蔣 碩，何旭輝，鄒云峰，蔡陳之，翟利華，農(nóng)興中

(1.中南大學 土木工程學院，長沙 410075；2.高速鐵路建造技術國家工程實驗室，長沙 410075；3.廣州地鐵設計研究院股份有限公司，廣州 510030)

軌道交通因其能夠滿足大量人員快速安全流動的城市需求得到快速發(fā)展，盡管大量線路穿越人口密集區(qū)給人們出行帶來了極大的便利，但也帶來了愈發(fā)關注并亟需解決的問題—噪聲污染。與此同時，高架線因其相對較低的建設和運維成本在城市軌道交通線路占比中不斷提高，車橋振動產(chǎn)生的結構噪聲使軌道交通的噪聲問題更加突出[1-2]。

在線路兩側設置聲屏障是常見的噪聲治理手段，國內(nèi)外學者對不同形式聲屏障的降噪效果已有大量研究，通過對其長度、高度、形狀、材料及設置位置等參數(shù)的設計[3-6]，可實現(xiàn)5～10 dB不等的綜合降噪效果，對頂部造型的進一步優(yōu)化可提高1～4 dB的附加降噪量，從而實現(xiàn)對軌道交通噪聲的防治。同時，安裝聲屏障帶來的列車脈動風致振動造成的聲屏障疲勞甚至破壞現(xiàn)象也引起了廣泛關注，針對列車風引起的氣動荷載及其減載方法[7-10]，學者們提出了如V型、百葉型、S型等形式的減載式聲屏障，并通過數(shù)值和試驗方法對其降噪和減載效果進行了研究，結果表明：當開孔率較大時，百葉型等具有較為流暢空氣流通通道的聲屏障對列車風引起的氣動力有較好減載效果，但其降噪效果隨開孔率的升高有不同程度的削弱。然而，聲屏障所受風荷載最終都會傳遞至橋上，由于城軌交通高架橋寬度往往較小，聲屏障風載對橋梁傾覆穩(wěn)定性的影響將更加突出；對于沿海地區(qū)等大風頻發(fā)區(qū)域的高架線路，強橫風對聲屏障和車橋系統(tǒng)的氣動特性的影響遠大于列車風。目前針對橫風下聲屏障車橋氣動特性研究較少，已有的風屏障研究表明[11-15]，屏障的參數(shù)設計對車橋氣動力影響顯著，但風屏障與聲屏障開孔率差異較大，其研究結果僅能提供一定參考，如何同時保障降噪效果和車橋安全性有待進一步研究。

本文首先基于聲子晶體和赫姆霍茲共鳴器理論提出一種新型風聲屏障，然后通過邊界元及數(shù)值方法驗證其降噪效果，最后通過風洞試驗對安裝風聲屏障時的車-橋系統(tǒng)氣動特性展開研究，探明風聲屏障對車橋氣動特性的影響機理。

1 基于聲子晶體和亥姆霍茲共鳴器的新型風聲屏障設計

1.1 基本理論及參數(shù)設計

亥姆霍茲共鳴器的基本構造為具有細小開孔結構的空腔體，當聲波頻率在共鳴器的共振頻率附近時，受外聲場的激發(fā)，聲音的能量大部分會由于短管空氣柱的強烈振動而消散，從而達到吸聲作用；利用聲子晶體對特定頻率聲波的阻斷特性，將共鳴器排布形成周期性陣列，通過改變單個單元的尺寸和結構可調(diào)整聲子晶體的禁帶，可進一步提高降噪效果；同時，腔體之間保留的空氣流通通道可提高屏障結構的氣動性能。

本文基于某沿海地區(qū)高架線展開研究，設計最高車速120 km/h；風聲屏障高度參數(shù)參考常規(guī)直立式聲屏障設置為3 m，其中包括0.5 m高的弧形段增強降噪效果。當時速為35～250 km/h時，列車運行產(chǎn)生的主要噪聲成分為輪軌接觸噪聲，其中鋼軌頻率處于500～1 600 Hz頻段，峰值位于1 000 Hz左右，而車輪噪聲則高于1 600 Hz[16]。據(jù)此考慮新型風聲屏障構造為：①兩列不同中心頻率的赫姆霍茲共鳴器陣列，針對鋼軌噪聲特性進行降噪，陣列形成的周期性聲子晶體禁帶針對車輪噪聲進行降噪；②一列百葉導流陣列，用以增強屏障氣動性能并增強聲波的多重反射產(chǎn)生附加降噪量。

針對高架橋噪聲總聲壓級(鋼軌噪聲)進行降噪設計，并考慮風聲屏障和制作材料的尺寸限制，經(jīng)試算得出其幾何參數(shù)如圖1(a)所示，根據(jù)以往百葉窗式風障研究經(jīng)驗[17]，將導流葉片傾角設置為與來流成105°角。此時兩個不同赫姆霍茲共鳴器的共振頻率分別為：1 120 Hz和900 Hz；此時，晶格常數(shù)(相鄰陣列距離)為36 mm+32 mm=68 mm，根據(jù)聲子晶體禁帶中心頻率計算公式可得其中心頻率為2 500 Hz，計算過程為[18]

圖1 風聲屏障示意圖(mm)

(3)

式中,fr,c,S,V,l,Δl,α分別為赫姆霍茲共鳴器共振頻率、空氣中聲速、開口截面面積、空腔體積、開口截面長度、修正系數(shù)和聲子晶體晶格常數(shù)。

1.2 新型風聲屏障降噪效果驗證

考慮聲波在空間的傳播，可得到聲壓的赫姆霍茲方程為

?2P(x,y,z,t)+k2P(x,y,z)=0

(4)

將列車噪聲按線聲源處理，布置在輪軌高度處；將共鳴陣列等效為吸聲材料，導流葉片按鋁制吸聲單元板處理，則計算模型可簡化為二維邊界元模型，本文僅對共鳴陣列消聲作用作初步驗證，禁帶特性帶來的降噪效果暫未做考慮。邊界元法計算原理如圖2所示，其中r為接收點，r0為聲源；假設空間場為均勻介質，用Green公式將赫姆霍茲方程變換可得聲屏障表面的邊界積分方程為[19]

圖2 邊界元法計算原理

ε(r)p(r,r0)=G(r,r0)-

(6)

式中，G(rs,r)為聲屏障時由聲源引起的受聲點的聲壓。在安裝屏障前后假定其他條件保持不變，受聲點的聲壓分別為p0，pb，則插入損失可定義為

TL=20lg(p0/pb)

(7)

考慮反射聲修正系數(shù)，采用聲學計算軟件Virtual.Lab計算聲屏障降噪效果。新型風聲屏障噪聲測點布置如圖3所示，測點布置在距離軌道中心線25 m的立面上，測點1和測點2的離地高度分別為1.5 m(近地高度)和6.5 m(箱梁底部高度)。

圖3 噪聲測點布置(m)

當車速為120 km/h時測點1及測點2 1/3倍程中心頻率的頻譜特性及插入損失差值，如圖4所示。其中圖中曲線部分代表不同中心頻率時的聲壓級，對應圖中左軸；柱狀圖表示安裝兩種屏障時的聲壓級差值，對應圖中右軸，所有聲壓級均采用A計權。由圖4(a)可以看出，安裝兩種屏障時，聲壓級都低于70 dB，符合《聲環(huán)境質量標準》4類規(guī)定要求；安裝新型風聲屏障時在整個頻譜范圍內(nèi)近地高度聲壓級都低于安裝直立式聲屏障，兩者插入損失差值達4～14 dB不等，在兩個消聲陣列共振頻率附近插入損失差值最大，說明新型風聲屏障降噪效果優(yōu)于傳統(tǒng)直立聲屏障，且針對鋼軌噪聲特定設計起到了較好的作用。測點2高度對應梁底高度，此時各中心頻率聲壓級都明顯大于近地高度聲壓，這是因為測點2聲程差更近，聲波更容易越過聲屏障達到受聲點。值得注意的是，安裝新型風聲屏障時，百葉導流葉片可分別在測點1和測點2增加3.5 dB和1.7 dB的附加降噪量。

圖4 1/3倍程中心頻率風聲屏障頻譜特性

2 新型風聲屏障風洞試驗概況

2.1 風洞試驗試驗模型

試驗工程背景為某高架簡支箱梁橋，橋寬10 m、高2 m，兩側設有1 m高防撞墻；車輛為地鐵B型車，由鄒云峰等研究中頭車與中車的對比試驗可知二者測壓結果基本一致，故本試驗僅選取中車為測試對象?？紤]阻塞率要求及風洞尺寸，選取節(jié)段模型縮尺比為1∶15；基于條帶假定和長寬比限制，確定主梁節(jié)段和列車節(jié)段長度均為1.5 m，此時模型阻塞率為2.8%，滿足風洞試驗阻塞率要求，試驗模型幾何尺寸如圖5所示。試驗模型縮尺時僅考慮了車橋氣動外形，忽略了防撞墻以外的橋梁附屬設施和車輛轉向架、輪對等的影響。模型采用優(yōu)質木材、ABS板和有機玻璃制作且布有多道橫向肋，保證模型具有足夠的強度和剛度，在測壓試驗中模型不發(fā)生變形且不出現(xiàn)明顯的振動現(xiàn)象以保證壓力測量的精度。列車采用測壓法，共布置5個測試斷面170個測點，橋梁共布置3個斷面153個測點；橋梁和風屏障安裝了動態(tài)天平進行測力。

圖5 試驗模型及測點布置(模型尺寸)

2.2 試驗工況及數(shù)據(jù)處理

本文主要對車橋系統(tǒng)較為不利的橫風狀況進行研究，因此風向角取90°，風攻角取0°，試驗風速取結果較為穩(wěn)定的12 m/s，試驗在中南大學風洞實驗室的高速試驗段均勻流場中進行；風聲屏障縮尺后高度為0.2 m(實際高度3 m)，其中包括0.5 m的弧形段；試驗中主要針對安裝新型風聲屏障和直立式聲屏障時的車橋氣動特性展開測試，同時測試無屏障工況作為對比；車橋組合取單車上游、單車下游和無車三種狀態(tài)；具體試驗工況參數(shù)如表1所示。

表1 試驗工況

橋梁及氣動力可由六分量動態(tài)天平獲得；PSI電子壓力掃描閥系統(tǒng)可獲得車橋周圈瞬時風壓，轉換所得風壓系數(shù)積分后可得車橋體軸三分力，其計算公式為

(8)

CH(t)=CPi(t)Licosαi/H

(9)

CV(t)=CPi(t)Lisinαi/B

(10)

CM(t)=(CPi(t)LicosαiYi+CPi(t)LisinαiXi)/B2

(11)

式中：CPi(t)為測壓點i的風壓系數(shù)時程，以背離模型為正；Pi(t),P0為風壓時程和無窮遠處靜壓;ρ為空氣密度;UH為試驗風速；CH,CV,CM體軸阻力系數(shù)、升力系數(shù)以及傾覆力矩系數(shù)，其中傾覆力矩起距點為模型形心；H,B分別為模型的高度和寬度。

3 風洞試驗結果分析

3.1 風聲屏障對列車氣動性能影響

由于列車外形近似帶弧角的矩形，故將列車分解為背風側、車頂、迎風側、車底4個面，各工況下列車各面的氣動力，如圖6和圖7所示。由圖6可知，列車的阻力系數(shù)主要由迎風側和背風側風壓決定，車頂和車底對阻力系數(shù)貢獻很小，而升力系數(shù)則主要受車頂和車底影響。單車上游工況時，安裝新型風聲屏障和直立式聲屏障時列車背風側阻力系數(shù)和升力系數(shù)均較為接近，安裝屏障后列車迎風側阻力系數(shù)由正轉負，車頂與車底升力系數(shù)絕對值亦有較大幅度減小。其中升力變化規(guī)律與鄒云峰等研究中的規(guī)律不一致，這可能是由于鄒云峰等研究中車橋組合狀態(tài)為雙車交匯狀態(tài)，下游車的存在改變了上游車尾流流場導致。列車位于來流下游方向時，安裝風聲屏障和直立式聲屏障時列車氣動力同樣較為接近，不安裝屏障時列車背風側阻力系數(shù)相較上游車時增大了18%，安裝屏障后這一現(xiàn)象得到有效改善，列車各面氣動力系數(shù)亦有不同程度減小，但同時列車車頂升力上升40%，這可能導致列車輪重減載率和脫軌系數(shù)的上升，影響行車安全和舒適。

圖6 單車上游時屏障類型對列車各面氣動力的影響

圖7 單車下游時屏障類型對列車各面氣動力的影響

為了進一步解釋列車氣動力變化機理，不同車橋組合工況條件下，安裝各類型屏障時的列車測點平均風壓系數(shù)，如圖8所示。由圖8可知，不安裝屏障時，列車周圈風壓受橫風影響出現(xiàn)劇烈波動，列車僅迎風側部分區(qū)域出現(xiàn)正壓，其他區(qū)域均為負壓，兩個負壓峰值出現(xiàn)在列車迎風側與車頂和車底的交接弧形區(qū)域；與單車上游車橋組合相比，單車下游時，列車受尾流渦脫效應影響，列車背風側亦出現(xiàn)較大負壓。安裝風聲屏障后列車風壓分布總體較為平穩(wěn)，且尾流旋渦被有效抑制，與安裝直立式聲障工況相比，受百葉導流作用影響風聲屏障表現(xiàn)出對列車風壓較為敏感的轉角區(qū)域有一定調(diào)節(jié)作用，這表明風聲屏障在保留空氣流通通道的前提下依然可以達到與安裝直立式聲屏障相似列車防風效果，并且通過調(diào)整風聲屏障導流葉片的參數(shù)設計可能會進一步優(yōu)化列車周圈風壓，筆者將在后續(xù)研究中繼續(xù)探索這一問題。

圖8 不同工況時車輛周圈風壓分布

3.2 風聲屏障對高架橋氣動性能影響

不同車橋組合工況時的橋梁風壓分布，如圖9所示，來流方向為圖9中由右至左。由圖9可知，車輛的有無及位置的變化顯著改變了橋面繞流場，有車時與無車狀態(tài)相比橋面及橋梁迎風側風壓變化劇烈，具體表現(xiàn)為：車輛位于上游時，列車背風側附近橋面受列車尾流影響出現(xiàn)較大負壓，同時由于車輛存在時車-橋系統(tǒng)阻風效應增強，箱梁迎風側負壓亦增大；車輛位于下游時橋面受尾流影響區(qū)域向下游遷移，箱梁迎風側與梁底交界處極值風壓增大。安裝屏障后，車輛有無及位置的改變對橋梁風壓分布影響明顯減小，這主要是因為車輛處在屏障分離氣流之內(nèi)，對系統(tǒng)繞流場干擾較小。安裝兩種屏障時，橋梁風壓分布基本一致，安裝不同屏障時橋梁自身氣動力變化對橋梁結構安全影響較小。

圖9 不同車橋組合時橋梁風壓分布

由上文可知安裝屏障后不同車橋組合工況下橋梁風壓分布較為一致且波動較小，就橋梁自身氣動力而言對橋梁有利，而真實條件下，屏障氣動力亦將傳遞至橋梁，影響橋梁結構安全。不同車橋組合時的橋梁及屏障自身氣動力系數(shù)，如表2所示，其中橋梁氣動力包含屏障傳遞至橋梁部分。由表2可知,安裝屏障后橋梁自身阻力系數(shù)減小，但屏障-橋梁系統(tǒng)阻力系數(shù)增加接近1倍，屏障自身的氣動力變化是影響橋梁氣動特性的決定因素；由于新型風聲屏障具有空氣流通通道，相比與直立式聲屏障，各車橋組合工況下風聲屏障均有不同程度的減載，其中在車輛位于迎風側時屏障阻力小數(shù)減小達9%，這將更有利于橋梁結構及屏障自身結構安全。

表2 不同車橋組合時橋梁(含屏障)及屏障氣動力系數(shù)

4 結 論

本文以城軌高架箱梁橋和地鐵B型車為工程背景，基于聲子晶體和赫姆霍茲共鳴器理論提出了一種新型風聲屏障，并采用測壓法和車橋分離測力技術研究了新型風聲屏障對車、橋的氣動特性影響，得到主要結論如下：

(1)新型風聲屏障較直立式聲屏障在整個頻譜內(nèi)都有良好的降噪效果，導流葉片可在兩個測點增加1.7～3.5 dB的附加降噪量。

(2)安裝新型風聲屏障可達到與安裝直立式聲屏障相似防風效果，且新型風聲屏障的百葉導流葉片可引導列車上下表面風壓變化，進而起到一定調(diào)節(jié)升力的作用。

(3)安裝聲屏障后橋梁自身氣動力變化較小，屏障傳遞至橋梁的氣動力將決定橋梁氣動性能；新型風聲屏障具有良好的減載作用，更有利于橋梁和屏障結構安全。