兰新铁路现有土堤式挡风墙局部加高优化*

刘 珍，张 健，杨明智，吴雪峰

(1.轨道交通安全教育部重点实验室(中南大学)，湖南 长沙 410075;2.中南大学交通运输工程学院，湖南长沙 410075)

兰新线是我国“八纵八横”路网主骨架，跨百里风区和三十里风区，列车受横风影响，气动性能恶化，严重时将导致列车倾覆，大风对铁路列车运行安全及运输畅通构成了严重威胁［1－2］。目前。国内外铁路普遍采取在风区修建挡风墙的防风措施，实践证明挡风墙是一项行之有效的防风措施［3］。兰新线上现有的挡风墙类型主要有:土堤式挡风墙，对拉式挡风墙，板柱式挡风墙，混凝土插板式挡风墙等，其中土堤式挡风墙对列车的防护效果最差［4］，随着兰新线上通过列车速度的提高，土堤式防风墙的防护效果亟需改善，拆除及修建其他形式挡风墙耗费更多的资源，因此考虑在现有土堤式挡风墙高度基础上进行顶部局部加高优化，以改善其防护效果，保障列车运行安全。在强横风作用下，如果加高高度不够，则起不到加强防护的作用，加高过高则会使列车有向挡风墙一侧倾覆的趋势，导致防护过度。因此，合理确定顶部加高高度对充分提高土堤式挡风墙防护效果至关重要。

1 计算模型

现有兰新铁路上运行的车型主要有普通客车、敞车、棚车、平车和罐车等，横风作用下，棚车的气动性能较差，兰新线百里风区被大风吹翻的车辆大部分为棚车［5－6］，故本文中采用棚车为代表车型讨论优化后的土堤式挡风墙对列车气动性能的影响，列车模型采用东风11型机车+3节棚车编组，并取第二节棚车的气动力进行讨论，棚车计算模型如图1所示。

图1 棚车计算模型几何尺寸(单位:m)Fig.1 The geometric dimension of box car model

由于兰新线上环境复杂，一部分对称土堤式挡风墙迎风侧积沙，较长时间后使挡风墙迎风侧地形提高，形成“非对称式”外形，为此本文根据兰新线实际情况将土堤式挡风墙分为对称式和非对称式。对称土堤式挡风墙的加高示意如图2所示，其边坡左右对称，加高部分宽度为0.085 m，位于土堤式挡风墙顶部的正中间，H为顶部加高高度。非对称土堤式挡风墙如图3所示，其边坡高度不对称，迎风侧高度根据积沙情况不同分别为h=1 m和h=2 m，其他尺寸与对称土堤式挡风墙相同。

图2 对称土堤式挡风墙外形(单位:m)Fig.2 Profile of symmetrical earth type wind barrier

图3 非对称土堤式挡风墙外形(单位:m)Fig.3 Profile of un － symmetrical earth type wind barrier

2 计算区域

数值计算流场区域的选取理论上应该无穷大以达到真实模拟。然而，区域大使得计算网格过大从而导致计算时间过长。因此，应该选取合适的计算区域。研究表明，列车前方尺寸对计算结果的影响较小，而列车后方尺寸对计算结果的影响较大［7］。因此，长度方向尺寸的选取应使计算区域下游边界尽可能远离列车，以避免出口截面受到尾流的影响，便于给定出口边界条件，宽度应避免阻塞效应影响。基于以上考虑，计算区域长度取400 m，高度和宽度分别取80 m×300 m。列车底部距轨面高度为0.2 m，计算区域如图4所示。

图4 计算区域(单位:m)Fig.4 Calculation region

3 边界条件和计算网格

计算流场边界条件设置如下:

计算模型采用非结构网格离散。车体近壁面网格要求很细，采用密网格，远离车体的网格可以较为稀疏，密网格和稀疏网格之间以一定的增长因子均匀过渡，这样既能保证精度要求，又可以减小计算量并加快收敛速度。计算模型的空间体单元约300万。车体和挡风墙表面网格如图5和图6所示。

图5 车体表面网格Fig.5 Mesh of car surface

图6 土堤式挡风墙及路基表面网格Fig.6 Mesh of earth type wind barrier and roadbed surface

4 结果分析

4.1 对称土堤式挡风墙优化结果

固定对称土堤式挡风墙距路基面高度为3.0 m，选取0.1，0.2，0.3，0.4 和0.5 m 5 种加高高度，分别计算置于一线和二线上的棚车在强横风作用下所受气动力。兰新铁路上货车的最高运行速度为120 km/h，计算中采用该速度为计算车速，计算风速取 50 m/s，即 vx=120 km/h，vy=50 m/s。

为了说明列车表面压力和速度分布随加高高度的变化情况，图7和图8为不同加高高度下一线、二线棚车中间横截面压力分布云图，图9和图10为不同加高高度下一线、二线棚车中间横截面流线图。

可见:原有土堤式挡风墙下，无论列车在一线还是在二线上运行，横风绕过挡风墙顶部直接作用于棚车车体，车体迎风侧受较大正压，而背风侧和车体顶部受较小负压，车体受较大侧向力;在其顶部进行局部加高，列车迎风侧正压显著减小，且车顶部负压区域减小，背风侧所受负压值也有所减小;加高至0.3 m时，迎风侧正压变为负压，且迎风侧与背风侧负压相抵，使得列车倾覆力矩减小，气动性能有所改善。

图7 列车位于一线时流场压力分布云图Fig.7 Pressure contour while in first－ line

图8 列车位于二线时流场压力分布云图Fig.8 Pressure contour while in second － line

图9 列车位于一线时流场流线分布图Fig.9 Streamline while in first－ line

图10 列车位于二线时流场流线分布图Fig.10 Streamline while in second － line

可见:强横风下，来流沿着土堤式挡风墙迎风侧斜坡往上攀爬加速，其后运行的棚车迎风侧和背风侧各有一个较大的漩涡;原有土堤式挡风墙，无论列车在一线还是在二线运行，来流形成的涡分离点均位于车体中部高度位置，车体背风侧尾涡均距车体较远;随着顶部加高高度的增加，尾部漩涡逐渐发展增大，且距离车体表面的位置更近，消失位置逐渐后移。

横风作用下稳定性研究表明，倾覆力矩是衡量列车横向稳定性的重要指标［8－11］，故本文将其作为决定性的考核指标。倾覆力矩的正负与坐标方向有关，本文中倾覆力矩的正号表示远离挡风墙一侧倾覆(简称外翻)，负号表示向挡风墙一侧倾覆(简称内翻)。倾覆力矩的绝对值越大，对安全运行越不利。表1为对称土堤式挡风墙不同加高高度下一线和二线车辆所受倾覆力矩，图11为对应的拟合曲线。

表1 车辆所受倾覆力矩Table 1 Overturning moment of box car(kN·m)

图11 倾覆力矩与挡风墙加高高度之间的关系曲线Fig.11 Relation curve of overturning moment with increase height

从上述图表可以看出:原对称土堤式挡风墙不加高时，棚车所受倾覆力矩较大，列车有外翻的可能性。位于一线和二线的棚车，所受到的倾覆力矩随着挡风墙顶部加高高度的增加逐渐减小，当高度增加至0.25～0.3 m时，倾覆力矩达最小值，随后，倾覆力矩反向，且数值随着加高高度的增加而增大，过大时可能内翻。

使得一线和二线棚车所受倾覆力矩绝对值之和最小时的高度即为合理加高高度［12－13］。根据表1中数据得到拟合曲线和公式如图11所示，由公式:

可求得使fx达到最小值的合理加高高度x值，以及一线和二线棚车相应的倾覆力矩。通过计算可得原有高度为3.0 m的对称土堤式挡风墙合理加高高度为0.28 m，此时一线和二线棚车的倾覆力矩分别为1.2和2.0 kN·m。与原有土堤式挡风墙相比，棚车在优化后的土堤式挡风墙后运行，一线和二线棚车所受倾覆力矩分别降低99.3%，98.7%。因此，在对称土堤式挡风墙顶部局部加高可以显著提高其对列车的防护作用。

4.2 非对称土堤式挡风墙优化结果

固定非对称土堤式挡风墙距路基面高度为3.0 m，迎风侧高度分别为 1.0 m 和2.0 m，选取0.2，0.5，0.8和1.0 m 4种加高高度，计算车速与风速与对称式相同。

对于非对称土堤式挡风墙，迎风侧1 m和2 m优化结果相似，只是数值不同，且棚车位于一线与二线时其表面压力及速度分布情况相似，故只给出迎风侧1 m的非对称土堤式挡风墙顶部不同加高高度下一线棚车中间横截面压力分布云图和流线图，如图12和图13所示。

非对称土堤式挡风墙云图和流线图随加高高度的变化规律与对称土堤式挡风墙基本一致;对于迎风侧高度为1 m的非对称土堤式挡风墙，加高到0.2 m时，车体迎风侧仍受较大正压，漩涡分离点上移，尾涡开始接近车体，但离车体仍有一段距离;继续加高至0.8 m时，迎风侧逐渐转为负压，分离点移至车顶部，且尾涡开始贴近车体。

图12 列车位于一线时流场压力分布云图Fig.12 Pressure contour while in first－ line

图13 列车位于一线时流场流线分布图Fig.13 Streamline while in first－ line

表2和表3分别为迎风侧1 m和迎风侧2 m的非对称土堤式挡风墙不同加高高度下，棚车所受倾覆力矩，图14为对应的拟合曲线图。

表2 迎风侧1 m时车辆倾覆力矩Table 2 Overturning moment of box car when windward height is 1 m (kN·m)

表3 迎风侧2 m时车辆倾覆力矩Table 3 Overturning moment of box car when windward height is 2 m (kN·m)

可见，对于非对称土堤式挡风墙，棚车所受倾覆力矩随顶部加高高度变化规律与对称土堤式挡风墙一致，只是数值不同;迎风侧1 m时顶部加高高度增加至0.6～0.65 m、迎风侧2 m时顶部加高高度增加至0.48～0.55 m时，位于一线和二线的棚车所受倾覆力矩最小，随后反向。

根据图14中的拟合公式，可以求得迎风侧1 m的非对称土堤式挡风墙合理加高高度为0.62 m，此时，一线和二线棚车所受倾覆力矩分别为0.5和4.6 kN·m，较原有挡风墙分别降低99.7%，97.6%;迎风侧2 m的非对称土堤式挡风墙合理加高高度为0.49 m，此时，一线和二线棚车所受倾覆力矩分别为0.15和10.7 kN·m，较原有挡风墙分别降低99.9%，94.4%。因此，在非对称土堤式挡风墙顶部局部加高能有效提高其对列车的防护作用。

图14 倾覆力矩与挡风墙加高高度之间的关系曲线Fig.14 Relation curve of overturning moment with increasing height

5 结论

(1)在土堤式挡风墙顶部局部加高能够有效地提高其对列车的防护作用。

(2)位于一线和二线的棚车，所受到的倾覆力矩随着挡风墙顶部加高高度的增加先逐渐减小，当达到合理加高高度时，倾覆力矩绝对值最小，随后反向，数值随着加高高度的增加而增加。

(3)对于对称土堤式挡风墙，局部合理加高高度为0.28 m，此时一线和二线棚车所受倾覆力矩分别为1.2和2.0 kN·m，较原有土堤式挡风墙分别降低 99.3%，98.7%。

(4)对于非对称土堤式挡风墙，迎风侧高度为1 m时，局部合理加高高度为0.62 m，此时一线和二线棚车所受倾覆力矩分别为0.5和4.6 kN·m，较原有土堤式挡风墙分别降低99.7%，97.6%;迎风侧高度为2 m时，局部合理加高高度为0.49 m，此时一线和二线棚车所受倾覆力矩分别为0.15和10.7 kN·m，较原有土堤式挡风墙分别降低99.9%，94.4%。

［1］董汉雄.兰新铁路百里风区挡风墙设计［J］.路基工程，2009(2):95－96.DONG Han-xiong.Design of wind barrier in 100－kilometer wind area in Lan － xin Railway［J］.Subgrade Engineering，2009(2):95－96.

［2］杨明智，袁先旭，周 丹，等.强横风下青藏线棚车气动性能研究［J］.铁道科学与工程学报，2008，5(2):75－78.YANG Ming-zhi，YUAN Xian-xu，ZHOU Dan，et al.Aerodynamic forces acting on a box car running on Qinghai－Tibet railway under strong cross－wind［J］.Journal of Railway Science and Engineering，2008，5(2):75 －78.

［3］葛盛昌，蒋富强.兰新铁路强风地区风沙成因及挡风墙防风效果分析［J］.铁道工程学报，2009(5):1－4.GE Sheng-chang，JIANG Fu-qiang.Analyses of the causes for wind disaster in strong wind area along Lanzhou－Xinjiang railway and the effect of windbreak［J］.Journal of Railway Engineering Society，2009(5):1 －4.

［4］杨鑫炎，郑史雄.铁路路基挡风墙抗风性能分析及方案比较［J］.四川建筑，2004，24(3):57－59.YANG Xin-yan，ZHEN Shi-xiong.Analyses of wind－resistant behavior of wind barrier in railroad bed and compare of proposals［J］.Sichuan Archeitecture，2004，24(3):57－59.

［5］井门敦志，等.高速车辆の空气抵抗とその低减に关する风洞试验.日本铁道总研报告［R］.1995，9(1):32－37.

［6］梁习锋，熊小慧.4种车型横向气动性能分析与比较［J］.中南大学学报:自然科学版，2006，37(3):607 －612.LIANG Xi-feng，XIONG Xiao-hui.Analysis and comparison of lateral aerodynamic performance on four kinds of cars［J］.Journal of Central South University:Science and Technology，2006，37(3):607－612.

［7］刘志燕.侧风下高速列车－简支箱梁系统气动性能的数值研究［D］.长沙:中南大学，2010.LIU Zhi-yan.The numerical study of aerodynamic character of high－speed train and simple supported box girder under sidewind［D］.Changsha:Central South University，2010.

［8］荣先成.高速列车气动特性分析技术及其发展［J］.铁道学报，1998，20(2):128 －132.RONG Xian-cheng.Analytical technology and its development of aerodynamic performance on high－speed trains［J］.Journal of the China Railway Society，1998，20(2):128－132.

［9］高广军，田红旗，姚 松，等.兰新线强横风对车辆倾覆稳定性计算［J］.铁道学报，2004，26(4):36－40.GAO Guang-jun，TIAN Hong-qi，YAOSong，et al.Effect of strong cross－wind on the stability of trains running on the Lanzhou － Xinjiang railway［J］.Journal of the China Railway Society，2004，26(4):36－40.

［10］Vanden－Broeck J M，Miloh T.Influence of a layer of mud on the train of waves generated by a moving pressure distribution［J］.Journal of Engineering Mathematics，1996，30(3):387 －400.

［11］梁习锋，田红旗.列车气动性能评估参数研究［J］.中国铁道科学，2003，24(1):38 －41.LIANG Xi-feng，TIAN Hong-qi.Research on evaluating parameters of train aerodynamic performance［J］.China Railwy Science，2003，24(1):38 －41.

［12］刘风华.不同类型挡风墙对列车运行安全防护效果的影响［J］.中南大学学报:自然科学版，2006，37(1):176－182.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):176 －182.

［13］姜翠香，梁习锋.挡风墙高度和设置位置对车辆气动性能的影响［J］.中国铁道科学，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.