李志偉，劉堂紅，張潔，任鑫

(中南大學(xué) 交通運(yùn)輸工程學(xué)院，軌道交通安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙，410075)

因大風(fēng)導(dǎo)致的站停車輛溜逸是新疆鐵路風(fēng)災(zāi)的形式之一，歷史上分別在天山和阿拉山口站發(fā)生過(guò)車輛溜逸事故，給鐵路運(yùn)輸帶來(lái)了較大的損失[1-2]。風(fēng)區(qū)車站停留的車輛在大風(fēng)作用下，會(huì)受到沿車長(zhǎng)方向的氣動(dòng)“推力”。當(dāng)風(fēng)“推力”和線路坡道附加力的合力大于車輛制動(dòng)力時(shí)，車輛將發(fā)生溜逸，造成行車事故。對(duì)于長(zhǎng)時(shí)間在車站停留的車輛，手制動(dòng)是最有效的制動(dòng)措施。如何確定站停車輛的手制動(dòng)車輛數(shù)及采取何種輔助制動(dòng)措施避免發(fā)生車輛溜逸事故是確保風(fēng)區(qū)行車安全的主要問(wèn)題之一[3-8]。站停車輛在大風(fēng)環(huán)境下所受的縱向氣動(dòng)推力與風(fēng)速、風(fēng)向角、防風(fēng)設(shè)施、車輛編組等因素緊密相關(guān)[9-13]，為此，本文作者利用風(fēng)洞和三維數(shù)值計(jì)算方法對(duì)在不同風(fēng)速和風(fēng)向角、不同防風(fēng)設(shè)施、不同編組車輛的縱向氣動(dòng)力進(jìn)行計(jì)算和分析，得出各車型和編組的氣動(dòng)推力計(jì)算方法，以便為確定站停車輛的手制動(dòng)車輛數(shù)、制訂風(fēng)區(qū)車站停留車輛防溜措施和辦法提供科學(xué)依據(jù)[14]。

1 數(shù)值計(jì)算模型

針對(duì)新疆鐵路現(xiàn)有運(yùn)行車輛情況，計(jì)算分析中選用的機(jī)車為DF11，單層客車為25G，雙層客車為25B，單層集裝箱車為 X6K，雙層集裝箱車位 X2K，棚車為P62K，敞車為C64，罐車為G17，平車為N17。由于敞車空載或者裝有密度較大的貨物時(shí)，車廂內(nèi)部為空或部分為空；裝有密度較小的貨物時(shí)，通常起脊并苫蓋篷布。這2種貨物在外形上有很大不同，因此，對(duì)于敞車，分析無(wú)篷布敞車(車廂內(nèi)部為空)和有篷布敞車(起脊0.5 m、后面簡(jiǎn)稱有篷布敞車)這2種外形的氣動(dòng)特性[15]。本文主要針對(duì)單層客車進(jìn)行分析，其計(jì)算幾何模型和計(jì)算網(wǎng)格如圖1(a)和圖1(b)所示。無(wú)特別說(shuō)明時(shí)，計(jì)算模型采用三車編組，網(wǎng)格數(shù)量在200萬(wàn)以上。根據(jù)風(fēng)區(qū)車站具體情況，防風(fēng)設(shè)施選取無(wú)擋風(fēng)墻、4 m高砼板式擋風(fēng)墻、4 m高土堤式擋風(fēng)墻、3 m高土堤式擋風(fēng)墻共4種情況進(jìn)行分析。數(shù)值計(jì)算采用三維、不可壓、κ-ε湍流模型。

圖1 單層客車計(jì)算模型Fig. 1 Calculation models of single-layer car

圖2 計(jì)算區(qū)域尺寸示意圖Fig. 2 of computational domain size

計(jì)算模型區(qū)域及其尺寸示意圖如圖2所示。為消除地板附面層的影響，地面HDAE和擋風(fēng)墻給出的是滑移邊界條件，法向速度為0 m/s，切向速度與來(lái)流速度一致；在入口截面ABFE和ABCD上，按均勻來(lái)流給定X向速度分布、Y向速度分布，Z向速度分量為0 m/s；出口截面EFGH和DHGC上靜壓為0 Pa；列車表面為無(wú)滑移的壁面邊界條件。

2 影響車輛縱向氣動(dòng)力的主要因素分析

2.1 風(fēng)向角對(duì)車輛縱向氣動(dòng)力的影響

分析風(fēng)向角對(duì)車輛縱向氣動(dòng)力的影響時(shí)，選取0°，15°，30°，45°，60°，70°，80°和 90°共 8 個(gè)風(fēng)向角進(jìn)行分析。在無(wú)擋風(fēng)墻、環(huán)境風(fēng)速為60 m/s、不同風(fēng)向角下單層客車縱向氣動(dòng)力計(jì)算結(jié)果如圖3所示。

圖3 單層客車縱向氣動(dòng)力隨風(fēng)向角變化曲線Fig. 3 Relationship between longitudinal aerodynamic force and wind yaw angle of single-layer car

從圖 3可知：當(dāng)風(fēng)向角為 30°左右時(shí)，車輛縱向氣動(dòng)力達(dá)到最大；3車編組中，當(dāng)風(fēng)向角小于45°時(shí)，頭車的縱向氣動(dòng)力最大，尾車次之，中間車最小；當(dāng)風(fēng)向角大于 45°時(shí)，尾車的縱向氣動(dòng)力最大，頭車最小。由文獻(xiàn)[14]可知：客車中，在相同條件下，單層客車的縱向氣動(dòng)力比雙層客車的稍大；貨車中，在相同條件下，雙層集裝箱車的縱向氣動(dòng)力最大，其次為無(wú)篷布敞車，平車的最小。在新疆鐵路現(xiàn)有運(yùn)行車輛中，雙層集裝箱車尚未開行，空敞車和空棚車由于自身質(zhì)量較小，且所受縱向氣動(dòng)力較大，是現(xiàn)場(chǎng)中發(fā)生車輛溜逸事故較多的車型。

2.2 風(fēng)速對(duì)車輛縱向氣動(dòng)力的影響

在風(fēng)向角為30°時(shí)，單層客車在風(fēng)速為32，46和60 m/s這3種風(fēng)速下的車輛縱向氣動(dòng)力計(jì)算結(jié)果用冪函數(shù)擬合，結(jié)果如圖4所示。從圖4可知：車輛縱向氣動(dòng)力隨著風(fēng)速的增大迅速增大，近似與風(fēng)速的平方成正比。

圖4 縱向氣動(dòng)力隨風(fēng)速變化曲線Fig. 4 Relationship between longitudinal aerodynamic force and wind speed

2.3 列車編組對(duì)車輛縱向氣動(dòng)力的影響

實(shí)際列車編組通常較多，在數(shù)值計(jì)算中，由于受計(jì)算硬件限制并要兼顧計(jì)算效率，通常采用3車編組進(jìn)行。下面分析3車、8車編組情況下的縱向氣動(dòng)力計(jì)算結(jié)果。

在8車編組、無(wú)擋風(fēng)墻、環(huán)境風(fēng)速為60 m/s、風(fēng)向角為15°和30°時(shí)，不同編組位置的中間車縱向氣動(dòng)力計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表1和圖5。從表1和圖5可知：不同編組中，中間車的縱向氣動(dòng)力差別很小，所以在計(jì)算時(shí)，可以減少中間車的編組數(shù)，提高計(jì)算效率。

采用3車編組后，其縱向氣動(dòng)力計(jì)算結(jié)果及與8車編組的比較如表2所示。從表2可知：3車編組和8車編組計(jì)算時(shí)，頭、中、尾車輛的縱向氣動(dòng)力均較接近，最大相對(duì)誤差只有4.7%，3車編組計(jì)算結(jié)果可以反映8車甚至更多車輛編組的情況。編組列車的縱向氣動(dòng)力可以采用以下公式計(jì)算：

圖5 中間車縱向氣動(dòng)力比較Fig. 5 Comparison of longitudinal aerodynamic of middle cars

表1 單層客車8車編組中間車輛縱向氣動(dòng)力計(jì)算結(jié)果Table 1 Calculation results of longitudinal aerodynamic force of middle car with eight cars marshalling kN

表2 單層客車3車和8車編組車輛縱向氣動(dòng)力計(jì)算結(jié)果Table 2 Calculation results of longitudinal aerodynamic force with three cars and eight cars marshalling kN

式中：FW為總的縱向氣動(dòng)力；FH為頭車縱向氣動(dòng)力；FM為中間車縱向氣動(dòng)力；FT為尾車縱向氣動(dòng)力；n為總編組數(shù)。

2.4 擋風(fēng)墻對(duì)車輛縱向氣動(dòng)力的影響

根據(jù)新疆鐵路風(fēng)區(qū)的實(shí)際情況，分別計(jì)算無(wú)擋風(fēng)墻、土堤式擋風(fēng)墻(高度為3 m和4 m)、砼板式(高度為4 m)擋風(fēng)墻條件下車輛縱向氣動(dòng)力。為了分析不同擋風(fēng)墻后的車輛縱向氣動(dòng)力，選取環(huán)境風(fēng)速為60 m/s、風(fēng)向角為 30°的情況計(jì)算單層客車在幾種情況下的車輛縱向氣動(dòng)力(車輛距擋風(fēng)墻10 m)，其結(jié)果如圖6所示。從圖6可知：車輛縱向氣動(dòng)力在無(wú)擋風(fēng)墻下最大，其次按3 m高土堤式、4 m高土堤式、4 m高砼板式依次減小。

圖6 不同防風(fēng)設(shè)施下縱向氣動(dòng)力比較Fig. 6 Comparison of longitudinal aerodynamic force of different wind-break facilities

為分析車輛停放在距擋風(fēng)墻不同位置的縱向氣動(dòng)力，以4 m高土堤式和4 m高砼板式2種擋風(fēng)墻為例，計(jì)算風(fēng)向角為30°時(shí)單層客車距擋風(fēng)墻10，20和30 m位置的縱向氣動(dòng)力。砼板式和土堤式擋風(fēng)墻后不同位置車輛縱向氣動(dòng)力計(jì)算結(jié)果分別如圖7和圖8所示。

從圖7和圖8可知：車輛縱向氣動(dòng)力在砼板式擋風(fēng)墻后10～30 m范圍內(nèi)基本相同，說(shuō)明擋風(fēng)墻后10～30 m均在砼板式擋風(fēng)墻防護(hù)范圍之內(nèi)；在土堤式擋風(fēng)墻后，隨著車輛距擋風(fēng)墻距離的增加，車輛縱向氣動(dòng)力略增加。

總之，車輛所受縱向氣動(dòng)力的大小與風(fēng)速、風(fēng)向角(風(fēng)向與車輛之間所夾銳角)、車型、車輛編組位置以及擋風(fēng)墻型式和高度有關(guān)。通過(guò)上述分析可知：車輛所受縱向氣動(dòng)力與風(fēng)速的平方成正比；當(dāng)風(fēng)向角為30°左右時(shí)，車輛所受到的縱向氣動(dòng)力最大；當(dāng)風(fēng)向角一定、不考慮新疆風(fēng)區(qū)尚未運(yùn)行的雙層集裝箱時(shí)，貨車中敞車受到的縱向氣動(dòng)力最大，棚車次之，客車中單層客車的縱向氣動(dòng)力稍大于雙層客車的縱向氣動(dòng)力；有擋風(fēng)墻時(shí)車輛所受的縱向氣動(dòng)力小于無(wú)擋風(fēng)墻車輛所受的縱向氣動(dòng)力，砼板式擋風(fēng)墻的防護(hù)效果優(yōu)于土堤式擋風(fēng)墻；4 m高砼板式擋風(fēng)墻后10～30 m均在擋風(fēng)墻防護(hù)范圍內(nèi)，其縱向氣動(dòng)力基本不隨車輛距擋風(fēng)墻的距離變化而改變，4 m高土堤式擋風(fēng)墻后車輛縱向氣動(dòng)力隨著車輛距擋風(fēng)墻距離的增加略增加，但總體變化不大。

圖7 砼板式擋風(fēng)墻后不同位置縱向氣動(dòng)力Fig. 7 Longitudinal aerodynamic force of different locations behind concrete slab wind-break wall

圖8 土堤式擋風(fēng)墻后不同位置縱向氣動(dòng)力Fig. 8 Longitudinal aerodynamic force of different locations behind embankment type wind-break wall

3 風(fēng)洞試驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算結(jié)果對(duì)比分析

本次試驗(yàn)在中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心 8 m×6 m風(fēng)洞中進(jìn)行。對(duì)單層客車、棚車、單層集裝箱車3種車型進(jìn)行了風(fēng)洞試驗(yàn)，模型比例為1:15，試驗(yàn)風(fēng)速為60 m/s，試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D9所示。

選取單層客車風(fēng)洞試驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，在不同風(fēng)向角下，氣動(dòng)縱向氣動(dòng)力系數(shù)對(duì)比結(jié)果如圖 10所示。圖 10中，縱向氣動(dòng)力系數(shù)定義為CF=F/(0.5·ρU2A)(其中，CF為縱向氣動(dòng)力系數(shù)；F為縱向氣動(dòng)力；ρ為空氣密度；U為環(huán)境風(fēng)風(fēng)速；A為車體側(cè)面面積)。從圖10可知：縱向氣動(dòng)力系數(shù)數(shù)值計(jì)算結(jié)果和風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果基本相同，但由于風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛯?duì)車輛底部細(xì)部結(jié)果進(jìn)行了簡(jiǎn)化，所以，其縱向氣動(dòng)力系數(shù)比計(jì)算結(jié)果稍小，但兩者相對(duì)誤差一般不超過(guò)10%。

圖9 風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig. 9 Wind tunnel test model

圖10 縱向氣動(dòng)力系數(shù)風(fēng)洞試驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算對(duì)比Fig. 10 Comparison of longitudinal aerodynamic coefficient of wind tunnel test and numerical calculation

4 結(jié)論

(1) 車輛所受縱向氣動(dòng)力與風(fēng)速、風(fēng)向角、車型、車輛編組位置以及擋風(fēng)墻型式和高度有關(guān)。車輛所受縱向氣動(dòng)力與風(fēng)速的平方成正比；當(dāng)風(fēng)向角為 30°左右時(shí)，車輛所受到的縱向氣動(dòng)力最大。

(2) 3車和8車編組時(shí)，頭、中、尾車輛的縱向氣動(dòng)力均比較接近，最大相對(duì)誤差只有4.7%，3車編組計(jì)算可以反映8車甚至更多車輛編組的情況；不同編組位置中間車的縱向氣動(dòng)力差別很小，數(shù)值計(jì)算時(shí)可以減少中間車編組數(shù)，從而提高計(jì)算效率。

(3) 有擋風(fēng)墻時(shí)車輛所受的縱向氣動(dòng)力小于無(wú)擋風(fēng)墻車輛所受的縱向氣動(dòng)力，砼板式擋風(fēng)墻的防護(hù)效果優(yōu)于土堤式擋風(fēng)墻；4 m高砼板式擋風(fēng)墻后10～30 m均在擋風(fēng)墻防護(hù)范圍內(nèi)，其縱向氣動(dòng)力基本不隨車輛距擋風(fēng)墻的距離變化而改變，3 m和4 m高土堤式擋風(fēng)墻后車輛縱向氣動(dòng)力隨著車輛距擋風(fēng)墻距離的增加略增加，但總體變化不大。

(4) 風(fēng)洞縱向氣動(dòng)力試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果基本相同，但由于風(fēng)洞試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛯?duì)車輛底部細(xì)部結(jié)果進(jìn)行了簡(jiǎn)化，所以，其縱向氣動(dòng)力系數(shù)略小于數(shù)值計(jì)算結(jié)果。

(5) 本風(fēng)區(qū)車站停留車輛縱向氣動(dòng)力的計(jì)算分析結(jié)果可為車輛防溜分析、確定車輛手制動(dòng)數(shù)提供車輛縱向氣動(dòng)力計(jì)算載荷。

[1] 葛盛昌. 新疆鐵路風(fēng)區(qū)大風(fēng)天氣列車安全運(yùn)行辦法研究[J].鐵道運(yùn)輸與經(jīng)濟(jì), 2009, 31(8): 32-34.GE Shengchang. Study on the safety operation standards for trains running through the windy area in Xinjiang[J]. Railway Transport and Economy, 2009, 31(8): 32-34.

[2] 周楊. 強(qiáng)風(fēng)條件下停站車輛防溜安全問(wèn)題研究[D]. 成都: 西南交通大學(xué)交通運(yùn)輸學(xué)院, 2010: 1-10.ZHOU Yang. Research on anti-running safety of stopped trains in strong wind[D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University.School of Traffic & Transportation, 2010: 1-10.

[3] 傅耕野, 于洪波. 關(guān)于美國(guó)某翻礦線上車輛防溜的分析與計(jì)算(二): 兼探討我國(guó)軸重 23 t及其以上重載車輛的調(diào)速與防溜[J]. 減速頂與調(diào)速技術(shù), 2008, 25(3): 4-12.FU Gengye, YU Hongbo. Analysis and calculation of protection vehicle runaway on the US car dumper (Ⅱ): And discuss of the speed control and anti-slip of heavy vehicle with 23 t or more axle load[J]. Retarders & Speed Control Technology, 2008, 25(3):4-12.

[4] 陳愛(ài)全. 淺議車輛防溜的幾種措施[J]. 河北能源職業(yè)技術(shù)學(xué)院學(xué)報(bào), 2009, 9(4): 76-79.CHEN Aiquan. Several measures for vehicle anti-slip[J]. Journal of Hebei Energy Institute of Vocation and Technology, 2009,9(4): 76-79.

[5] 王家林. 鐵路換裝線上車輛防溜措施的實(shí)踐[J]. 鐵道運(yùn)輸與經(jīng)濟(jì), 2006, 28(9): 84-85.WANG Jialin. Practices of train anti-slide measure on railway transshipment tracks[J]. Railway Transport and Economy, 2006,28(9): 84-85.

[6] 陳玲娟, 饒武. 大風(fēng)地區(qū)鐵路車站站坪合理坡度的選擇[J].鐵道運(yùn)輸與經(jīng)濟(jì), 2010, 32(1): 30-31.CHEN Lingjuan, RAO Wu. Selection of reasonable slope for station yard of railway station in gale area[J]. Railway Transport and Economy, 2010, 32(1): 30-31.

[7] 張克家, 金志毅, 韓輝. 車站作業(yè)車輛防溜狀態(tài)無(wú)線監(jiān)控揭示系統(tǒng)技術(shù)方案研究[J]. 鐵路計(jì)算機(jī)應(yīng)用，2010, 19(4): 41-43.ZHANG Kejia, JIN Zhiyi, HAN Fei. Research on project of wireless monitoring proclaiming system for anti-rolling state of operation vehicle of station[J]. Railway Computer Application,2010, 19(4): 41-43.

[8] 王龍, 胡漢春, 王慧霞. 基于PLC的車輛防溜系統(tǒng)研究[J]. 機(jī)電產(chǎn)品開發(fā)與創(chuàng)新, 2010, 23(1): 122-124.WANG Long, HU Hanchun, WANG Huixia. The research to anti-slip system of vehicles based on PLC[J]. Development &Innovation of Machinery & Electrical Products, 2010, 23(1):122-124.

[9] 田紅旗. 風(fēng)環(huán)境下的列車空氣阻力特性研究[J]. 中國(guó)鐵道科學(xué), 2008: 29(5): 108-112.TIAN Hongqi. Study on the characteristics of train air resistance under wind environment[J]. China Railway Science, 2008, 29(5):108-112.

[10] 田紅旗. 中國(guó)惡劣風(fēng)環(huán)境下鐵路安全行車研究進(jìn)展[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(bào): 自然科學(xué)版, 2010, 41(6): 2435-2443.TIAN Hongqi. Research progress in railway safety under strong wind condition in China[J]. Journal of Central South University:Science and Technology, 2010, 41(6): 2435-2443.

[11] Baker C J, Brockie N J. Wind tunnel tests to obtain train aerodynamic drag coefficients-Reynolds number and ground simulation effects[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 1991, 38(1): 23-28.

[12] Atsushi I. Method for estimating the reduced quantity of aerodynamic drag of trains[J]. Nippon Kikai Gakkai Ronbunshu,B Hen/Transactions of the Japan Society of Mechanical Engineers Part B, 2003, 69(685): 2037-2043.

[13] Orellano A, Schober M. Aerodynamic performance of a typical high-speed train[J]. World Scientific and Engineering Academy and Society Transactions on Fluid Mechanics, 2006, 1(5):379-386.

[14] 軌道交通安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室. 風(fēng)區(qū)車站停留車輛防溜研究報(bào)告[R]. 長(zhǎng)沙: 中南大學(xué)軌道交通安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,2010: 6-25.Key Laboratory of Traffic Safety on Track of Ministry of Education. Research report of anti-slip for vehicle stopped in the station in strong wind area[R]. Changsha: Central South University. Key Laboratory of Traffic Safety on Track of Ministry of Education, 2010: 6-25.

[15] 軌道交通安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室. 新疆鐵路大風(fēng)環(huán)境下列車及防風(fēng)設(shè)施空氣動(dòng)力學(xué)綜合試驗(yàn)研究報(bào)告[R]. 長(zhǎng)沙: 中南大學(xué)軌道交通安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 2010: 16-30.Key Laboratory of Traffic Safety on Track of Ministry of Education. Research report of aerodynamic performances of trains and wind-break facilities under strong wind conditions for Lanzhou-Urumqi high-speed railway[R]. Changsha: Central South University. Key Laboratory of Traffic Safety on Track of Ministry of Education, 2010: 16-30.