柳潤(rùn)東， 毛 軍， 郗艷紅

(北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044)

高速列車的橫風(fēng)安全問(wèn)題一直受到高度關(guān)注。在高速鐵路兩側(cè)加設(shè)風(fēng)屏障可有效改善列車在橫風(fēng)作用下的運(yùn)行安全性，相關(guān)研究已取得了一定的成果。Allori等[1]等對(duì)不同形式的開(kāi)孔風(fēng)障進(jìn)行了風(fēng)洞試驗(yàn)研究，證明了圓孔要優(yōu)于其他開(kāi)孔形式；Baker[2]研究了高速列車的周邊流場(chǎng)，證明了使用動(dòng)網(wǎng)格模型模擬高速列車周邊流場(chǎng)的準(zhǔn)確性；Hong等[3]對(duì)風(fēng)障防風(fēng)效果進(jìn)行了試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)多層風(fēng)障要優(yōu)于單層風(fēng)障。毛軍等[4]提出了一種新型的腔室耗能型風(fēng)障，分析了其擋風(fēng)特性及優(yōu)點(diǎn)。向活躍等[5]通過(guò)對(duì)孔隙式風(fēng)屏障的風(fēng)洞試驗(yàn)，比較了橫風(fēng)作用下不同開(kāi)孔形式和尺寸對(duì)列車的影響；項(xiàng)超群等[6]分析了不同高度的風(fēng)障的擋風(fēng)作用，認(rèn)為最優(yōu)風(fēng)障高度在1.9 m左右；李波等[7]將風(fēng)障等效為多孔介質(zhì)模型來(lái)分析其擋風(fēng)作用；王宏朝等[8]對(duì)聲屏障在列車風(fēng)和自然風(fēng)的作用下進(jìn)行了數(shù)值模擬，但并未考慮風(fēng)障的開(kāi)孔性質(zhì)。

以上研究大多以分析風(fēng)障的設(shè)置與否對(duì)列車的氣動(dòng)作用減載效果，而鮮有研究分析風(fēng)障自身的氣動(dòng)安全特性。事實(shí)上，在大風(fēng)條件下，風(fēng)障不僅承受橫風(fēng)作用，還受到列車經(jīng)過(guò)時(shí)產(chǎn)生的氣動(dòng)沖擊作用。而橫風(fēng)與列車風(fēng)耦合作用產(chǎn)生的瞬態(tài)動(dòng)荷載對(duì)風(fēng)障的安全穩(wěn)定性構(gòu)成一定的威脅。本文以CRH3型高速列車為研究對(duì)象，根據(jù)真實(shí)外形建立三維模型，并采用滑移網(wǎng)格方法模擬列車的絕對(duì)運(yùn)動(dòng)，進(jìn)而分析在橫風(fēng)和列車風(fēng)耦合作用下，風(fēng)障周圍的繞流流場(chǎng)特性和風(fēng)障氣動(dòng)荷載的時(shí)域與頻域特性。

1 計(jì)算模型和條件

1.1 計(jì)算模型

采用三節(jié)車輛編組模型，即頭車+中間車+尾車，長(zhǎng)度分別為25.675 m，24.775 m和25.675 m。列車寬度為3.265 m，高度為3.89 m，簡(jiǎn)化了列車的受電弓和轉(zhuǎn)向架等細(xì)部結(jié)構(gòu)，頭車和尾車均為流線形。風(fēng)障采用腔室耗能型風(fēng)障，開(kāi)孔雙層波紋板構(gòu)造。模型及網(wǎng)格劃分如圖1所示，計(jì)算域如圖2所示。

(a)高速列車

(d)風(fēng)障局部網(wǎng)格(e)風(fēng)障整體網(wǎng)格

圖1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

Fig.1 Train and windbreak model and grid system

圖2 高速列車運(yùn)動(dòng)計(jì)算域

1.2 計(jì)算條件和方法

(1)列車車速和橫風(fēng)風(fēng)速參見(jiàn)表1。

(2)采用trim網(wǎng)格，加密列車和風(fēng)障的周圍，列車尾流等區(qū)域。在近壁面區(qū)采用壁面函數(shù)法。壁面附近的劃分網(wǎng)格只需將第一個(gè)內(nèi)節(jié)點(diǎn)布置在對(duì)數(shù)律區(qū)域即湍流充分發(fā)展區(qū)內(nèi)即可[9]。為了保證邊界層網(wǎng)格與主流區(qū)網(wǎng)格平滑銜接，列車表面和地面邊界層設(shè)置為6層，近壁面第一層網(wǎng)格到壁面的距離均為0.2 mm，增長(zhǎng)率為2.5，經(jīng)過(guò)網(wǎng)格數(shù)量無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，確定計(jì)算網(wǎng)格總量約為1 400萬(wàn)。

(3)使用RANS方法的SST(Shear Stress Transport)k-ω兩方程湍流模型，擴(kuò)散項(xiàng)采用二階中心差分格式，對(duì)流項(xiàng)采用二階迎風(fēng)格式離散，控制方程

(1)

(2)

(3)

(4)

渦黏性系數(shù)由下式確定

式中：Pk，Pω為湍流生成項(xiàng)，有關(guān)各項(xiàng)及參數(shù)的解釋見(jiàn)文獻(xiàn)[10]。

經(jīng)過(guò)反復(fù)試算，考慮計(jì)算精度及效率兩個(gè)方面的因素，確定非定常計(jì)算的時(shí)間步長(zhǎng)為0.01 s，每個(gè)時(shí)間步內(nèi)進(jìn)行20次子迭代。通過(guò)監(jiān)測(cè)列車氣動(dòng)力參數(shù)以保證每個(gè)時(shí)間步內(nèi)的計(jì)算收斂。

(4)計(jì)算工況

表1 模擬計(jì)算工況

1.3 數(shù)值計(jì)算方法可靠性驗(yàn)證

課題組在中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心的8 m×6 m風(fēng)洞中進(jìn)行了高速列車氣動(dòng)性能的縮尺模型實(shí)驗(yàn)[11]，對(duì)相同的模型和工況進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，與縮尺模型實(shí)驗(yàn)的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，如圖3所示，結(jié)果表明：數(shù)值模擬與模型試驗(yàn)的結(jié)果之間的誤差可控制在合理范圍內(nèi)。說(shuō)明RANS方法的SSTk-ω兩方程湍流模型對(duì)分析列車外部流場(chǎng)和氣動(dòng)性能是適用的。

此外，龍麗平等[12]使用滑移網(wǎng)格方法計(jì)算了高速列車通過(guò)聲屏障結(jié)構(gòu)區(qū)域的空氣脈動(dòng)壓力，并與實(shí)車測(cè)試結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)誤差在合理范圍內(nèi)。高速鐵路風(fēng)屏障的繞流特性與聲屏障的類似，故采用同樣的方法進(jìn)行模擬，具有一定的合理性。

圖3 縮尺模型風(fēng)洞試驗(yàn)-驗(yàn)證計(jì)算方法的正確性

Fig.3 Correctness verification of the caculation method(wind tunnel test of scale model)

2 計(jì)算結(jié)果與分析

2.1 風(fēng)障與列車外流場(chǎng)的流線譜

橫風(fēng)作用下風(fēng)障的存在顯著改變了列車周邊的流場(chǎng)結(jié)構(gòu)，但兩種風(fēng)障對(duì)流場(chǎng)的影響又有不同。圖4和圖5分別是單層風(fēng)障與腔室型風(fēng)障在只有橫風(fēng)、橫風(fēng)與列車風(fēng)耦合作用兩種情況下的列車中部截面的流線圖。

(a)橫風(fēng)作用下流場(chǎng)(b)橫風(fēng)與列車風(fēng)耦合作用下的列車中部截面流場(chǎng)

圖4 橫風(fēng)與列車風(fēng)作用下的單層風(fēng)障繞流流場(chǎng)

Fig.4 The streamlines around the single windbreak and central train shocking by cross-wind and train wind

(a)橫風(fēng)作用下流場(chǎng)(b)橫風(fēng)與列車風(fēng)耦合作用下的列車中部截面流場(chǎng)

圖5 橫風(fēng)與列車風(fēng)作用下的腔室風(fēng)障繞流流場(chǎng)

Fig.5 The streamlines around the chamber windbreak and central train shocking by cross-wind and train wind

僅有橫風(fēng)作用時(shí)，一部分氣流在風(fēng)障上部繞過(guò)，另一部分氣流穿過(guò)風(fēng)障表面的圓孔，在風(fēng)障表面及開(kāi)孔附近形成一系列小漩渦，在風(fēng)障背風(fēng)側(cè)，形成了大小不一的兩個(gè)渦流。不同的是，腔室型風(fēng)障由于腔室的存在，其內(nèi)部和附近的小漩渦要遠(yuǎn)遠(yuǎn)多于單層風(fēng)障，如圖4(a)、圖5(a)所示。當(dāng)橫風(fēng)與列車風(fēng)同時(shí)作用時(shí)，單層風(fēng)障背后的流場(chǎng)較為混亂，更多的流線作用在列車表面之后才改變其流向，如圖4(b)所示；而腔室型風(fēng)障則在列車背后形成了較為穩(wěn)定的流場(chǎng)，在列車與風(fēng)障之間形成一個(gè)完整的漩渦，同時(shí)腔室風(fēng)障內(nèi)部與背風(fēng)側(cè)形成一系列小漩渦消耗掉橫風(fēng)與列車風(fēng)的能量，如圖5(b)所示。

當(dāng)列車經(jīng)過(guò)風(fēng)障區(qū)域時(shí)，對(duì)風(fēng)障作用最劇烈的位置便是列車頭部和尾部，圖6是相應(yīng)的列車車頭和車尾處的速度矢量圖。由圖6(a)可見(jiàn)，車頭經(jīng)過(guò)風(fēng)障區(qū)域時(shí)，列車對(duì)周邊空氣進(jìn)行擠壓，形成垂直列車表面向外的流向，在風(fēng)障區(qū)域處，列車風(fēng)與橫風(fēng)形成對(duì)沖，一定程度上緩和了風(fēng)障所受的氣動(dòng)荷載。由圖6(b)則可以看出，車尾經(jīng)過(guò)風(fēng)障區(qū)域時(shí)，由于列車表面已形成負(fù)壓區(qū)，周邊的空氣迅速補(bǔ)充到車尾周邊，而在風(fēng)障區(qū)域處，列車風(fēng)與橫風(fēng)形成了疊加的效果，放大了風(fēng)障所受的氣動(dòng)作用。

(a)頭車正壓區(qū)速度矢量圖

(b)列車中部速度矢量圖

(c)尾車負(fù)壓區(qū)速度矢量圖

2.2 風(fēng)障的氣動(dòng)作用力時(shí)域特性

2.2.1 風(fēng)障表面的壓力分布

在自然橫風(fēng)條件下，風(fēng)障的迎風(fēng)面為正壓，背風(fēng)面為負(fù)壓。列車進(jìn)入風(fēng)障區(qū)域后，頭車、中車、尾車對(duì)風(fēng)障形成了不同的氣動(dòng)沖擊作用。列車風(fēng)與橫風(fēng)作用相互耦合，形成了非常復(fù)雜的流場(chǎng)。以橫風(fēng)風(fēng)速30 m/s的工況為例，截取了頭車進(jìn)入風(fēng)障區(qū)域，全車進(jìn)入風(fēng)障區(qū)域以及尾車離開(kāi)風(fēng)障區(qū)域三個(gè)時(shí)刻中的壓力云圖，如圖7所示。圖中上方為距列車底部1 m高度處橫截面云圖，下方為風(fēng)障背橫風(fēng)面的壓力云圖。

由圖可見(jiàn)，列車頭車進(jìn)入風(fēng)障區(qū)域時(shí)，車頭到達(dá)的部位對(duì)風(fēng)障形成了先正、后負(fù)的脈動(dòng)壓力，風(fēng)障其余部分背風(fēng)側(cè)承受橫風(fēng)的負(fù)壓作用，列車風(fēng)的正壓與橫風(fēng)的壓力形成了相互抵消的作用，如圖7(a)所示。當(dāng)列車全車進(jìn)入風(fēng)障區(qū)域時(shí)，頭車仍對(duì)風(fēng)障形成先正壓后負(fù)壓的脈動(dòng)壓力，而尾車氣流則與自然橫風(fēng)作用相疊加，對(duì)風(fēng)障形成了較強(qiáng)的負(fù)壓作用，如圖7(b)所示。當(dāng)列車駛離風(fēng)障區(qū)域時(shí)，車尾的負(fù)壓與橫風(fēng)的負(fù)壓相疊加，對(duì)風(fēng)障形成了面積較大的較強(qiáng)負(fù)壓，該負(fù)壓區(qū)隨著列車的運(yùn)動(dòng)而前移，如圖7(c)所示。

(a) 列車頭車進(jìn)入風(fēng)障區(qū)域時(shí)脈動(dòng)壓力云圖

(b) 列車全車進(jìn)入風(fēng)障區(qū)域時(shí)脈動(dòng)壓力云圖

(c) 列車尾車駛出風(fēng)障區(qū)域時(shí)脈動(dòng)壓力云圖

為更清楚的顯示車頭和車尾對(duì)風(fēng)障的沖擊作用，截取了車頭和車尾經(jīng)過(guò)風(fēng)障區(qū)域時(shí)的壓力云圖，如圖8所示。由于頭車對(duì)空氣的擠壓，在車頭前側(cè)方的風(fēng)障區(qū)域產(chǎn)生了正壓力，而橫風(fēng)作用會(huì)抵消部分正壓力；尾車附近因周邊空氣迅速補(bǔ)充到列車周圍，在尾車經(jīng)過(guò)的風(fēng)障區(qū)域形成較強(qiáng)的負(fù)壓區(qū)。

(a)車頭對(duì)風(fēng)障形成的脈動(dòng)壓力(b)車尾對(duì)風(fēng)障形成的脈動(dòng)壓力

圖8 列車進(jìn)入和離開(kāi)風(fēng)障區(qū)域時(shí)形成的脈動(dòng)壓力云圖

Fig.8 Pressure distibution around the train and windbreak with different time

2.2.2 風(fēng)障周圍的壓力脈動(dòng)

為定量分析橫風(fēng)與列車風(fēng)共同作用下風(fēng)障兩側(cè)的壓力分布，在風(fēng)障中部截面兩側(cè)各布置6個(gè)測(cè)點(diǎn)，以監(jiān)測(cè)每個(gè)測(cè)點(diǎn)的壓力隨時(shí)間變化，如圖9所示。

圖9 風(fēng)障兩側(cè)壓力監(jiān)測(cè)點(diǎn)

監(jiān)測(cè)點(diǎn)P3和P9分別監(jiān)測(cè)風(fēng)障外側(cè)(迎風(fēng)面)和內(nèi)側(cè)(背風(fēng)面)1 m高處的壓力。

(1)橫風(fēng)對(duì)壓力波的影響

圖10是不同橫風(fēng)風(fēng)速條件下、列車以時(shí)速350 km/h駛?cè)牒婉傠x風(fēng)障區(qū)域過(guò)程中，P3和P9點(diǎn)的脈動(dòng)時(shí)變曲線。圖10(a)表明，風(fēng)障外側(cè)壓力在某個(gè)平均值附近波動(dòng)，頭車波與尾車波形成了“正-負(fù)-負(fù)-正”的壓力脈動(dòng)，且以正壓為主。原因是，橫風(fēng)作用在風(fēng)障迎風(fēng)區(qū)形成了正壓，而列車風(fēng)穿過(guò)風(fēng)障的正壓與橫風(fēng)的正壓相疊加，負(fù)壓則不足以抵消橫風(fēng)的正壓。圖10(b)

(a)P3點(diǎn)脈動(dòng)壓力

(b)P9點(diǎn)脈動(dòng)壓力

Fig.10 The fluctuating pressure of monitoring points with different wind speed

表明，風(fēng)障內(nèi)側(cè)的壓力脈動(dòng)依然呈現(xiàn)了“正-負(fù)-負(fù)-正”的變化趨勢(shì)。與外側(cè)壓力不同的是，此時(shí)只在頭車和尾車部位形成了較為短暫的正壓，而大部分壓力脈動(dòng)處在負(fù)壓區(qū)，頭車波的正壓受橫風(fēng)影響較小，而尾車波的負(fù)壓則受橫風(fēng)影響較大。表2為典型計(jì)算結(jié)果，隨著風(fēng)速的增加，頭車波逐漸增大，但變化幅值并未明顯增大；尾車波在風(fēng)障外側(cè)的壓力幅值變化不大，P9點(diǎn)的壓力幅值有明顯增加。

表2 橫風(fēng)作用下的壓力波峰值、變化幅值及變化率

(2)列車車速對(duì)壓力波的影響

圖11給出了橫風(fēng)風(fēng)速為0 m/s和30 m/s，車速為200 km/h、250 km/h、300 km/h、350 km/h時(shí)的風(fēng)障內(nèi)外兩側(cè)的脈動(dòng)壓力變化曲線。無(wú)橫風(fēng)時(shí)，風(fēng)障內(nèi)外兩側(cè)只承受列車風(fēng)的沖擊作用，如圖11(a)、圖11(b)所示。車速越高，脈動(dòng)壓力的峰值越大，壓力的變化幅度越大，壓力波峰與壓力波谷的間隔時(shí)間也越短。表3是典型計(jì)算結(jié)果，隨著車速的增加，頭車波和尾車波在風(fēng)障內(nèi)外側(cè)的壓力波及幅值都有明顯增大，在風(fēng)障內(nèi)側(cè)，尾車波波變化率達(dá)到24.9 kPa/s。

表3 橫風(fēng)與列車風(fēng)耦合作用下的壓力波峰值、變化幅值與變化率

橫風(fēng)為30 m/s時(shí)，風(fēng)障兩側(cè)承受更為復(fù)雜的氣動(dòng)沖擊。在風(fēng)障外側(cè)，由于橫風(fēng)占據(jù)了主導(dǎo)作用，風(fēng)障外側(cè)以正壓為主，并隨著列車的前進(jìn)而產(chǎn)生波動(dòng)，如圖11(c)所示。

而在只有橫風(fēng)作用時(shí)，風(fēng)障的內(nèi)側(cè)已經(jīng)形成了負(fù)壓區(qū)，而列車駛?cè)腼L(fēng)障區(qū)域后，頭車波與橫風(fēng)風(fēng)致壓力相互抵消，在一定程度上減小了風(fēng)障表面的受力。而尾車波則與橫風(fēng)形成的負(fù)壓相互疊加，進(jìn)一步放大了橫風(fēng)作用，負(fù)壓峰值達(dá)到了-2 009 Pa，遠(yuǎn)超過(guò)了僅有橫風(fēng)和僅有列車風(fēng)時(shí)的壓力峰值，對(duì)風(fēng)障的安全穩(wěn)定性構(gòu)成威脅。隨著車速的增高，橫風(fēng)與列車風(fēng)耦合作用下的脈動(dòng)壓力值更大，變化幅值更大，變化時(shí)間也更短。

2.2.3 風(fēng)障氣動(dòng)荷載的時(shí)變規(guī)律

作用在風(fēng)障面板上的脈動(dòng)氣動(dòng)荷載直接關(guān)系到風(fēng)障的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性。氣動(dòng)荷載可通過(guò)對(duì)面板上的脈動(dòng)壓力分布進(jìn)行積分得到。下面分析列車時(shí)速350 km/h、不同橫風(fēng)風(fēng)速下的風(fēng)障面板的氣動(dòng)荷載(取-y方向?yàn)楹奢d正值)。

(a)無(wú)橫風(fēng)時(shí)P3點(diǎn)脈動(dòng)壓力

(b)無(wú)橫風(fēng)時(shí)P9點(diǎn)脈動(dòng)壓力

(c)30 m/s風(fēng)速時(shí)P3點(diǎn)壓力脈動(dòng)

(d)30 m/s風(fēng)速時(shí)P9點(diǎn)壓力脈動(dòng)

對(duì)于單層風(fēng)障，在只有列車風(fēng)的作用下，風(fēng)障所受的氣動(dòng)荷載呈現(xiàn)“負(fù)-正-正-負(fù)”的變化趨勢(shì)，并且在頭車波和尾車波附近出現(xiàn)了兩個(gè)較為明顯的峰值；當(dāng)橫風(fēng)和列車風(fēng)共同作用時(shí)，風(fēng)障在初始時(shí)刻已經(jīng)承受了橫風(fēng)作用下的氣動(dòng)荷載，而隨著列車進(jìn)入風(fēng)障區(qū)域，風(fēng)障面板的氣動(dòng)荷載隨著列車風(fēng)引起的沖擊波發(fā)生了明顯的變化，頭車波與橫風(fēng)耦合降低了風(fēng)障面板的氣動(dòng)荷載，尾車波則與橫風(fēng)疊加放大了風(fēng)障面板的氣動(dòng)荷載，如圖12所示。

圖12 不同風(fēng)速下單層風(fēng)障氣動(dòng)荷載

對(duì)于腔室型風(fēng)障，圖13給出了迎風(fēng)板與背風(fēng)板的氣動(dòng)荷載時(shí)變曲線。由圖可見(jiàn)，隨著列車駛?cè)牒婉傠x風(fēng)障區(qū)域，腔室型風(fēng)障的迎風(fēng)板和背風(fēng)板所受氣動(dòng)荷載的變化趨勢(shì)與單層風(fēng)障的基本相同。但所受氣動(dòng)荷載的峰值已明顯減小，迎風(fēng)板的約為單層風(fēng)障的3/5，而背風(fēng)板的約為單層風(fēng)障的2/5。

2.3 風(fēng)障的氣動(dòng)作用力頻域特性

2.3.1 橫風(fēng)與列車風(fēng)耦合脈動(dòng)壓力的頻譜

對(duì)于非周期性函數(shù)f(t)，并滿足傅里葉積分定理。將它們進(jìn)行傅里葉變換，得到f(t)的頻譜函數(shù)F(ω)

(5)

式中：ω為圓頻率，與周期頻率f的關(guān)系是ω=2πf。頻譜函數(shù)的模|F(ω)|是f(t)的振幅函數(shù)，亦即振幅頻譜。

(a)迎風(fēng)板受力

(b)背風(fēng)板受力

橫風(fēng)與列車風(fēng)的耦合脈動(dòng)壓力是時(shí)間的非周期性離散函數(shù)，滿足傅里葉積分定理，通過(guò)快速傅里葉變換可以得到其頻域特性，從而更好地分析其振幅特性。圖14表明，脈動(dòng)壓力的振幅頻譜主要峰值頻率集中在0～15 Hz內(nèi)。在此范圍內(nèi)，隨著頻率的增加，振幅頻譜峰值迅速衰減至最大峰值的1/10甚至更低，說(shuō)明由橫風(fēng)和列車風(fēng)耦合形成的脈動(dòng)壓力的頻率值較低，且隨著車速的增加，振幅頻譜峰值波動(dòng)的頻率范圍變大。

2.3.2 橫風(fēng)與列車風(fēng)耦合脈動(dòng)壓力的功率譜

前面通過(guò)頻譜密度分析了橫風(fēng)與列車風(fēng)耦合脈動(dòng)壓力最明顯的頻率范圍。從能量貢獻(xiàn)的角度看，需計(jì)算脈動(dòng)壓力的時(shí)域隨機(jī)信號(hào)的功率譜。根據(jù)Parseval定理，信號(hào)傅氏變換模平方被定義為能量譜，能量譜密度在時(shí)間上平均即得到功率譜。實(shí)際上，它也是自相關(guān)函數(shù)的傅里葉變換

(6)

圖15表明，功率譜密度的峰值集中在0～15 Hz內(nèi)，分為主頻和次頻，分別集中在0～5 Hz和5～15 Hz內(nèi)。脈動(dòng)壓力的能量集中在該頻率范圍之內(nèi)，且隨著車速的增加，次頻范圍增加。功率譜密度表征了脈動(dòng)壓力能量與頻率的關(guān)系。若所對(duì)應(yīng)的頻率值如果與系統(tǒng)固有的頻率值耦合，則會(huì)對(duì)行車安全造成更大的威脅。

(a) 200 km/h頻譜密度

(b) 250 km/h頻譜密度

(c) 300 km/h頻譜密度

(d) 350 km/h頻譜密度

(a) 200 km/h功率譜密度

(b) 250 km/h功率譜密度

(c) 300 km/h功率譜密度

(d) 300 km/h功率譜密度

3 結(jié) 論

橫風(fēng)與列車風(fēng)耦合產(chǎn)生的脈動(dòng)壓力及對(duì)單層、腔室型風(fēng)障氣動(dòng)荷載的作用規(guī)律歸納如下：

(1)在高速列車行經(jīng)風(fēng)障區(qū)域的過(guò)程中，列車頭部進(jìn)入和尾部離開(kāi)時(shí)對(duì)風(fēng)障的氣動(dòng)作用最強(qiáng)。列車尾部離開(kāi)風(fēng)障時(shí)形成的列車風(fēng)與橫風(fēng)作用方向相同，增大了風(fēng)障表面的氣動(dòng)荷載。

(2)列車風(fēng)對(duì)風(fēng)障形成了“正-負(fù)-負(fù)-正”的脈動(dòng)壓力。無(wú)橫風(fēng)時(shí)，頭車的脈動(dòng)壓力強(qiáng)于尾車的；有橫風(fēng)時(shí)，尾車的脈動(dòng)壓力與橫風(fēng)作用效果疊加，遠(yuǎn)大于頭車的。

(3)單層風(fēng)障通過(guò)改變橫風(fēng)流向起到擋風(fēng)作用，而腔室型風(fēng)障同時(shí)在風(fēng)障腔室內(nèi)部及背風(fēng)側(cè)形成一系列小漩渦來(lái)消耗掉橫風(fēng)與列車風(fēng)的能量，且在橫風(fēng)與列車風(fēng)耦合作用下，大大降低了風(fēng)障面板的氣動(dòng)荷載。

(4)橫風(fēng)與三節(jié)編組列車的列車風(fēng)耦合作用于風(fēng)障的脈動(dòng)壓力以及氣動(dòng)荷載的主頻譜峰值集中在0.5～5 Hz內(nèi)，對(duì)于8節(jié)或16節(jié)編組列車產(chǎn)生的脈動(dòng)壓力及氣動(dòng)荷載頻率，有待今后進(jìn)一步研究。

[1] ALLORI D, BARTOLI G, MANNINI C. Wind tunnel tests on macro-porous structural elements: a scaling procedure[J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics, 2013, 123(123):291-299.

[2] BKAER C. The flow around high speed trains[J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics, 2010, 98(6/7):277-298.

[3] HONG S W, LEE I B, SEO I H. Modelling and predicting wind velocity patterns for windbreak fence design[J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamics, 2015, 142:53-64.

[4] 毛軍, 郗艷紅, 高亮,等. 腔室耗能型高速鐵路風(fēng)障的減載抗風(fēng)性能[J]. 機(jī)械工程學(xué)報(bào), 2014, 50(4):99-106.

MAO Jun, XI Yanhong, GAO Liang, et al. Wind resistance performance of the windbreak with air chambers dissipating energy applied in high-speed railway[J]. Journal of Mechanical Engineering, 2014, 50(4):99-106.

[5] 向活躍, 李永樂(lè), 胡喆,等. 橋上孔隙式風(fēng)屏障縮尺模型模擬方法的風(fēng)洞試驗(yàn)[J]. 工程力學(xué), 2013，30(8):212-216.

XIANG Huoyue, LI Yongle, HU Zhe, et al. Simulation method of porous wind screen scale model on bridge by wind tunnel tests[J]. Engineering Mechanics,2013，30(8):212-216.

[6] 項(xiàng)超群, 郭文華, 張佳文. 雙線高速鐵路橋最優(yōu)風(fēng)障高度及作用機(jī)理的數(shù)值研究[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2014(8)：2891-2898.

XIANG Chaoqun, GUO Wenhua, ZHANG Jiawen. Study on influence of wind barriers on traffic safety of trainsunder crosswind by numerical simulation[J]. Journal of Central South University(Science and Technology),2014(8):2891-2898.

[7] 李波, 楊慶山, 馮少華. 防風(fēng)柵對(duì)高速列車擋風(fēng)作用的數(shù)值模擬[J]. 工程力學(xué), 2015，32(12):249-256.

LI Bo, YANG Qingshan, FENG Shaohua. Windbreak perfermance of wind fence on high speed train based on numerical simulation[J].Engineering Mechanics,2015，32(12):249-256.

[8] 王宏朝, 謝金法. 高速鐵路聲屏障在列車風(fēng)致脈動(dòng)力與自然風(fēng)荷載下的數(shù)值模擬[J]. 路基工程, 2013(4):34-38.

WANG Hongchao, XIE Jinfa. Numerical simulation on nosie barrier of high-speed railway under action of wind-induced fluctuating pressure of train and natural wind load[J]. Subgrade Engineering, 2013(4):34-38.

[9] 王福軍. 計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)分析—CFD軟件原理與應(yīng)用[M]. 北京：清華大學(xué)出版社, 2004.

[10] 周宇, 錢煒祺, 鄧有奇,等.k-ω兩方程湍流模型中參數(shù)影響的初步分析[J]. 空氣動(dòng)力學(xué)學(xué)報(bào), 2010, 28(2):213-217.

ZHOU Yu,QIAN Weiqi DENG Youqi,et al. Introductory analysis of the influence of Menter’sk-ωSST turbulence model’s parameters[J].Acta Aerodynamica Sinica,2010,28(2):213-217.

[11] 毛軍,郗艷紅,楊國(guó)偉. 側(cè)風(fēng)風(fēng)場(chǎng)特征對(duì)高速列車氣動(dòng)性能作用的研究[J]. 鐵道學(xué)報(bào),2011,33(4):22-30.

MAO Jun, XI Yanhong,YANG Guowei.Research on influence of characteristics of cross wind field on aerodynamic performance of a high-speed train[J].Journal of the China Railway Society, 2011, 33(4): 22-30.

[12] 龍麗平,趙麗濱,劉立東.列車致聲屏障結(jié)構(gòu)的空氣脈動(dòng)力研究[J].工程力學(xué),2010, 27(3):246-250.

LONG Liping,ZHAO Libin,LIU Lidong.Research on the air turbulent force loaded on noise barrier caused by train[J].Engineering Mechanics,2010,27(3):246-250.