ANSYS中的Fluent模塊在高架橋聲屏障高度中仿真的應(yīng)用

0 引 言

近年來,隨著鐵路大提速,我國高速鐵路的建設(shè)得到迅猛發(fā)展,已建成多條高速鐵路.現(xiàn)有京津城際鐵路、武廣高鐵和鄭西高鐵等,京滬高鐵也即將建成.由于在高速鐵路經(jīng)過區(qū)域道路縱橫交錯(cuò),且土地資源十分寶貴,高速鐵路多采用高架橋形式.已建成的京津城際鐵路,其橋梁占全線長度的87%,建設(shè)中的京滬高鐵的橋梁線路占全線長度的86.5%.與此同時(shí),為降低鐵路干線對(duì)環(huán)境的影響,經(jīng)常需要在高架橋上添加一些非結(jié)構(gòu)性建筑,如增設(shè)聲屏障等.聲屏障對(duì)行駛在高架橋上的高速列車的氣動(dòng)特性具有很大的影響,對(duì)其開展研究具有一定的工程應(yīng)用價(jià)值.目前,研究方法主要有理論計(jì)算、數(shù)值模擬、風(fēng)洞模擬、實(shí)車測試和動(dòng)模型試驗(yàn)等.理論計(jì)算具有一定的復(fù)雜性;試驗(yàn)研究耗資大、費(fèi)時(shí)且易由試驗(yàn)設(shè)備引起誤差;而數(shù)值模擬成本較低,且能對(duì)大量工況(包括理想工況)進(jìn)行模擬.因此,隨著計(jì)算機(jī)軟、硬件能力的逐年提高,數(shù)值模擬逐漸成為研究行駛在高架橋上的高速列車氣動(dòng)特性的重要輔助手段之一.

本文采用FLUENT探討單線高架橋聲屏障高度變化對(duì)高速列車氣動(dòng)特性的影響.模擬的工況為:不考慮橫向風(fēng)情況;列車的運(yùn)行速度Vt=200km/h(55.56m/s).對(duì)于橫向風(fēng)情況,聲屏障客觀上起到擋風(fēng)墻的作用,隨著聲屏障高度的變化,列車的氣動(dòng)力和力矩也表現(xiàn)出一定的規(guī)律性.聲屏障的高度分別取H=0(對(duì)應(yīng)于無聲屏障情況),1.5m,2.0m,2.5m,3.0m和4.5m等6種情況.

1 計(jì)算模型及設(shè)置

一般地,行駛在高架橋上的高速列車空氣外流場可簡化為黏性、不可壓縮、絕熱和三維定常流動(dòng)系統(tǒng)等,待求的方程組包括連續(xù)性方程、動(dòng)量方程、k方程和ε方程等.考慮到計(jì)算資源的有限性,在進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí),經(jīng)常將細(xì)長體列車模型簡化為三車連掛(頭車+中間車+尾車),并忽略轉(zhuǎn)向架和風(fēng)擋等復(fù)雜結(jié)構(gòu).高速列車氣動(dòng)外形主要參數(shù)見表1.

表1 高速列車氣動(dòng)外形主要參數(shù)

本文采用的單線高架橋CAD建立,高架橋及高速列車CAD模型見圖1.

圖1 高架橋及高速列車CAD模型

高架橋橋底面距地面高度15m,高速列車中心線距高架橋聲屏障內(nèi)側(cè)3.7m.計(jì)算區(qū)域及坐標(biāo)系見圖2,計(jì)算網(wǎng)格見圖3.在模擬中,地面和高架橋均設(shè)為移動(dòng)壁面邊界條件,車體設(shè)為無滑移壁面邊界條件.選用Realizablek?ε湍流模型,近壁處理采用非平衡壁面函數(shù),壓力-速度耦合采用SIMPLEC算法.為保證收斂性,首先適當(dāng)調(diào)小松弛因子,動(dòng)量方程、湍動(dòng)能方程和湍動(dòng)耗散率方程采用1階迎風(fēng)格式,等計(jì)算穩(wěn)定后再換用精度更高的2階迎風(fēng)格式,并適當(dāng)調(diào)高松弛因子,加快收斂.

圖2 計(jì)算區(qū)域及坐標(biāo)系,m

圖3 計(jì)算網(wǎng)格

2 計(jì)算結(jié)果分析
2.1 氣動(dòng)力、力矩變化規(guī)律分析

隨著聲屏障高度的不同,作用在高速列車上的氣動(dòng)力和力矩也隨之發(fā)生變化.圖4為阻力因數(shù)變化曲線,可知雖然聲屏障高度變化,但頭車、中間車和尾車的阻力因數(shù)基本沒有變化;尾車上的阻力最大,中間車上的阻力最小,頭車上的阻力介于二者之間.

圖4 阻力因數(shù)變化曲線

圖5為升力因數(shù)變化曲線,可知隨著聲屏障高度的增加,頭車上的負(fù)升力逐漸增加,聲屏障高度H=4.5m時(shí)的升力比無聲屏障時(shí)增加40%;中間車上的升力不隨聲屏障高度變化而變化,且升力幾乎為0;尾車上的正升力隨聲屏障高度增加而逐漸減小,減小幅度最多可達(dá)54.5%.

圖5 升力因數(shù)變化曲線

圖6為俯仰力矩因數(shù)變化曲線,可知,中間車俯仰力矩因數(shù)對(duì)聲屏障高度變化不敏感,基本不隨聲屏障高度變化而變化;而聲屏障高度變化對(duì)頭、尾車俯仰力矩因數(shù)影響較大.隨著聲屏障高度增加,頭車俯仰力矩因數(shù)逐漸減小.聲屏障高度H=4.5m時(shí)的俯仰力矩比無聲屏障時(shí)增加10%;H=1.5m時(shí)尾車俯仰力矩因數(shù)比無聲屏障時(shí)增加27%.

圖6 俯仰力矩因數(shù)變化曲線

2.2 聲屏障高度的單獨(dú)分析

選取H=3.0m進(jìn)行局部分析.圖7為H=3.0m時(shí)各橫截面(x=-23m,0,23m)壓力云圖,可觀察到流場壓力分布的變化.由于橋梁和車體結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性,壓力分布同樣表現(xiàn)出對(duì)稱性.車體上、下壓力分布隨流動(dòng)向尾部發(fā)展而產(chǎn)生變化,對(duì)于橫截面x=0處,中間車上、下壓差很小,因此,中間車所受的升力也很小.

圖7 H=3.0m時(shí)各橫截面壓力云圖比較

圖8為H=3.0m時(shí)各橫截面速度云圖及流線圖,可觀察到流場漩渦的發(fā)展.與無聲屏障的情況相比,聲屏障會(huì)在其頂部產(chǎn)生漩渦.另外,由于結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性,且不受橫向風(fēng)影響,車體左右漩渦結(jié)構(gòu)也對(duì)稱分布;隨著流動(dòng)向尾部發(fā)展,漩渦逐漸發(fā)展長大,并最終在尾跡區(qū)耗散掉.

圖8 H=3.0m時(shí)各橫截面速度云圖及流線圖

由靜壓因數(shù)分析可得某一截面的壓力分布.圖9(a)為H=3.0m時(shí)中間車體橫截面x=0處靜壓因數(shù)分布,可知,中間車截面上、下部壓差很小,故對(duì)應(yīng)的中間車升力很小.圖9(b)為H=3.0m時(shí)車體縱向?qū)ΨQ截面y=0處靜壓因數(shù)分布,可知,中間車上、下部壓差很小,所受升力很小;而頭、尾部上下壓差變化較大,故所受升力較大.頭部上下壓差明顯大于尾部上下壓差,因此頭車升力明顯較尾車大.

圖9 靜壓因數(shù)分布

2.3 聲屏障高度對(duì)比分析

整車阻力因數(shù)基本不隨聲屏障高度變化而變化.分別對(duì)H=1.5m和2.5m時(shí)車體縱向?qū)ΨQ截面y=0與車體水平截面z=1.05m處的整車前后壓力分布進(jìn)行對(duì)比分析,發(fā)現(xiàn)2個(gè)不同聲屏障高度的前后壓力分布基本相同.因此,整車前后壓差造成的形狀阻力基本相同,且列車運(yùn)行速度一定,因而整車總的阻力基本不隨聲屏障高度變化而變化.

圖10(a)為H=1.5m和2.5m時(shí)縱向?qū)ΨQ截面y=0處靜壓因數(shù)比較.整車的壓差阻力取決于整車前、后靜壓因數(shù)的積分效果,可知列車在縱向?qū)ΨQ截面的壓差基本相等,因此,整車的壓差阻力相等.圖10(b)為H=1.5m和2.5m時(shí)車體水平截面z=1.05m處靜壓因數(shù)比較,可知,整車前、后壓差造成的形狀阻力不隨聲屏障高度變化而變化.

圖10 靜壓因數(shù)比較

圖11和12分別為H=1.5m和2.5m時(shí)各橫截面速度云圖及流線圖,可知,由于聲屏障的存在,形成半封閉的流動(dòng)空間,車體兩側(cè)的流體從上部開第3期羅建斌,等:高架橋聲屏障高度對(duì)高速列車氣動(dòng)特性的影響9放處散逸,并在聲屏障頂部產(chǎn)生漩渦.隨著聲屏障高度增加,上部散逸效果基本一致,不會(huì)造成車體前、后壓差的顯著變化,因此,車體壓差阻力基本不隨聲屏障高度增加而增加.

圖11 H=1.5m時(shí)各橫截面速度云圖及流線圖

圖12 H=2.5m時(shí)各橫截面速度云圖及流線圖

3 結(jié) 論

聲屏障的存在對(duì)行駛在高架橋上的高速列車氣動(dòng)特性具有很大的影響,對(duì)此開展研究具有一定的工程應(yīng)用價(jià)值.本文采用數(shù)值模擬方法探討在無橫向風(fēng)情況下高速列車氣動(dòng)特性隨聲屏障高度變化的規(guī)律.數(shù)值計(jì)算結(jié)果表明,在沒有橫向風(fēng)情況下,中間車的力和力矩因數(shù)對(duì)聲屏障高度變化不敏感,基本不隨聲屏障高度變化而變化;而聲屏障高度變化對(duì)頭、尾車的升力影響較大.