畢 然，李小珍，鄭 凈，胡 喆，徐 鴻，李紹富

（1.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都 610031；2.中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，湖北 武漢 430063；3.中鐵二院工程集團(tuán)有限責(zé)任公司，四川 成都 610031）

隨著高鐵的迅速發(fā)展和高鐵橋梁的不斷建設(shè)，高速列車運(yùn)行時產(chǎn)生的振動和噪聲問題愈發(fā)突出。為了減少對高鐵沿線的噪聲污染，在高鐵橋梁兩側(cè)安裝各類聲屏障已經(jīng)作為一種有效措施被廣泛采用［1］。隨著列車速度從300km·h-1提高到400km·h-1，列車運(yùn)行所產(chǎn)生的氣流更加猛烈，并以脈動壓力的形式作用在聲屏障結(jié)構(gòu)上，導(dǎo)致聲屏障構(gòu)件出現(xiàn)振動、疲勞及連接部位螺栓松動脫落等現(xiàn)象，這給聲屏障的設(shè)計(jì)和安裝提出了新的要求和考驗(yàn)。

高速列車通過高鐵橋梁時，聲屏障表面脈動風(fēng)壓分布規(guī)律可以采用流體力學(xué)理論分析、現(xiàn)場測試和數(shù)值計(jì)算相結(jié)合的研究方法，多種方法相互驗(yàn)證，確保研究結(jié)果的可靠性。為探尋直立式聲屏障的脈動風(fēng)壓特性，龍麗平等［1］基于流體計(jì)算軟件CFX 研究了高度為3.15 m 的直立式聲屏障脈動風(fēng)壓分布規(guī)律；張亮等［2］基于Navier-Stokes 方程研究了速度350 km·h-1以下的高速列車對聲屏障脈動風(fēng)壓的影響；陳向東等［3］采用ALE 方法對聲屏障脈動風(fēng)壓分布特性進(jìn)行了數(shù)值模擬計(jì)算，分析了脈動風(fēng)壓時程變化特性；熊小慧等［4］結(jié)合實(shí)車試驗(yàn)和數(shù)值模擬計(jì)算，比較了CRH2型動車組交會時的空氣壓力波特性；田紅旗等［5］采用數(shù)值模擬計(jì)算和風(fēng)洞試驗(yàn)相結(jié)合的方法，討論了幾種典型列車空氣動力性能及其對鐵路沿線附屬物的空氣動力影響；羅文俊等［6］在計(jì)算脈動風(fēng)荷載作用下聲屏障的動力響應(yīng)時，采用了德國鐵路公司根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果得到的公式，該公式表明壓力波峰值與列車的速度呈平方關(guān)系，與列車中心到聲屏障距離呈平方的負(fù)二次方關(guān)系［7］；施洲等［8］采用數(shù)值仿真方法計(jì)算了多車速條件下列車通過聲屏障區(qū)域的動態(tài)風(fēng)場過程；呂堅(jiān)品等［9］在研究聲屏障的高速列車脈動風(fēng)致響應(yīng)問題時，采用SAP2000 軟件的直接積分法將脈動風(fēng)壓荷載以不同的輸入方式加載到聲屏障上，對聲屏障進(jìn)行了動力計(jì)算；焦長洲等［10］通過Fluent軟件，分析了列車運(yùn)行時聲屏障結(jié)構(gòu)的脈動風(fēng)壓分布規(guī)律；梁習(xí)鋒等［11］采用風(fēng)洞試驗(yàn)方法研究了不同高度擋風(fēng)墻下動車組的氣動特性，確定了擋風(fēng)墻結(jié)構(gòu)的主要參數(shù)；張繼文等［12］采用流體力學(xué)軟件PHOENICS 對高速列車行駛時橋上聲屏障和箱梁翼緣板的脈動力進(jìn)行了數(shù)值分析；衛(wèi)星等［13］研究了不同開口形式的封閉式聲屏障在速度350 km·h-1列車作用下的脈動風(fēng)壓及其受力特征；何旭輝等［14］基于Fluent 流體計(jì)算軟件對高速列車以350 km·h-1速度通過全封閉聲屏障時聲屏障的氣壓載荷分布規(guī)律進(jìn)行了數(shù)值模擬。

為了驗(yàn)證計(jì)算模型的準(zhǔn)確性，國內(nèi)外學(xué)者開展了脈動風(fēng)壓線路實(shí)測試驗(yàn)，將測試結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對比分析。Rocchi 等［15］開展了現(xiàn)場試驗(yàn)，測試了作用于聲屏障上的列車風(fēng)壓，并對不同列車的氣動特性進(jìn)行了對比分析；Xiong 等［16］通過現(xiàn)場試驗(yàn)的方法，測試了CRH380A 動車組運(yùn)營狀態(tài)下，高度為2.15 m 直立式聲屏障表面的脈動風(fēng)壓分布；呂明等［17］對減載式聲屏障氣動特性做了試驗(yàn)研究，分析了聲屏障的氣動載荷與車速和車型的關(guān)系；Tokunaga等［18］通過試驗(yàn)測試和模擬分析，研究了高速列車運(yùn)行時聲屏障上的脈動風(fēng)壓分布和動力響應(yīng)；Kikuchi等［19］通過實(shí)測數(shù)據(jù)分析了高速列車經(jīng)過直立式聲屏障的壓力波及流場特性；Vottozzi 等［20］通過調(diào)諧質(zhì)量阻尼器的應(yīng)用探討了聲屏障在列車脈動風(fēng)作用下的疲勞效應(yīng)。從以上現(xiàn)場試驗(yàn)研究來看，多數(shù)是對單一參數(shù)進(jìn)行深入分析，但對列車速度、聲屏障高度及列車中心到聲屏障距離等多參數(shù)對脈動風(fēng)壓分布規(guī)律影響的綜合分析還較少，具有進(jìn)一步研究的空間。

本文以高鐵橋上直立式聲屏障為研究對象，建立高速列車通過聲屏障的CFD 仿真模型，結(jié)合現(xiàn)場試驗(yàn)結(jié)果對仿真模型進(jìn)行驗(yàn)證，并研究列車速度、列車中心到聲屏障距離和聲屏障高度對脈動風(fēng)壓的影響。

1 CFD數(shù)值模擬模型

1.1 幾何參數(shù)

采用CRH380A 型動車組，首先在前處理軟件ICEM CFD 15.0 中建立列車-聲屏障系統(tǒng)幾何模型，然后將其導(dǎo)入大型流體計(jì)算軟件Fluent 15.0中進(jìn)行求解計(jì)算，考慮到計(jì)算機(jī)設(shè)備性能和求解時間等因素，對高速列車模型進(jìn)行了適當(dāng)簡化。由于平滑過渡的車體表面幾乎沒有渦流［21］，故簡化車廂銜接處和突出的外部結(jié)構(gòu)物。忽略受電弓、轉(zhuǎn)向架及車輪等結(jié)構(gòu)，將列車表面簡化為光滑封閉的頭車、中車及尾車，寬3.38 m，高3.70 m，全長76.40 m，建立的列車頭車簡化模型如圖1 所示。由于高速列車行進(jìn)速度較快，考慮極端壓力情況，建模時忽略聲屏障面板和連接處的透氣性，將其簡化為封閉的長直板，全長191 m。建模采用橋?qū)挒?2.00 m，列車中心到聲屏障距離為3.40 m，上、下行線間距為5.00 m。裝有聲屏障的雙線高鐵橋梁模型主要尺寸如圖2所示。

圖1 列車頭車模型示意圖

圖2 裝有聲屏障的雙線高鐵橋梁主要尺寸（單位：m）

1.2 計(jì)算區(qū)域和邊界條件

按照行業(yè)規(guī)范的要求［22］，為保證計(jì)算區(qū)域的邊界不影響列車周圍氣流流動特征，計(jì)算區(qū)域高度設(shè)置為聲屏障高度的10 倍，即50 m；為保證車體截面積與計(jì)算區(qū)域截面積之比小于0.01，計(jì)算區(qū)域?qū)挾仍O(shè)置為50 m；為保證列車引起的脈動風(fēng)充分作用于聲屏障表面，同時避免氣壓急劇變化導(dǎo)致計(jì)算誤差，在頭車與聲屏障入口之間設(shè)置50 m 間距，在尾車與計(jì)算區(qū)域邊界之間設(shè)置50 m 間距；直立式聲屏障長度設(shè)置為車長的2.5 倍，計(jì)算區(qū)域總長為367.4 m。由此，計(jì)算區(qū)域的大小可以確保氣動力對聲屏障的作用得到精確模擬，且不對計(jì)算結(jié)果產(chǎn)生影響。計(jì)算區(qū)域及動網(wǎng)格鋪層區(qū)如圖3所示。

圖3 CFD模型示意圖（單位：m）

計(jì)算區(qū)域上下和前后邊界設(shè)定為壓力遠(yuǎn)場邊界；計(jì)算區(qū)域底部、聲屏障及列車外表面均設(shè)置為無滑移壁面邊界；使用動態(tài)鋪層技術(shù)模擬相對運(yùn)動時會有部分網(wǎng)格發(fā)生重構(gòu)，即“坍塌或合并”，因此，將列車周圍一定范圍的區(qū)域劃分為動網(wǎng)格，外部大范圍流場區(qū)域劃分為靜網(wǎng)格，2 者之間的數(shù)據(jù)采用滑移交界面來實(shí)現(xiàn)傳遞和交換；由于計(jì)算工況中并無明確的空氣流入和流出邊界，因此未設(shè)置速度入口和出口邊界。計(jì)算區(qū)域及邊界條件示意圖如圖4所示。

圖4 計(jì)算區(qū)域及邊界條件示意圖（單位：m）

1.3 網(wǎng)格劃分

在進(jìn)行計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格劃分時，采用六面體網(wǎng)格。為了精確模擬聲屏障和列車周圍的復(fù)雜氣流，在移動區(qū)域內(nèi)和聲屏障附近均設(shè)置了網(wǎng)格加密區(qū)，在遠(yuǎn)離車體的靜止區(qū)域則適當(dāng)采用粗糙的網(wǎng)格以控制網(wǎng)格整體數(shù)量，提高計(jì)算效率。對于靜網(wǎng)格部分，在進(jìn)行數(shù)值計(jì)算時采用壁面函數(shù)的RANS 方法對邊界層進(jìn)行仿真，因此，分析中采用的無量綱壁面距離典型值取100，并對聲屏障表面附近的網(wǎng)格進(jìn)行加密，邊界層網(wǎng)格增長因子設(shè)置為1.1。對于動網(wǎng)格部分，在列車表面附近進(jìn)行網(wǎng)格加密，首層網(wǎng)格尺寸根據(jù)不同車速進(jìn)行計(jì)算，最小網(wǎng)格徑向尺寸為0.2 mm，無量綱壁面距離典型值取100，邊界層網(wǎng)格增長因子設(shè)置為1.1。此外，為了保證網(wǎng)格質(zhì)量，提高計(jì)算精度，列車表面沿線路方向的網(wǎng)格增長因子設(shè)置為1.2～1.5。

為確定合適的整體網(wǎng)格數(shù)量，保證計(jì)算結(jié)果不受影響，在分析聲屏障脈動風(fēng)壓的影響因素前進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)的試算。分別建立網(wǎng)格總數(shù)為50萬～600萬個的6種計(jì)算模型，以脈動風(fēng)壓頭波正壓峰值和尾波正壓峰值為參考，列車以400 km·h-1行車時，某測點(diǎn)的風(fēng)壓計(jì)算結(jié)果如圖5 所示。由圖5 可以看出，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量大于400 萬個時，結(jié)果趨于平穩(wěn)，說明計(jì)算精度受網(wǎng)格大小和數(shù)量的影響很小。因此，分析模型的網(wǎng)格數(shù)量均劃分為450 萬個左右，既能保證計(jì)算精度，又能適當(dāng)提高計(jì)算效率。計(jì)算中時間步長設(shè)置為0.002 s。

圖5 網(wǎng)格數(shù)量與脈動風(fēng)壓峰值關(guān)系

1.4 測試工況

根據(jù)相關(guān)規(guī)范要求［22］，壁面壓力變化的測點(diǎn)可布置在聲屏障長度的1/2～2/3 處。為了獲取脈動風(fēng)壓的分布特性，在聲屏障CFD模型中將豎向1列測點(diǎn)設(shè)置在聲屏障全長1/2 處，其中最低位置處的測點(diǎn)高度為0.20 m，然后以0.50 m 為間隔向上布置，直到聲屏障頂部，2.15 和3.00 m 高聲屏障的豎向各處測點(diǎn)如圖6 所示。圖中，N1—N7 為各測點(diǎn)編號。所有計(jì)算工況見表1，其中工況8 為用于模型驗(yàn)證的試驗(yàn)工況。

表1 仿真計(jì)算工況

圖6 聲屏障上的豎向測點(diǎn)（單位：m）

2 數(shù)值模擬結(jié)果及驗(yàn)證

采用文獻(xiàn)［16］中京滬高鐵線上的實(shí)測數(shù)據(jù)對仿真計(jì)算結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證，京滬高鐵現(xiàn)場實(shí)測的聲屏障高度為2.15 m，車型為CRH380A，列車中心到聲屏障距離為3.40 m，表1 中工況8 模型的各項(xiàng)參數(shù)與現(xiàn)場實(shí)際情況一致。

2.1 脈動風(fēng)壓變化規(guī)律

高速列車以380 km·h-1速度通過2.15 m 高聲屏障（工況8）時豎向各測點(diǎn)處的脈動風(fēng)壓時程曲線如圖7所示。各測點(diǎn)脈動風(fēng)壓時程曲線均是由列車頭車引起的頭波和由列車尾車引起的尾波構(gòu)成，頭波和尾波各包含1 個正壓峰值和1 個負(fù)壓峰值。由圖7 可以看出：隨著測點(diǎn)位置從N1（0.20 m）升高到N5（2.15 m），脈動風(fēng)壓峰值逐漸下降，且每條脈動風(fēng)壓曲線結(jié)果均顯示頭波正壓峰值P1max大于尾波正壓峰值P2max和頭波負(fù)壓峰值的絕對值|P1min|。

圖7 豎向不同高度處測點(diǎn)脈動風(fēng)壓曲線

2.2 結(jié)果驗(yàn)證

列車速度為300，350 和380 km·h-1時脈動風(fēng)壓時程曲線頭波峰值實(shí)測值與仿真值的對比結(jié)果如圖8 所示，實(shí)測值來源于Xiong 等［16］在京滬高鐵線上的現(xiàn)場測試。

圖8 頭波脈動風(fēng)壓實(shí)測值與仿真值對比

由圖8 可以看出：隨著車速的增大，脈動風(fēng)壓峰值逐漸增大，且無論是正壓峰值還是負(fù)壓峰值，仿真值與實(shí)測值均吻合較好，誤差在10%以內(nèi)。

除了現(xiàn)場試驗(yàn)外，還可以采用公式計(jì)算的方式得到脈動風(fēng)壓，英國規(guī)范給出了空壓計(jì)算式［23］為

其中，

式中：k0為列車形狀系數(shù)，客車取0.85；ρ為空氣密度，取1.25 kg·m-3；v為列車運(yùn)行速度，m·s-1；p為空壓值，N·m-2；Cp為空壓系數(shù)，Y為列車中心到聲屏障距離，m。

車速為350 km·h-1時脈動風(fēng)壓頭波正壓峰值仿真值與式（1）計(jì)算值的對比如圖9所示。由圖9可以看出，2者吻合情況較好，驗(yàn)證了CFD模型仿真計(jì)算結(jié)果的可靠性。

圖9 仿真值與空壓公式計(jì)算值對比圖（工況1—工況5）

高速列車以380 km·h-1速度通過聲屏障時，脈動風(fēng)壓實(shí)測值與仿真值對比如圖10 所示。由圖10 可以看出：對于由列車頭車引起的頭波，正壓峰值仿真值較實(shí)測值高8.87 Pa，負(fù)壓峰值仿真值較實(shí)測值低44.82 Pa，相差均在7%以內(nèi)，滿足工程誤差要求；對于由列車尾車引起的尾波，仿真值較實(shí)測值大，這是由于現(xiàn)場試驗(yàn)時，列車是以8節(jié)編組的長度通過的，而仿真模型僅有頭車、中車及尾車3節(jié)車廂，對氣流造成的擾動更大，從而導(dǎo)致了更大的脈動風(fēng)壓峰值；對于由中車形成的頭波和尾波之間的中間段，脈動風(fēng)壓值略有波動。

圖10 實(shí)測脈動風(fēng)壓曲線與仿真值對比

綜上，仿真模型的計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場試驗(yàn)結(jié)果一致，表明了CFD 模型的準(zhǔn)確性，可采用本文建立的直立式聲屏障CFD 建模方法開展進(jìn)一步的參數(shù)分析。

3 脈動風(fēng)壓影響參數(shù)

利用1.2 節(jié)中建立的高速列車移動模型，改變列車中心到聲屏障的距離和聲屏障的高度，并使列車分別以350，400 和450 km·h-1的速度運(yùn)行，研究脈動風(fēng)壓隨列車速度、列車中心到聲屏障的距離及聲屏障高度的變化規(guī)律。列車中心距聲屏障3.80 m，雙線間距5.00 m，聲屏障高度為5.00 m的高鐵簡支箱梁截面如圖11所示。

圖11 安裝聲屏障的高鐵橋梁橫截面圖（單位：mm）

3.1 列車速度

各個車速下列車中心到聲屏障不同距離對應(yīng)的頭波正壓、負(fù)壓峰值見表2，表中正值表示正壓，負(fù)值表示負(fù)壓。由表2 可以看出，對于列車中心到聲屏障的5 個不同距離3.80，4.00，4.20，4.50和4.70 m，當(dāng)車速由350 km·h-1增大到400 km·h-1時，脈動風(fēng)壓頭波正壓峰值增幅分別為27.5%，28.1%，30.5%，28.7%和29.7%，說明車速的變化對脈動風(fēng)壓頭波的影響較為明顯。

根據(jù)表2 數(shù)據(jù)，高速列車不同運(yùn)行速度下各個工況的正壓、負(fù)壓峰值變化趨勢如圖12 所示。從圖12 可以看出，隨著列車速度增大，各測點(diǎn)處脈動風(fēng)壓峰值逐漸增大，且從列車中心到聲屏障不同距離的工況中均可以看出，脈動風(fēng)壓峰值與列車速度的平方成正比，且車速越大，脈動風(fēng)壓峰值增大越快。

表2 不同車速下的頭波正壓、負(fù)壓峰值

圖12 不同車速下的脈動風(fēng)壓峰值（工況1—工況5）

N1 測點(diǎn)在不同車速時的脈動風(fēng)壓時程曲線如圖13 所示。從圖13 可以看出，各車速下頭波正壓峰值大于尾波正壓峰值，頭波負(fù)壓峰值大于尾波負(fù)壓峰值，隨著列車速度的增加，頭波達(dá)到正壓峰值的時間縮短，且頭波和尾波峰值均逐漸增大。

圖13 不同車速下的脈動風(fēng)壓曲線

3.2 聲屏障上不同高度處

列車以350 km·h-1速度通過高度5.00 m、列車中心距其3.80 m 的聲屏障時，引起的內(nèi)表面各測點(diǎn)處脈動風(fēng)壓頭波正壓、負(fù)壓峰值見表3。聲屏障上不同高度處測點(diǎn)峰值變化趨勢如圖14所示。

表3 車速350 km·h-1時聲屏障脈動風(fēng)壓分布

圖14 車速350 km·h-1時頭波正壓、負(fù)壓峰值變化趨勢

從圖14 可以看出：正壓峰值和負(fù)壓峰值均出現(xiàn)在聲屏障底部1.20 m 范圍內(nèi)。隨著測點(diǎn)位置升高，正壓峰值在1.20 m范圍內(nèi)保持穩(wěn)定，在1.20 m以上高度衰減較快；負(fù)壓峰值在1.20 m 范圍內(nèi)保持穩(wěn)定，在1.20 m 以上高度緩慢衰減。最高處測點(diǎn)比最低處測點(diǎn)正壓峰值減小約60%，說明聲屏障的底部區(qū)域應(yīng)作為控制設(shè)計(jì)的關(guān)鍵區(qū)域予以重點(diǎn)關(guān)注。

3.3 列車中心到聲屏障距離

當(dāng)聲屏障高度均為5.00 m 時，列車中心到聲屏障距離從3.80～4.70 m一共計(jì)算了5種工況，分別為表1中的工況1—工況5。列車中心到聲屏障不同距離下各個車速對應(yīng)的頭波正壓峰值見表4。從表4 中可以看出：對于3 個不同車速，當(dāng)列車中心到聲屏障距離由3.80 m 增大到4.70 m 時，脈動風(fēng)壓峰值降幅分別為28%，27%和27%，均在20%以上，說明列車中心到聲屏障距離對脈動風(fēng)壓的變化影響較為明顯。當(dāng)列車中心到聲屏障距離以0.20 m 為間隔逐級增大時，脈動風(fēng)壓峰值減小幅度在5%～15%之間。這是由于隨著列車中心到聲屏障距離的增大，列車帶來的氣流擾動對聲屏障表面的影響減小，從而使脈動風(fēng)壓峰值減小。

表4 列車中心到聲屏障不同距離下的頭波正壓峰值

根據(jù)表4 數(shù)據(jù)，聲屏障高度為5.00 m 時列車中心到聲屏障不同距離下各個車速對應(yīng)的頭波正壓峰值變化曲線如圖15 所示。將各車速對應(yīng)的數(shù)據(jù)擬合為冪函數(shù)曲線，表明脈動風(fēng)壓峰值與列車中心到聲屏障距離呈負(fù)2 次方相關(guān)，即脈動風(fēng)壓峰值與列車中心到聲屏障距離的平方成反比。

圖15 列車中心到聲屏障不同距離下的脈動風(fēng)壓峰值（工況1—工況5）

3.4 聲屏障高度

不同聲屏障高度下各個車速對應(yīng)的頭波正壓峰值見表5。從表5可以看出：3個不同車速下，當(dāng)聲屏障高度由3.00 m 增大到5.00 m 時，脈動風(fēng)壓正壓峰值增幅分別為5.7%，2.3%和5.0%，說明聲屏障高度升高會使得脈動風(fēng)壓增大，但增幅較小。

表5 不同聲屏障高度下的頭波正壓、負(fù)壓峰值

根據(jù)表5 數(shù)據(jù)，在350，400 和450 km·h-1這3 種列車運(yùn)行速度下（工況5—工況7），聲屏障距近軌中心線4.7 m 時，3.00，4.00 和5.00 m 高聲屏障對應(yīng)的N1 測點(diǎn)頭波正壓、負(fù)壓峰值如圖16所示。

圖16 不同聲屏障高度下的脈動風(fēng)壓峰值（工況5—工況7）

從圖16 可以看出，隨著列車速度增大，測點(diǎn)處脈動風(fēng)壓峰值逐漸增大；同一運(yùn)行速度下，聲屏障越高，N1 測點(diǎn)處脈動風(fēng)壓峰值越大，這是由于列車推動氣流作用于聲屏障時，隨著聲屏障高度增大，氣流向上沖到外側(cè)的速度逐漸增大，從而導(dǎo)致底部測點(diǎn)的脈動風(fēng)壓增大。

4 結(jié) 論

（1）高速列車的脈動風(fēng)壓由頭波風(fēng)壓和尾波風(fēng)壓構(gòu)成，其中頭波正壓峰值大于尾波正壓峰值；頭波正壓峰值大于頭波負(fù)壓峰值絕對值；在進(jìn)行聲屏障設(shè)計(jì)時應(yīng)以頭波正壓峰值作為控制風(fēng)壓進(jìn)行考慮。

（2）脈動風(fēng)壓峰值呈現(xiàn)出與列車速度平方成正比的關(guān)系；隨著列車速度增大，聲屏障上同一位置處的脈動風(fēng)壓逐漸增大；列車速度每增加50 km·h-1，脈動風(fēng)壓峰值均增大約30%；當(dāng)車速由350 km·h-1增大至400 km·h-1時，脈動風(fēng)壓增幅最大達(dá)30.5%。

（3）脈動風(fēng)壓峰值出現(xiàn)在聲屏障底部1.20 m范圍內(nèi)，隨著測點(diǎn)位置的升高，正壓峰值在1.20 m以上高度衰減較快，負(fù)壓峰值在1.20 m 以上高度緩慢衰減，到聲屏障最高處均降至最低；聲屏障最高處比最低處脈動風(fēng)壓峰值減小約60%。

（4）脈動風(fēng)壓峰值呈現(xiàn)出與列車中心到聲屏障距離的平方成反比的關(guān)系；隨著列車中心到聲屏障距離的增大，聲屏障上同一位置處的脈動風(fēng)壓逐漸減??；列車中心到聲屏障距離每增大0.20 m，脈動風(fēng)壓峰值均減小約7%；當(dāng)列車中心到聲屏障距離由3.80 m 增大至4.70 m 時，脈動風(fēng)壓峰值降幅達(dá)28%。

（5）聲屏障高度對脈動風(fēng)壓也具有一定影響，但影響較小；當(dāng)列車中心到聲屏障距離保持不變時，隨著聲屏障高度增加，相同測點(diǎn)處脈動風(fēng)壓峰值增大；以車速400 km·h-1，列車中心到聲屏障距離4.70 m 為例，當(dāng)聲屏障高度由3.00 m 增大至5.00 m時，脈動風(fēng)壓最大值增幅為2.3%。