横风下普速客车与动车组在挡风墙后交会气动性能

周志鹏 ，姚　松，刘　凯，梁　玉

(1. 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；2. 株洲时代新材料科技股份有限公司，湖南 株洲 412007)

我国铁路运营里程长、列车运行环境复杂多变，不少线路区段处于大风的环境下，列车在大风环境中运行时受到的气动力大幅增加，气动性能急剧恶化，国内外均出现过大风导致的重大铁路交通事故，造成巨大的人员伤亡和经济损失[1−3]。青兆麟等[4]研究表明，强横风对行车安全威胁最大，是导致列车脱轨及倾覆事故的主要原因之一。为了防止强横风环境下列车事故的发生，提高横风作用下列车运行安全性，挡风墙作为一种防风设施，在风区铁路沿线被广泛的应用[5−8]。在我国，部分既有提速线路和客运专线上同时开行了时速250 km等级的动车组和最高时速160 km的普速客车，不同速度等级的列车共线运行，普速客车和动车组交会不可避免，二者运行速度差较大，若在横风条件下高速交会，由横风引起的气动载荷和由交会引起的瞬态冲击载荷会产生叠加作用及相互影响，导致列车气动性能迅速恶化，严重影响旅客乘坐的舒适性和列车运行的安全性。因此，开展横风环境下普速客车与动车组交会运行安全性的研究有着十分重要的意义。对于横风效应和列车交会问题，国内外学者进行了诸多试验和数值模拟研究[9−16]，分析了单列车在横风作用下的空气动力学性能以及交会压力波对列车气动性能和车体结构的影响，但是将防风设施、横风和交会进行耦合分析，即同时考虑挡风墙和横风对列车交会影响的研究较少。为此，本文采用数值模拟和实车试验相结合的方法，研究横风下交会列车表面压力分布以及交会车速和挡风墙高度对列车气动性能的影响，为普速客车和动车组在风区内安全运行提供一定的参考。

1　数值计算模型

按照列车及线路的实际几何尺寸，建立25T型普速客车与CRH2型动车组横风交会模型，普速客车采用5车编组，即由1节SS8机车和4节25T型普速客车组成，CRH2动车组采用8车编组，即头车、6节中间车和尾车。动车组和普速客车在平地上明线交会，直立式挡风墙高度h定义为挡风墙顶部距地面的距离，直立式挡风墙距一线中心线 5.7 m，交会区段线间距5.0 m，交会模型的横断面如图1所示。

图1　横断面模型Fig.1　Cross-sectional model

计算区域如图2所示，将计算区域入口截面设置为速度边界，按均匀来流给定横风速度，出口截面给定压力边界条件，取静压为 0。计算区域顶部设置为对称边界，地面和挡风墙设置为无滑移的壁面边界条件。列车的相对运行通过滑移网格实现，计算区域下游边界远离列车尾部，以避免出口截面受到列车尾流的影响。为了得到稳定初始流场，先让列车静止，再加载横风，待风场充分发展后再启用滑移网格使列车运动，初始时刻2车头相距100 m，保证2车在交会时，风场已发展充分。

计算区域采用混合网格进行离散，车体附近采用较密的非结构网格，远离车体部分采用较为稀疏的结构网格，密网格和稀疏网格之间以一定的增长因子均匀过渡，这样既保证了精度要求，又减小了计算量并能加快收敛速度。为兼顾求解的速度和精度，离散模型时简化了列车上的受电弓、门把手等细部特征。列车明线交会空间体网格约为2 250万，车体表面网格如图3所示。

图2　计算区域Fig.2　Computational zone

横风作用下，普速客车与动车组周围流场采用三维、非定常N-S方程对流场进行数值分析，在标准大气压下，温度为 20 ℃时空气的运动黏度 v=1.5×10−5m2/s，雷诺数 Re=ul/ν=1.35×107，远大于临界雷诺数 Rec=0.5×106，列车处在湍流流场，因此，选取工程上应用较广的k-ε双方程湍流模型，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、能量方程、气体状态方程及湍流模型方程[17−19]，时间步长为0.012 s。为了对车体表面瞬变压力进行分析，在交会两列车的表面共设置了35个测点，普速客车与动车组布点方式基本一致。具体布点方式如图4所示，其中括号中的测点位于非交会侧，其余测点位于交会侧。

图3　计算网格Fig.3　Computational mesh

图4　交会模型测点布置图Fig.4　Points arrangement of crossing models

2　模型验证

2016年5月，乌鲁木齐铁路局在兰新二线“百里风区”开展了大风条件下的动车组−普速客车交会安全性试验，试验列车为5车编组的25T型普速客车和8车编组的CRH2型动车组，普速客车以160 km/h的速度与时速160 km的动车组在3.5 m直立式挡风墙后交会。本文选取现场试验工况来验证交会数值计算模型，列车交会过程中，测风站测得的风速平均值为12.9 m/s、试验地点的风向与线路走向的夹角在86±6°范围内(可视为横风)，将数值计算结果和实车试验采集的交会压力波数据进行对比，如表1所示。图5为普速客车车体中部测点交会侧和非交会侧的压力变化曲线比较结果。

表1　数值计算与实车试验结果Table1　Results of numerical computation and full-scale train test

图5　车体表面测点压力变化曲线Fig.5　Time history of pressure on train surface

对比数值计算与实车试验结果可以看出，2种方法得到的瞬变压力曲线变化规律基本一致，压力峰值的相对误差在10%以内。交会前后的数值计算与实车试验压力曲线吻合度较差主要是因为实车试验时列车是在复杂的脉动风环境下交会。

3　横风环境下交会气动效应分析

3.1　列车表面压力分析

为了分析挡风墙对交会列车表面压力分布的影响，本文分析20 m/s的横风风速下，普速客车以160 km/h的速度与时速250 km的动车组在无挡风墙时以及3.5 m挡风墙后交会的情形，交会过程中动车组和普速客车车体表面压力分布云图如图6所示，其中图6(a)为有挡风墙时列车表面压力分布云图，图6(b)为无挡风墙时列车表面压力分布云图。

由图6(a)可知，有挡风墙时，普速客车和动车组车体表面压力较大程度地体现了列车无风交会时的分布特点，即来流在动车组和普速客车的头车鼻尖处及司机室前窗位置形成正压区，然后沿着列车头部向四周运动，当运动到头部往车身过渡位置时，由于过渡位置曲率的变化，使得空气流动速度加快，造成这一区域的压力急剧降低，形成负压区，尾车的表面压力分布也是如此，中间车辆由于车体横截面的形状基本不变，表面压力变化不大；无挡风墙时，横风使得普速客车和动车组表面尤其是头车和尾车压力区域发生不同程度的横向偏移，头车表面最大正压区朝迎风侧偏移，最大负压区朝背风侧偏移，尾车最大正压区出现在鼻尖附近，最大负压区朝迎风侧偏移。因此，列车在横风下交会，表面压力分布会同时体现出交会特性和横风特性，在无挡风墙的情况下，横风特性表现得更为明显。

横风和挡风墙会改变列车交会时的压力分布，使得交会压力波也发生相应的改变。以普速客车为例，图7为普速客车车体中部6号和7号测点的压力变化曲线。横风作用下，动车组与普速客车在无挡风墙的环境下交会，由于横风使得动车组头车表面最大压力区和负压区发生了偏移，当动车组头车到达普速客车交会侧中部该测点时，测得的交会压力波头波正脉冲幅值较小，负脉冲幅值较大，尾波的变化过程也是如此。普速客车非交会侧压力出现波动的原因是普速客车车体距轨面的空隙比动车组大，受挤压的气流很容易地从普速客车车体下面越过，进而加剧非交会侧流场的扰动。列车在3.5 m挡风墙的环境下交会，与无挡风墙时相比，交会压力波的头波和尾波正脉冲幅值明显降低，挡风墙减弱了横风对列车交会的影响。

图6　列车表面压力云图Fig.6　Pressure contour of train surfaces

图7　普速客车车身中部测点压力变化曲线图Fig.7　Curves of pressure for measuring points in the middle of common passenger train

列车在横风环境下交会，由于车体两侧压力存在较大差异，这种空气压差使车体产生较大的横向气动力[20]。图8为有无挡风墙时，在20 m/s横风风速下，普速客车以160 km/h的速度与时速250 km的动车组交会时普速客车各节车横向力变化曲线。从图8(a)可以看出，交会前车体受到一个稳定的横向载荷，随着两列车交会过程的进行，车体受到的横向力在交会开始时先增加后减小，而在交会即将结束时先减小后增加，这是因为在交会开始时刻，普速客车的各节车辆依次受到动车组头部正压区的反方向的排斥作用，导致普速客车各节车辆受到的横向力迅速增加，而后受到动车组头部往车身过渡位置负压区的吸引作用，车体受到的横向力又迅速减小，交会结束时刻的变化与上述过程相反，机车受到的横向力最大，达到了89.61 kN。由图8(b)可知，2列车在3.5 m挡风墙后交会时，普速客车所受横向力的变化趋势与无挡风墙时基本一致，但横向力峰值显著降低，机车受到的横向力峰值为12.79 kN，说明挡风墙的防风效果明显。列车在横风环境下无挡风墙后交会，机车的横向力峰值较有挡风墙时增长了7.0倍，可见，列车在横风、无挡风墙的环境中交会，车体所受横向力较有挡风墙时显著增加。

图8　普速客车所受横向力变化曲线图Fig.8　Curves of the lateral force of common passenger train

3.2　车速对列车交会气动性能的影响

为了研究普速客车和动车组在横风环境下交会时车速对列车气动性能的影响，本文将普速客车以不同速度(100，120，140和160 km/h)与时速250 km的动车组在3.5 m挡风墙后、20 m/s横风风速下交会时列车所受横向力和倾覆力矩进行对比，由于中间的各节车所受横向气动力相差不大，因此选择2列车的中间车进行对比分析，如图9所示。

图9　横向力随车速变化曲线Fig.9　Curves of lateral force changed with different train speeds

由图9可知，普速客车和动车组以不同的速度交会，车体受到的横向力波动趋势相反。随着普速客车车速的增加，普速客车和动车组受到的横向力也随之增加。横风环境下，当普速客车和动车组以不同的速度在挡风墙后交会时，动车组受到的横向力峰值较大，这是由于动车组交会压力波的头波正波与非交会侧的负压产生了叠加。当普速客车以160 km/h的速度与250 km/h的动车组交会时，普速客车和动车组受到的横向力峰值分别为 16.38 kN和42.62 kN。从图10可以看出，列车所受倾覆力矩随着车速的增加而增加，动车组受到的倾覆力矩整体比普速客车大，当普速客车车速由100 km/h增至160 km/h时，普速客车所受倾覆力矩峰值由16.26 kN·m增加到18.17 kN·m，增长了11.7%，而动车组所受倾覆力矩峰值由 66.02 kN·m 增加到 79.75 kN·m，增长了20.8%，这表明动车组受交会车速的影响更大。

图10　倾覆力矩随车速变化曲线Fig.10　Curves of overturning moment changed with different train speeds

3.3　挡风墙高度对列车交会气动性能的影响

本文针对横风环境下不同高度的挡风墙对列车的气动性能影响进行研究，选取3.0，3.5，4.0和4.5 m这4种高度挡风墙进行对比分析。动车组和普速客车中间车体侧壁面积基本不变，横向气动力的大小变化较小，故本文选取头车、尾车和中间车的计算结果进行分析。表2为平地上、不同挡风墙高度下，20 m/s横风环境中，普速客车以160 km/h的速度与250 km/h的动车组交会时，二者所受横向力峰值。

由表2可知，无挡风墙时，相比于中间车和尾车，头车受到的正向的横向力最大。有挡风墙时，列车交会产生的横向力峰值明显减小。在平地上设置3.5 m高的挡风墙，挡风防护效果最明显，与无挡风墙时相比，普速客车机车的横向力峰值由89.61 kN降至12.79 kN，下降了85.7%，动车组头车的横向力峰值由66.55 kN降至36.35 kN，下降了45.4%。在3.0，3.5，4.0和4.5 m这4种高度挡风墙下，横向力均为负值，从车辆气动力角度来说已处于过防护状态，但挡风墙高度要综合考虑对接触网的影响[21]以及施工成本，因而挡风墙不宜过高或过低，可见在线路的迎风侧设置3.5 m高的挡风墙后，交会列车的气动性能相对较好。

表2　不同挡风墙高度下，普速客车和动车组所受横向力峰值Table2　Lateral force acting on common passenger train and EMU under crosswind with height of wind-break wall

4　结论

1) 横风和挡风墙显著地改变了交会列车表面尤其是头尾区域的压力分布。有挡风墙时，动车组和普速客车车体表面最大正压均出现在了车体的鼻尖位置，最大负压区分布在了头部往车身过渡位置；无挡风墙时，横风使得列车表面压力分布区域发生了横向偏移，最大正压区朝迎风侧偏移，最大负压区朝背风侧偏移。

2) 普速客车和动车组在横风环境下交会时，车体受到的横向力和倾覆力矩随着车速的增加而增加。当普速客车车速由100 km/h增至160 km/h时，普速车和动车组倾覆力矩峰值分别增加了 11.7%和20.8%，动车组受交会车速的影响更大。

3) 横风环境下挡风墙高度对交会列车的气动性能影响显著。无挡风墙时，普速客车机车和动车组头车受到的横向力最大；设置3.5 m挡风墙后，交会列车受到的横向力在所选取的4种挡风墙高度中整体上最小，与无挡风墙时相比，普速客车机车和动车组头车受到的横向力峰值分别下降了85.7%和 45.4%，此时交会列车的气动性能相对较好。