吉曉宇，鄒云峰，何旭輝，黃永明，蔣碩

(1.中南大學土木工程學院，湖南長沙，410075；2.高速鐵路建造技術(shù)國家工程實驗室，湖南長沙，410075)

近年來，高速鐵路的迅速發(fā)展給人們的出行帶來了極大便利，但列車高速運行產(chǎn)生的噪聲問題也引起了人們的廣泛關注[1]。在線路兩側(cè)布置聲屏障能有效控制高速鐵路噪聲的傳播，被認為是一種降低高速鐵路噪聲的有效措施，目前已得到廣泛應用[2]。然而，高速列車行駛時，列車周圍的空氣隨列車一起運動形成強烈的列車風，會在毗鄰的聲屏障表面產(chǎn)生極大的瞬態(tài)風荷載，使聲屏障在極短時間內(nèi)受到交變的壓力波作用[3]，可能導致結(jié)構(gòu)發(fā)生強度或疲勞破壞，進而危及行車安全。

事實上，2003年便發(fā)現(xiàn)德國科隆至法蘭克福線路采用的聲屏障因列車風致荷載作用而出現(xiàn)損傷，為此，國內(nèi)外研究者通過動模型試驗、風洞試驗、現(xiàn)場實測和數(shù)值模擬方法對列車行駛時產(chǎn)生的脈動風壓問題進行了深入研究，如：BAKER[4]通過動模型試驗研究了列車明線行駛時的流場及軌邊結(jié)構(gòu)的列車風致荷載；BELL等[5-6]通過風洞試驗和動模型試驗研究了高速列車周圍的流場和尾流；GILBERT等[7]利用動模型試驗研究了列車明線運行和通過不同類型軌邊結(jié)構(gòu)時的風荷載和瞬時風速；XIONG等[8]對京滬高鐵兩側(cè)的聲屏障進行了實車測試，研究了列車速度、運行線路、測點位置、編組長度和環(huán)境風速對動車組在聲屏障上引起的風荷載的影響；鄒云峰等[9]對CRH380型動車組作用下橋上風屏障風荷載進行了實測，并對荷載多分率進行了分析；SOPER 等[10]進行了一系列現(xiàn)場實驗評估聲屏障上的風荷載，發(fā)現(xiàn)聲屏障上的風荷載與車型有關，建議載荷計算應考慮鐵路上行駛的交通類型；Lü 等[11]通過現(xiàn)場測試研究了列車速度和列車與聲屏障之間的距離對聲屏障上風荷載的影響，發(fā)現(xiàn)隨著列車速度提高，作用于聲屏障上的風荷載不斷增加，隨著火車與聲屏障之間距離減小，聲屏障上的風荷載對速度更加敏感；艾輝林等[12]利用大渦模擬方法研究了速度為350 km/h 的列車通過時道路及橋梁兩側(cè)布置的不同高度聲屏障上列車風致荷載分布特性，發(fā)現(xiàn)極值風壓隨聲屏障高度增加而減?。积堺惼降萚13]采用CFX 軟件建立計算模型，對高速列車駛過直立式聲屏障時引起的風荷載變化規(guī)律進行了研究，分析了列車運行速度對風荷載的影響；戚振宕等[14]利用k-ε兩方程紊流模型研究了直立型、倒L 型、內(nèi)傾45°型這3種聲屏障上的氣動力與車速的關系，對比了單車與會車過程中的聲屏障氣動特性；王宏朝等[15]利用流體力學軟件Fluent研究了在列車風與自然風聯(lián)合作用下的高速鐵路聲屏障及風向角和風速對聲屏障所受風壓的影響；羅云柯[16]以杭長線金華區(qū)半封閉聲屏障為工程背景，建立了半封閉聲屏障數(shù)值計算模型，對聲屏障內(nèi)風荷載分布規(guī)律及列車風致振動進行了研究；施洲等[17]結(jié)合數(shù)值模擬技術(shù)與現(xiàn)場實測結(jié)果，提出速度為380～400 km/h的高速列車風荷載的最大風壓建議值。

由以上分析可看出，已有研究大多重點針對直立式聲屏障的列車致風荷載，在一些對噪聲控制要求非常嚴格的地區(qū)嘗試建設全封閉型聲屏障，以盡可能提高降噪效果，但全封閉的結(jié)構(gòu)型式導致聲屏障的列車風效應愈加突出，需要對聲屏障頂部開口間距進行研究，以盡可能減小聲屏障列車風效應又不顯著影響降噪效果。為此，本文作者以頂部不同開口間距的聲屏障為研究對象，綜合考慮聲屏障風荷載和列車表面風壓，采用數(shù)值模擬技術(shù)對速度為350 km/h 列車通過頂部不同開口間距聲屏障時的列車風效應進行系統(tǒng)研究，以期為高速鐵路全封閉和半封閉聲屏障結(jié)構(gòu)設計提供參考。

1 數(shù)值模擬

1.1 數(shù)值計算模型

以高速鐵路常用的CRH2 高速列車為研究對象，已有研究表明列車長度對列車風效應影響有限。列車采用3列編組，由頭車、中車、尾車組成，車體寬為3.38 m，高為3.70 m，總長為76.40 m。本文采用的CRH2 模型考慮了風擋、轉(zhuǎn)向架、裙板等，根據(jù)文獻[18]的建議，略去受電弓，列車時速為350 km/h，如圖1所示。

圖1 高速列車計算模型Fig.1 High-speed train calculation models

聲屏障數(shù)值模型以我國某在建高鐵線路聲屏障為原型，根據(jù)結(jié)構(gòu)設計初步方案，聲屏障內(nèi)線路為雙線軌道，寬×高為12.0 m×8.1 m，總長為410.0 m，在頂部正中間對稱開口。為研究高速列車通過時頂部開口間距對列車風效應的影響，考慮頂部開口間距L為0 m(全封閉)，0.1，0.5，1.0，2.0，4.0，6.0和8.0 m共8種情況，如圖2所示。

圖2 聲屏障計算模型Fig.2 Calculation models of sound barrier

1.2 計算區(qū)域及邊界條件

計算模型分為2個區(qū)域，其中，一個是包含聲屏障的靜止區(qū)域，另一個是包含高速列車的移動區(qū)域，通過設置交界面實現(xiàn)靜止區(qū)域與移動區(qū)域之間的數(shù)據(jù)交換。根據(jù)文獻[19]的建議，靜止區(qū)域長×寬×高為585 m×120 m×60 m，聲屏障置于靜止區(qū)域中部，計算長度為410 m。為避免列車對聲屏障入口處的影響，列車初始位置位于距離聲屏障入口50 m處。計算域入口和出口定義為壓力出口，地面、聲屏障、車體均定義為無滑移固體壁面，計算域兩側(cè)、頂部均定義為對稱邊界。計算區(qū)域及邊界條件見圖3。

圖3 計算區(qū)域及邊界條件Fig.3 Calculation domain and boundary conditions

1.3 網(wǎng)格劃分

采用gambit 軟件對計算模型網(wǎng)格進行劃分。為了精確模擬列車車體周圍的流場，對車體周圍網(wǎng)格進行加密，對地面、聲屏障壁面等流動變化劇烈的區(qū)域合理加密網(wǎng)格，對遠離聲屏障和列車的區(qū)域，網(wǎng)格逐漸稀疏，從而減少網(wǎng)格總量，提高計算效率。計算模型采用六面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格和棱柱層網(wǎng)格，如圖4 所示。通過對比細網(wǎng)格(2 400 萬個)和粗網(wǎng)格(1 600 萬個)的計算結(jié)果進行網(wǎng)格無關性檢驗。利用粗網(wǎng)格和細網(wǎng)格對列車以350 km/h 通過頂部開口8 m 聲屏障的過程進行計算。圖5所示為使用2種網(wǎng)格計算得到的距聲屏障入口100 m處P10點的壓力時程曲線，這2種網(wǎng)格計算得到的壓力峰值(即壓力正峰值與壓力負峰值之差)分別為402.2 Pa 和393.6 Pa，相對差為2.18%，說明采用網(wǎng)格量為1 600萬的網(wǎng)格既能滿足計算精度的要求，又能提高計算效率。

圖4 網(wǎng)格劃分Fig.4 Grid generation

圖5 不同網(wǎng)格量計算得到的壓力時程曲線Fig.5 Relationship between pressure and time in different mesh resolutions

1.4 計算方法

聲屏障內(nèi)空氣受壁面的限制無法自由流動，高當速列車通過聲屏障時，空氣會受到聲屏障壁面和車體的強烈擠壓，流場處于湍流狀態(tài)，需考慮空氣的壓縮性。因此，數(shù)值計算采用非定常、黏性、可壓縮N-S 方程，湍流模型為標準兩方程k-ε模型[20]。標準k-ε模型的湍流動能k和耗散率ε方程如下：

式中：k為湍流動能；ε為湍流耗散率；ρ為空氣密度；t為時間；xi和xj為笛卡爾坐標(i=1，2，3；j=1，2，3)；μ為空氣壓力黏度；ui和uj分別為列車周圍流場在xi和xj方向上的速度分量；Gk為層流速度梯度而產(chǎn)生的湍流動能；Gb為由于浮力產(chǎn)生的湍流動能；Ym為可壓縮湍流中脈動擴張的貢獻量；μt為湍流黏性系數(shù)。其中，模型常數(shù)Cμ=0.09，C1ε=1.44，C2ε=1.92，C3ε為與浮力有關的常量，可忽略；湍流動能k與耗散率ε的湍流普朗特常數(shù)分別為σk=1.0，σε=1.3。

利用大型通用流體計算軟件Fluent 進行計算，采用SIMPLEC 算法，根據(jù)文獻[21]建議，計算時間步長取0.008 57 s，為保證每步計算達到收斂，內(nèi)迭代次數(shù)為30 次。所有工況的計算過程均為列車從距離聲屏障入口50 m 處出發(fā)，至列車車尾離開聲屏障出口50 m處為止。

1.5 測點布置

由于聲屏障內(nèi)單線行車情況更普遍，數(shù)值計算暫只考慮單線行車情況。在聲屏障縱向布置9個截面，每個截面上共布置15 個測點(頂部開口后，對應開口位置的測點一起去掉)。截面及各截面測點布置如圖6所示。

圖6 聲屏障壁面測點布置Fig.6 Positions of measuring points on a monitoring cross-section

2 方法驗證

為驗證數(shù)值模擬方法的準確性，以頂部開口8 m 聲屏障為例，對高速列車動模型進行試驗驗證。試驗在中南大學的列車氣動性能動模型試驗系統(tǒng)進行。該試驗系統(tǒng)由雙軌組成，分為發(fā)射段、試驗段和減速段，總長163 m，列車模型的最高行駛速度可達400 km/h。試驗使用1.0∶16.8 的動車組模型，由頭車、中車和尾車組成，寬度和高度分別為0.201 m 和0.220 m，總長4.548 m；聲屏障模型長為24.400 m。聲屏障和列車模型的實際布置情況以及測量系統(tǒng)如圖7所示，在聲屏障壁面布置壓力傳感器用來測量壁面壓力變化。試驗前，對每個傳感器重新進行校準和標定，完全滿足試驗精度要求，試驗車速為350 km/h。

圖7 動模型試驗平臺Fig.7 Dynamic model test rig

依照1.3中方法對試驗中采用的模型進行網(wǎng)格劃分，采用與試驗相同的邊界條件與車速。由動模型試驗和數(shù)值模擬這2種方法所測得的單列車以350 km/h 速度通過聲屏障時，距聲屏障入口55.00 m，近車側(cè)離地面5.25 m處(對應于聲屏障實際尺寸)測點的壓力時程曲線如圖8所示。從圖8可見：數(shù)值模擬計算得到的測點壓力與動模型試驗測得的壓力變化趨勢基本一致，證明了本文采用的數(shù)值模擬計算方法的可行性。

圖8 數(shù)值模擬計算與動模型壓力試驗結(jié)果對比Fig.8 Comparison between numerical calculation pressures and dynamic model test pressures

3 計算結(jié)果與討論

3.1 開口間距對聲屏障線路縱向壓力分布的影響

為研究350 km/h 高速列車通過頂部不同開口間距聲屏障時聲屏障縱向壓力分布規(guī)律，繪制聲屏障頂部不同開口間距下壓力峰值隨測壓截面縱向位置的變化曲線，如圖9 所示。從圖9 可以看出：當列車通過全封閉聲屏障時，聲屏障中間部分的壓力峰值高于靠近入口/出口處的壓力峰值，最大壓力峰值為5.945 kPa，出現(xiàn)在S5 截面；聲屏障頂部開口0.1 m后，聲屏障壁面各處壓力峰峰值均有所下降，中間截面壓力峰值下降幅度最大，為45.6%；隨著聲屏障頂部開口距離增大，各截面處的壓力峰值逐漸降低；當開口間距為2～8 m 時，各截面處的壓力峰值相差較小。

圖9 壓力峰峰值與截面測點縱向位置的關系Fig.9 Relationship between peak-to-peak values of pressure and longitudinal position of measured points on cross section

3.2 開口間距對聲屏障橫截面壓力分布的影響

為了研究聲屏障頂部開口間距對橫截面壓力分布的影響，以不同開口間距聲屏障S5 截面為研究對象，所得S5 截面處左右兩側(cè)測點的壓力時程如圖10 所示(其中，N和T分別表示車頭和車尾經(jīng)過S5截面的時間)。從圖10可以看出：列車經(jīng)過全封閉聲屏障時，壓力不斷變化，表現(xiàn)出一定周期性；當列車距離S5 截面較遠時，各測點的壓力變化基本相等；當列車經(jīng)過S5 截面時，距離列車較近的測點壓力變化量大于距離列車較遠測點壓力變化量，這與文獻[19]中報道的基本一致。

圖10 頂部不同開口間距L下聲屏障S5截面壓力時程曲線Fig.10 Pressure time history curves on section S5 of sound barrier at different opening spacings

S5 截面測點的壓力時程與壓力波傳播示意圖如圖11 所示，其中，紅色實線和綠色實線分別表示車頭和車尾的軌跡，紫色實線和藍色虛線分別表示壓縮波和膨脹波的傳播軌跡。從圖11 可以看出：車頭駛?cè)肼暺琳虾螽a(chǎn)生壓縮波，t1時傳至S5截面，測點壓力上升，車尾駛?cè)肼暺琳蠒r產(chǎn)生膨脹波；t2時傳至S5截面，測點壓力下降；壓縮波傳播到聲屏障出口后，反射回來的膨脹波在t3時傳至S5截面，測點壓力持續(xù)下降；膨脹波傳播到聲屏障出口后，反射回來的壓縮波在t4時傳至S5 截面，測點壓力上升；之后，多個壓縮波、膨脹波傳至S5 截面，測點壓力隨之上升、下降(t5，t6和t7時)，此規(guī)律與隧道內(nèi)列車壓力波的傳遞規(guī)律一致[22]。

圖11 全封閉聲屏障S5截面測點壓力時程曲線與壓力波傳播示意圖Fig.11 Schematic diagrams of pressure time history curve and pressure wave propagation of measuring point at the central of enclosed sound barrier

聲屏障頂部開口后，S5 截面測點壓力時程曲線形狀發(fā)生了改變，正壓極值與負壓極值減小，風荷載持續(xù)時間縮短。隨著開口間距增大，當車頭經(jīng)過時，壓力迅速上升為正壓隨即下降為負壓；當車尾經(jīng)過時，壓力迅速下降為負壓隨即上升轉(zhuǎn)變?yōu)檎龎?，這與文獻[13]實測得到的規(guī)律相吻合。在不同開口間距下，聲屏障表面風荷載的持續(xù)時間見表1。從表1 可見：當開口間距從0 m 增加到2 m 時，風荷載持續(xù)時間從5.152 s 縮短為1.740 s，縮短了66.2%。

表1 頂部不同開口間距聲屏障風荷載持續(xù)時間Table 1 Duration of wind loads on sound barriers at different opening spacings

3.3 開口間距對聲屏障中間截面極值正壓/負壓的風荷載環(huán)向分布規(guī)律的影響

當開口間距L為0，0.1和2.0 m時，S5截面各測點達到正壓/負壓極值時瞬時的風荷載如圖12所示。從圖12 可以看出：當聲屏障頂部未開口時，S5 截面環(huán)向測點的正壓極值基本相等，近車側(cè)的負壓極值絕對值略大于遠車側(cè)負壓極值絕對值；當頂部開口間距為0.1 m時，S5截面測點的正壓極值沿聲屏障環(huán)向呈現(xiàn)出明顯的不對稱性分布，近車側(cè)的壓力遠高于遠車側(cè)的壓力，最大和最小正壓極值分別出現(xiàn)在P1和P11點，P1點的正壓極值比P11點的正壓極值高311.9%；當頂部開口間距為2 m 時，S5 截面正壓/負壓極值沿聲屏障環(huán)向均呈不對稱性分布，最大和最小壓力極值同樣分別出現(xiàn)在P1和P11點，P1點的正壓和負壓極值分別比P11點的正壓和負壓極值高337.8%和600.8%。在頂部開口聲屏障的結(jié)構(gòu)設計中，應該考慮截面風壓荷載分布的不對稱性。

圖12 頂部開口間距不同時聲屏障產(chǎn)生壓力極值時S5截面上的壓力分布Fig.12 Pressure distribution on section S5 of sound barrier at different opening spacings when extreme pressure appears

3.4 開口間距對列車車頭表面壓力的影響

列車在聲屏障內(nèi)運行時，會在鄰近的聲屏障壁面產(chǎn)生瞬態(tài)的列車風致荷載，同樣，聲屏障的存在也會影響列車表面風壓的分布，對列車的運行產(chǎn)生不利影響。當列車通過聲屏障時，列車鼻尖的壓力時程曲線如圖13所示。從圖13可知：當列車在明線行駛時(未進入聲屏障時)，車頭壓力保持不變；當列車駛?cè)肴忾]聲屏障時，車頭壓力迅速升高，聲屏障內(nèi)壓力波的傳播導致車頭壓力大幅度變化；當列車駛出全封閉聲屏障時，車頭壓力先下降然后恢復至明線運行時的壓力；當聲屏障頂部開口0.1 m，列車駛?cè)肼暺琳蠒r，車頭壓力迅速升高，隨后持續(xù)下降，且壓力峰值小于全封閉時的壓力峰值；當列車駛出聲屏障后，車頭壓力恢復至明線運行時壓力；隨著開口間距持續(xù)增大，各開口間距下列車鼻尖的壓力時程曲線變化趨勢基本一致；當開口間距為2～8 m時，開口間距的改變對列車鼻尖壓力的影響很小。

圖13 頂部不同開口間距聲屏障車頭測點的壓力時程曲線Fig.13 Pressure time history curves of measuring point on train head of sound barrier at different opening spacings

4 結(jié)論

1)當高速列車在全封閉聲屏障內(nèi)行駛時，最大壓力峰值出現(xiàn)在中間截面，為5.945 kPa；當聲屏障頂部開口后，各截面處的壓力峰值逐漸降低；當開口間距為2～8 m時，各截面處的壓力峰值相差較小。

2)當高速列車通過全封閉聲屏障時，壓縮波與膨脹波在聲屏障內(nèi)傳播和反射導致同一橫截面內(nèi)的壓力變化表現(xiàn)出一定的周期性；當聲屏障頂部開口后，壓力時程曲線形狀發(fā)生改變，聲屏障表面風荷載的持續(xù)時間縮短。

3)對于列車而言，聲屏障頂部開口降低了列車前端的空氣壓縮程度，從而減小了列車鼻尖的壓力；當開口間距為2～8 m時，開口間距的改變對列車鼻尖壓力影響很小。