩Table 2 Overturning moment of box car when windward height is 1 m (kN·m)

表3 迎風側2 m時車輛傾覆力矩Table 3 Overturning moment of box car when windward height is 2 m (kN·m)

可見，對于非對稱土堤式擋風墻，棚車所受傾覆力矩隨頂部加高高度變化規律與對稱土堤式擋風墻一致，只是數值不同;迎風側1 m時頂部加高高度增加至0.6～0.65 m、迎風側2 m時頂部加高高度增加至0.48～0.55 m時，位于一線和二線的棚車所受傾覆力矩最小，隨后反向。

根據圖14中的擬合公式，可以求得迎風側1 m的非對稱土堤式擋風墻合理加高高度為0.62 m，此時，一線和二線棚車所受傾覆力矩分別為0.5和4.6 kN·m，較原有擋風墻分別降低99.7%，97.6%;迎風側2 m的非對稱土堤式擋風墻合理加高高度為0.49 m，此時，一線和二線棚車所受傾覆力矩分別為0.15和10.7 kN·m，較原有擋風墻分別降低99.9%，94.4%。因此，在非對稱土堤式擋風墻頂部局部加高能有效提高其對列車的防護作用。

圖14 傾覆力矩與擋風墻加高高度之間的關系曲線Fig.14 Relation curve of overturning moment with increasing height

5 結論

(1)在土堤式擋風墻頂部局部加高能夠有效地提高其對列車的防護作用。

(2)位于一線和二線的棚車，所受到的傾覆力矩隨著擋風墻頂部加高高度的增加先逐漸減小，當達到合理加高高度時，傾覆力矩絕對值最小，隨后反向，數值隨著加高高度的增加而增加。

(3)對于對稱土堤式擋風墻，局部合理加高高度為0.28 m，此時一線和二線棚車所受傾覆力矩分別為1.2和2.0 kN·m，較原有土堤式擋風墻分別降低 99.3%，98.7%。

(4)對于非對稱土堤式擋風墻，迎風側高度為1 m時，局部合理加高高度為0.62 m，此時一線和二線棚車所受傾覆力矩分別為0.5和4.6 kN·m，較原有土堤式擋風墻分別降低99.7%，97.6%;迎風側高度為2 m時，局部合理加高高度為0.49 m，此時一線和二線棚車所受傾覆力矩分別為0.15和10.7 kN·m，較原有土堤式擋風墻分別降低99.9%，94.4%。

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