林仁坤，黃莎，李志偉，吳京龍，楊龍飛

（五邑大學 軌道交通學院，廣東 江門 529020）

因結構簡單、降噪性能良好等優(yōu)勢，聲屏障在鐵路建設中被廣泛應用[1].然而，聲屏障外形呈鈍體，在惡劣風環(huán)境作用下其氣動性能顯著惡化，常常因結構被破壞而被吹起，撞擊經(jīng)過車輛和行人引發(fā)安全隱患.下?lián)舯┝魇怯蓮娤鲁翚饬鲃×覜_擊地面而形成的一種近地面短時破壞性強風[2]，多發(fā)生在熱帶和亞熱帶氣候地區(qū)，具有突發(fā)性強、破壞性大等特點.近年來，下?lián)舯┝髟谑澜绺鞯仡l發(fā)，造成了不同程度的經(jīng)濟損失，這種災害性氣象引起了風工程研究者們的重視[3-4].貴州壩陵河大橋在2016 年遭遇下?lián)舯┝鳛暮?，橋上瞬時風速最高達到34 m/s，橋上部分設施遭到破壞[5].Chay 等[6-7]結合了風場實測數(shù)據(jù)，驗證了數(shù)值模擬方法在研究下?lián)舯┝魃系目尚行?目前，下?lián)舯┝髯饔孟妈F路聲屏障的相關研究還處于探索階段[8]，為保證聲屏障在此類極端天氣影響下的結構安全，避免對經(jīng)過列車和行人造成傷害，有必要對聲屏障在下?lián)舯┝鳝h(huán)境影響下的氣動特性開展研究，為其結構安全性設計提供依據(jù).

本文采用基于RNGk-ε湍流模型的數(shù)值仿真方法，研究下?lián)舯┝髯饔孟妈F路聲屏障所受氣動載荷和周圍流場變化規(guī)律，分析距風場中心不同徑向位置和下?lián)舯┝黠L速等參數(shù)對聲屏障氣動特性的影響，以期為保障鐵路沿線設施安全提供理論依據(jù).

1 數(shù)值計算模型

1.1 下?lián)舯┝黠L場建模

壁面射流模型又稱為沖擊射流模型[9]，該模型主要研究下沉氣流沖擊地面后形成的外流，故本文采用沖擊射流模型模擬下?lián)舯┝黠L場.如圖1 所示，射流入口設定為圓形，射流直徑Djet= 300 m.計算域的長和寬均為D=5Djet，高H= 4Djet，射流入口距離地面高度Z= 2Djet.為了準確模擬下?lián)舯┝黠L場，需要合理定義風場的邊界條件，地面采用壁面條件，風場四周和頂部設置為壓力出口，射流管壁面采用滑移壁面邊界條件，射流入口給定速度入口，以模擬下沉氣流噴發(fā)的過程.

圖1 計算域及邊界條件

1.2 橋-聲屏障模型建立

本文選用厚度為0.05 m，高度為3 m 的直立式聲屏障作為研究對象，將其設置在距地面高度為15 m 的橋面上，如圖2 所示.橋上聲屏障模型總長度為700 m，其長度中心位于下?lián)舯┝魃淞魅肟谥行妮S位置，如圖3 所示.研究不同位置工況時，將橋上聲屏障模型沿射流入口徑向位置移動即可.

圖2 橋上聲屏障模型截面示意圖

圖3 風場-橋上聲屏障計算域及邊界定義

1.3 網(wǎng)格劃分

計算模型采用切割體網(wǎng)格劃分策略，由于橋上聲屏障為主要研究對象，對其表面及附近網(wǎng)格進行加密處理，網(wǎng)格單元尺度約為0.15 m，聲屏障表面網(wǎng)格向空間延伸過渡層為10 層.考慮到模型的計算精度和計算成本，最終網(wǎng)格總數(shù)量約為1 500 萬，計算網(wǎng)格如圖4 和圖5 所示.

圖4 風場橫截面網(wǎng)格圖

圖5 橋上聲屏障及附近網(wǎng)格加密

1.4 湍流模型及求解設置

由于本文研究的下?lián)舯┝黠L場最大風速為35 m/s，因此采用三維、不可壓縮RNGk-ε湍流模型對下?lián)舯┝髁鲌鲞M行模擬，該湍流模型在標準k-ε模型的基礎上做了相應改進，提高了旋渦流動的精度.由于k-ε湍流模型普遍用于求解充分發(fā)展的湍流，而近壁面處雷諾數(shù)較低，湍流發(fā)展不充分，因此近壁面處采用標準壁面函數(shù)處理.壓力—速度耦合格式采用SIMPLEC 算法求解，控制體中的壓力梯度采用格林—高斯基于單元體方法計算，控制方程壓力項采用標準格式離散，動量、湍流動能和湍流耗散率均采用二階格式離散.

1.5 聲屏障監(jiān)測單元布置

為監(jiān)測不同位置聲屏障受下?lián)舯┝饔绊懙臍鈩犹匦裕枰诓煌v向位置布置監(jiān)測單元.文獻[10]對聲屏障的屏體寬度給出了1.5 m 為節(jié)點的區(qū)間范圍，實際應用中聲屏障單元通常設計為2 m 或2.5 m，因此本文采用了以2 m 為單元的聲屏障.考慮到下?lián)舯┝髦睆紻jet= 300 m，聲屏障上監(jiān)測單元布置如圖6 所示，其中，0 表示位于下?lián)舯┝黠L場射流入口中心軸位置監(jiān)測單元，-2 和2 表示位于下?lián)舯┝黠L場射流入口邊緣位置監(jiān)測單元.除了位于下?lián)舯┝髡路降穆暺琳蠁卧粎^(qū)分近風場中心側、背風場中心側，其他位置工況下靠近風場中心的聲屏障一側為近風場中心側，另一側則為背風場中心側.

圖6 監(jiān)測單元布置編號示意圖

2 數(shù)值計算結果分析

2.1 下?lián)舯┝黠L場特性

選取風速為Vjet= 25 m/s 的下?lián)舯┝鞣治鲲L場特性，從圖7 看出，風場射流入口區(qū)域的氣流流動方向為豎直向下，風速較大，但由于空氣粘性作用，在風場直徑邊緣區(qū)域流速逐漸降低為零；靠近地面時，風速開始減弱，當氣流撞擊地面后，流動被滯止，風場中心軸位置流速接近零，但撞擊地面后，流場向四周擴散，由豎直流動轉(zhuǎn)為水平流動，水平風速大小隨著高度增加而表現(xiàn)出先增大后減小的趨勢.通過把水平風速與入口速度進行了歸一化處理，風口高度與射流直徑進行歸一化處理，本次仿真數(shù)據(jù)提取徑向距離r/Djet= 1.00位置的風速廓線與文獻[11]的風速廓線進行匹配.從圖8 看出數(shù)值模擬風場的風速變化趨勢與其他試驗數(shù)據(jù)有較高的一致性，且數(shù)值計算結果與參考文獻結果誤差最大為9%，滿足誤差要求，驗證本文建立風場模型能夠較準確地模擬下?lián)舯┝黠L場特性.

圖7 下?lián)舯┝魉俣仍茍D

圖8 計算結果對比驗證

為研究不同風速下?lián)舯┝鞯挠绊?，本文分別取Vjet1= 15 m/s、Vjet2= 25 m/s 和Vjet3= 35 m/s3 個風速下的下?lián)舯┝黠L場速度云圖，如圖9 所示，同時亦對不同徑向位置風速分布曲線進行比較，如圖10所示.通過比較不同速度下的風場速度云圖和風速分布曲線可以發(fā)現(xiàn)，下?lián)舯┝黠L速對風場分布規(guī)律影響不大，僅表現(xiàn)為風速大小隨著風場射流速度的變化而變化.

圖9 下?lián)舯┝鞲魉俣认嘛L場中心云圖

圖10 不同徑向位置豎向風剖線

2.2 聲屏障周圍流場與壓力分布

為研究距離下?lián)舯┝髦行牟煌瑥较蚓嚯x的橋上聲屏障受到的氣動變化規(guī)律，本文將橋上聲屏障模型分別放置于距風場中心軸線徑向距離分別為0Djet、0 .50Djet、0 .67Djet、0 .83Djet、1 .00Djet和 1.25Djet共6 個位置.圖11 給出了橋上聲屏障在Vjet1= 15 m/s下?lián)舯┝黠L場不同徑向距離的中心橫截面速度流線圖，可以看出：當橋上聲屏障位于風場中心時，氣流方向豎直向下，此時周圍氣流流速較低，當氣流撞擊聲屏障時產(chǎn)生分離，并在橋梁底部形成兩個旋向相反且對稱的渦漩；當橋上聲屏障逐漸遠離風場徑向中心時，其附近風場流速隨之增加，氣流在聲屏障近風場中心側開始分離，在橋上兩側聲屏障之間以及背風場中心側聲屏障遠離風場一端形成渦旋.隨著徑向距離的增加，兩聲屏障之間的旋渦逐漸向背風場中心側聲屏障方向移動，使得背風場中心側聲屏障內(nèi)側面由正壓逐漸減小至負壓.

圖11 橋上聲屏障模型中心截面速度流線圖

橋上聲屏障在Vjet1= 15 m/s下?lián)舯┝黠L場不同徑向距離的橫截面處壓力云圖如圖 12 所示.從圖中觀察得知，當模型位于風場中心正下方時，此時聲屏障和橋體主要受到風場正向壓力的主導作用.然而，隨著模型遠離風場中心，氣流逐漸由下沉氣流轉(zhuǎn)為平運動氣流，聲屏障周圍壓力發(fā)生明顯變化，開始出現(xiàn)近風場中心側與背風場中心側的壓力差.當模型位于 0.50Djet時，聲屏障近風場中心側和橋面仍受到正向壓力，而聲屏障背風場中心側和橋梁底部開始呈現(xiàn)負壓狀態(tài)；當模型位于 0.83Djet時，正向壓力主要在模型近風場中心側區(qū)域分布，兩聲屏障之間由正壓減小至負壓分布；隨著徑向距離增加，當模型位于 1.00Djet時，兩聲屏障之間負壓值達到最大，隨后由于周圍流場流速逐漸減小，負壓作用呈減弱的趨勢.

圖12 不同位置橋—聲屏障中心截面壓強云圖

2.3 聲屏障氣動載荷分析

鐵路聲屏障在下?lián)舯┝髯饔孟庐a(chǎn)生氣動載荷變化，從而造成聲屏障對鐵路線路上的安全威脅.因此，對風場中心不同徑向距離的聲屏障氣動載荷影響進行分析.不同徑向位置聲屏障監(jiān)測單元側向力變化情況如圖13 所示.從圖中可以看出：當聲屏障位于靠近風場中心軸位置時，沿聲屏障長度方向各監(jiān)測單元側向力變化不大；但當聲屏障距風場中心軸徑向距離大于 0.50Djet后，長度方向靠近風場中心軸的監(jiān)測單元側向力較大，隨后向兩側（遠離風場中心）逐漸減小.背風場中心側各監(jiān)測單元受氣動載荷規(guī)律與近風場中心側基本相似.根據(jù)力的變化，可將聲屏障分為3 個區(qū)段，依次為中心段（監(jiān)測單元編號為 -1、0 和1），即下?lián)舯┝魃淞魅肟谌?nèi)；過渡段（監(jiān)測單元編號為 -2、2），即下?lián)舯┝魃淞魅肟谌吘?；外圍段（監(jiān)測單元編號為 -5、-4、-3 和3、4、5），即為下?lián)舯┝魃淞魅肟谌ν猓渲兄行亩伪O(jiān)測單元受到氣動效應影響最大，即聲屏障距風場中心軸線縱向距離主要影響范圍在下?lián)舯┝黠L場射流入口圈內(nèi).

圖13 不同徑向位置聲屏障各監(jiān)測單元側向力變化

為了分析聲屏障側向力隨徑向距離變化規(guī)律，圖14 給出了兩側聲屏障在Vjet1= 15 m/s 下?lián)舯┝黠L場不同徑向位置的最大側向力變化，圖14-a 可以看出：隨著風場徑向距離的增加，近風場中心側聲屏障的側向力呈現(xiàn)出不斷遞增的趨勢，當聲屏障位于 1.00Djet時所受到的側向力最大，當徑向距離大于 1.00Djet后，其側向力數(shù)值呈現(xiàn)下降的趨勢.圖14-b 為不同徑向位置聲屏障背風場中心側最大側向力變化情況，隨著徑向距離的增加，其背風場中心側產(chǎn)生氣流阻礙作用愈加明顯，背風場中心側聲屏障側向力在 0.75Djet后由正向變?yōu)樨撓?，但其側向力絕對值依舊在 1.00Djet位置時達到最大.對比兩側聲屏障側向力，近風場中心側受風場氣動效應影響更為劇烈.

圖14 不同徑向位置聲屏障監(jiān)測單元最大側向力隨徑向距離變化

2.4 不同下?lián)舯┝黠L速下橋上聲屏障氣動特性分析

橋上聲屏障位于下?lián)舯┝黠L場中心徑向位置為y= 1.00Djet時受到的氣動效應最明顯，為探究不同風速下?lián)舯┝鲗蛏下暺琳蠚鈩犹匦缘挠绊?，對下?lián)舯┝黠L場風速分別為Vjet1= 15 m/s、Vjet2= 25 m/s 和Vjet3= 35 m/s時，位于徑向距離y= 1.00Djet時的橋上聲屏障氣動特性進行分析.

聲屏障在不同風速下?lián)舯┝饔绊懴缕渎暺琳媳O(jiān)測單元側向力變化如圖 15 所示.隨著下?lián)舯┝黠L速增加，近風場中心側聲屏障受到水平風速流速增大，因而其側向力數(shù)值整體呈現(xiàn)遞增趨勢，而其長度方向監(jiān)測單元側向力分布規(guī)律保持不變.背風場中心側聲屏障側向力與近風場中心側變化規(guī)律表現(xiàn)一致，其絕對值整體變化隨著風速的增加而呈遞增趨勢.

圖15 不同風速下聲屏障監(jiān)測單元側向力圖

為了得到聲屏障側向力與風速間的關系，圖16 給出了聲屏障監(jiān)測單元最大側向力絕對值隨下?lián)舯┝黠L場風速的變化曲線，可以看出，兩側聲屏障側向力最大絕對值均與風速的平方近似成正比.

圖16 聲屏障最大側向力絕對值隨下?lián)舯┝黠L速變化曲線

3 結論

通過對下?lián)舯┝髯饔孟赂咚勹F路聲屏障氣動特性影響進行分析可以得到：1）沿聲屏障長度方向，當聲屏障位于靠近風場中心軸位置時，各監(jiān)測單元側向力變化不大.但當聲屏障距風場中心軸徑向距離大于 0.50Djet后，長度方向靠近風場中心軸的監(jiān)測單元側向力較大，隨后向兩側（遠離風場中心）逐漸減小，聲屏障距風場中心軸線縱向距離主要影響范圍在下?lián)舯┝黠L場射流入口圈內(nèi)；2）隨著風場徑向距離的增加，近風場中心側聲屏障的側向力呈現(xiàn)出先增大后減小的趨勢，當聲屏障位于 1.00Djet時所受到的側向力最大.背風場中心側聲屏障側向力在 0.75Djet后由正向變?yōu)樨撓?，但其側向力絕對值同樣在 1.00Djet位置時達到最大.對比兩側聲屏障側向力，近風場中心側受風場氣動效應影響更為劇烈；3）隨著下?lián)舯┝黠L速增加，兩側聲屏障側向力均逐漸增大，并與下?lián)舯┝黠L速的平方近似成正比.

本文研究結果可為橋上聲屏障在下?lián)舯┝髯饔孟碌慕Y構安全提供重要的理論依據(jù)，但本次選擇的模型尺寸較為單一，后期將進一步針對不同設計尺寸的聲屏障模型開展全面的模擬與分析.