黃永明 ，何旭輝 ，鄧鍔 ，鄒云峰

(1. 中南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410075；2. 中南大學 高速鐵路建造技術國家工程研究中心，湖南 長沙 410075；3.香港理工大學 國家軌道交通電氣化與自動化工程技術研究中心香港分中心，香港 999077；4.香港理工大學 土木與環(huán)境工程系，香港 999077)

目前，我國高速鐵路建設已處于快速發(fā)展階段，總里程已達3.5萬km[1]，尤其在我國沿海地區(qū)已規(guī)劃(有部分已建成)多條重要的高鐵線路。隨著高鐵線路頻繁穿越居民聚集區(qū)，由列車高速運行所引起的噪聲污染問題也逐漸凸顯[2]，多種型式的聲屏障在該區(qū)域的高鐵沿線得到大量推廣運用。由于受東風氣流、季風槽和西太平洋副熱帶高壓的影響，在西太平洋上生成的臺風有相當大一部分會移向我國，主要在我國東南沿海地區(qū)登陸[3]，從而導致該地區(qū)高鐵橋上聲屏障結構頻繁遭遇強橫風侵襲。高鐵沿線上常用的聲屏障型式有直立板式、半封閉式、全封閉整體弧形式以及全封閉矩形式等[4-5]。其中，全封閉矩形式聲屏障已在部分工程中推廣應用[6]，如：滬杭客專線閔行段經(jīng)林水美地苑小區(qū)段、杭長線金華市東上小區(qū)附近段以及武漢市軌道交通1號線從宗關至黃浦路段等。針對高鐵聲屏障的研究，當前研究主要關注聲屏障的材質(zhì)以及外形等因素對其降噪性能的影響。LEE等[7]基于統(tǒng)計分析，對比金屬聲屏障與塑料聲屏障的吸聲效果差異；ZHANG等[6]對比研究了半封閉聲屏障與直立板聲屏障的隔音效果，結果表明：半封閉聲屏障的隔音效果比直立板聲屏障的隔音效果更佳，其中降噪量高達6 dB；LEE等[8]對新加坡和臺灣的地鐵聲屏障降噪性能進行了對比研究，結果表明：懸臂聲屏障比直立板聲屏障的降噪效果更佳。有部分研究者關注到聲屏障在列車風作用下的氣動壓力問題，并展開了一系列相關研究。例如：DU等[9]通過開展1:20的動列車模型試驗，分析了由列車運行引起的高度分別為0.125 m和0.25 m的直立板聲屏障氣動壓力分布特征；XIONG等[10-11]針對由列車通過所引起的直立板聲屏障內(nèi)側氣動壓力的脈動特征展開了一系列現(xiàn)場實測研究；MENG等[12]采用STAR計算流體軟件，基于延遲分離渦模擬方法(IDDES)建立1:16的列車-直立板聲屏障模型，研究了車頭鼻尖長度對聲屏障的壓力影響規(guī)律。上述研究表明：高速列車運行對直立板式聲屏障的氣動沖擊作用不容忽視。事實上，聲屏障在強橫風作用下同樣易產(chǎn)生劇烈振動，嚴重時甚至可能發(fā)生螺栓松動、斷裂及聲屏障組件板破壞等現(xiàn)象。相對于直立板式聲屏障，全封閉矩形式聲屏障具有更大的迎風面積；同時，為緩解高速列車進(出)聲屏障時產(chǎn)生的微氣壓波效應，往往需要在其進、出口段的頂部進行開孔處理[13-15]，因此該類聲屏障的抗風性能及其間的氣動性能差異將成為高鐵基礎設施結構設計中務必考慮的問題。然而，鮮有研究者關注橫風作用下全封閉矩形聲屏障氣動性能。本文參照中南大學軌道交通安全教育部重點實驗室1:16.8的列車-聲屏障動模型試驗裝置，建立相同比例的橫風-列車-橋梁-聲屏障三維精細化CFD數(shù)值仿真模型，采用大渦模擬(LES)方法分析橫風作用下2種全封閉矩形式聲屏障的氣動壓力以及流場結構；基于本征正交分解(POD)理論，采用Matlab軟件分別對橫風作用下2種聲屏障的繞流流場進行分解，探討各階模態(tài)對湍動能的貢獻，以期為全封閉矩形式聲屏障的抗風設計提供理論依據(jù)。

1 CFD數(shù)值模擬

1.1 大渦模擬(LES)理論

大渦模擬(LES)方法[16]的基本思想是對Navier-Stokes方程進行某種過濾，對大尺度渦結構進行直接求解，而將小于過濾尺度的湍流采用現(xiàn)有模型加以刻畫。其求解過程如下：

式中：G(r，xi)表示濾波函數(shù)；和分別表示過濾后分解得到的速度和壓力；表示亞格子尺度應力張量(即殘余應力)，

1.2 模型概況

數(shù)值模型計算域如圖1(a)所示，以列車模型高度H(H=0.23 m)為度量單位，計算域寬43.5H，高17.8H，長386.9H。其中，全封閉矩形式聲屏障位于計算域中部的橋梁上，其長(L)、寬和高分別為106.1H，3.1H和2.2H；聲屏障底部的橋梁模型參照我國高鐵線路上使用頻率最高的32 m預應力混凝土簡支箱梁按1:16.8比例進行縮尺(該縮尺比例已滿足相關動模型試驗規(guī)范[9]的規(guī)定)，寬和高分別為3.1H和0.8H，橋面距離地面高度為4.4H。對于工況2，聲屏障每端頂部的開孔長度為13H，開孔寬度為1.5H。橫風垂直于線路方向，風速為15 m/s，此時列車(CRH380B型)已停靠于聲屏障的中部。氣動壓力監(jiān)測點位于聲屏障迎風面的內(nèi)、外兩側，如圖1(b)所示。

圖1 幾何模型及測點布置Fig. 1 Geometric model and arrangement of measuring points

模型中使用的邊界條件主要有3類。其中No-slip Wall用于列車表面、聲屏障表面、橋面以及試驗室上下壁面等，Velocity-inlet被用于來流面，Pressure-outlet被用于計算域的前、后兩端以及來流面的對立面。

網(wǎng)格模型如圖2所示，計算域主要采用Poly-Hexcore類型的網(wǎng)格進行離散，其中聲屏障的網(wǎng)格尺寸范圍為0.02～0.03 m，設置5層附面層，第1層網(wǎng)格厚度為0.002 m，相應的y+值處于1～5的范圍(此時可保證第1個內(nèi)節(jié)點處于黏性底層的范圍內(nèi)，即配置到旺盛湍流區(qū)域)。網(wǎng)格單元總數(shù)量約為1 500萬，并采用Fluent中的LES方法進行瞬態(tài)求解，時間步長設置為10-4s。

圖2 網(wǎng)格模型Fig. 2 Geometric model

1.3 數(shù)據(jù)處理

為使壓力結果具有可對比性，將數(shù)值計算所得的壓力數(shù)據(jù)按式(4)進行無量綱化處理[17]。

式中：CP為壓力系數(shù)；ρ為空氣密度；Va為來流風速；Pi為計算得到的測點壓力值；P0為環(huán)境的參考氣壓。

1.4 模型驗證

為驗證數(shù)值模型的可靠性，將動列車模型試驗結果與相應的數(shù)值計算結果進行對比。在該試驗中(如圖3)，列車模型運行速度為350 km/h(經(jīng)估算，相應的雷諾數(shù)不低于2.5×105，滿足歐盟標準的相關規(guī)定[9])，無橫風作用，采用Honeywell DC030NDC4微差壓傳感器獲取聲屏障內(nèi)側(近車側)測點#1-2，#5-2以及#9-2的壓力時程數(shù)據(jù)，并采用1階低通巴特沃斯濾波器對原始數(shù)據(jù)進行濾波處理，濾波截止頻率為20 Hz；數(shù)值計算仍采用LES湍流模擬方案，橫風風速設置為0 m/s，聲屏障尺寸和車速等其余條件均與試驗保持一致，二者相應結果對比情況如圖4所示。

圖3 動模型試驗裝置Fig. 3 Device for moving train model test

由圖4可知，數(shù)值模擬所獲得的測點氣動壓力時程曲線的脈動規(guī)律與相應試驗結果基本吻合，壓力幅值相差在5%以內(nèi)。因此，可認為該數(shù)值模型以及模擬方案是可靠的。

圖4 結果對比Fig. 4 Comparison of results

為進一步驗證橫風作用下聲屏障表面壓力結果的可靠性，參照敬海泉等[17]中縮尺比為1:15的全封閉弧形聲屏障風洞試驗裝置，基于本文的數(shù)值方法建立了一個與之對應的數(shù)值模型(如圖5(b))，并取聲屏障中部斷面上外側的壓力系數(shù)作為驗證指標。圖5(c)為風洞試驗結果與相應的數(shù)值模擬結果的對比，由圖可知：二者結果最大差異處位于63°附近，相差僅為6.2%，可認為本文的橫風作用下的數(shù)值模擬結果仍是可靠的。

圖5 橫風下聲屏障外側壓力結果驗證Fig. 5 Verification of the results of aerodynamic pressure outside the noise barrier under crosswind

2 本征正交分解(POD)方法

本征正交分解(POD)是一種識別湍流特征和關鍵事件的重要方法[18]。進行POD模態(tài)分解首先需要從各瞬態(tài)快照流場U(ξ，t)中分離出平均速度場U(ξ)，后續(xù)的流場分解主要針對流場脈動分量x(t)展開。流場脈動分量x(t)計算公式如下：

隨后計算給定流場數(shù)據(jù)的特征值λj與特征向量ψj，計算公式如下：

式中：R為流場脈動分量x(t)的自相關矩陣，Rn為n維向量空間?？筛鶕?jù)下式計算：

矩陣X表示m張快照數(shù)據(jù)的組成的合矩陣，如下式所示。

求取以上特征值與特征向量后，POD模態(tài)通過下式構建：

式中，特征值λj為每一階POD模態(tài)的湍流動能，通過特征值大小可確定每一階POD模態(tài)對湍流流場的貢獻程度。通常，前r階POD模態(tài)往往占據(jù)流場90%以上的湍流動能，因此僅需保留r(r

通過以上方法即可有效將高維(n維)流場轉化為僅包含r階模態(tài)的降階流場。POD系數(shù)計算公式如下：

為獲得可靠的POD模態(tài)，POD分解的采樣頻率為1 500 Hz，瞬時采樣數(shù)為1 000幀。

3 結果分析

3.1 氣動壓力時程

圖6為橫風風速為15 m/s時，2種(工況1和2)全封閉矩形式聲屏障在同一高度(H)上內(nèi)側與外側各測點的壓力時程曲線，表1給出了各測點處壓力均值和相應湍流強度的統(tǒng)計情況。圖7則進一步給出了2個工況中C1和C5截面上不同高度測點的壓力時程曲線。

表1 2工況中各測點處的壓力均值與湍流度統(tǒng)計Table 1 Mean pressure and turbulence intensity at each measuring point in the two cases

圖6 各截面測點的氣動壓力時程曲線Fig. 6 Time-history curves of the aerodynamic pressure at the measuring points of each section

由圖6和圖7分析可知：

圖7 C1和C5截面測點的氣動壓力時程曲線Fig. 7 Time-history curves of the aerodynamic pressure at the measuring points of C1 and C5 sections

全封閉式聲屏障受橫風作用時，盡管來流橫風的風速恒定，內(nèi)、外側測點氣動壓力均出現(xiàn)劇烈波動，且內(nèi)側壓力均值為負，外側壓力均值為正。2種全封閉式聲屏障所受的氣動壓力均表現(xiàn)出劇烈的脈動特性，且湍流強度在縱向分布上均呈現(xiàn)出兩端小、中間大的規(guī)律，內(nèi)側測點的湍流強度均高于外側相應測點，該差異在C5截面上表現(xiàn)最為顯著。同一截面上不同高度處測點的壓力時程是幾乎吻合的，說明在橫風來流均勻恒定的條件下，全封閉矩形聲屏障所受的氣動壓力分布具有顯著的二維特性。

相對于工況1，在進、出口頂部開孔的全封閉矩形式聲屏障內(nèi)側測點的負壓值進一步降低，且湍流強度進一步升高。以C5截面為例(表1)，內(nèi)側測點壓力均值降低82%，湍流強度升高114%。因此，全封閉矩形式聲屏障在進、出口頂部開孔將導致橫風風致振動加劇。

3.2 流場特性

圖8分別為2種聲屏障的橫斷面與水平面瞬態(tài)流場結構對比圖。由圖8分析可知：

在橫斷面上，2種工況中橋梁翼緣板下部以及聲屏障頂部隅角處均出現(xiàn)了相似的渦量局部增大現(xiàn)象。這是因為上述位置的局部結構相同，流場經(jīng)過這幾個位置時受到阻礙，風速出現(xiàn)扭轉應力增大現(xiàn)象，從而導致渦量增加。除S1和S5截面外，2種全封閉式聲屏障的流場結構高度相似，即：頂板出現(xiàn)正渦量區(qū)，背風側由于橫風繞流出現(xiàn)1至2個主渦旋。2種工況的流場結構差異之處主要體現(xiàn)在進出口段(S1和S5截面)，即：工況1頂部出現(xiàn)與頂板寬度相當?shù)拇蟪叨葴u旋結構，而工況2中由于聲屏障兩端結構未封閉，其頂部難以形成大尺度渦旋結構。此外，2種工況中，聲屏障的內(nèi)部流場均出現(xiàn)異于S2-S4截面的非源流性不規(guī)則流場，然而矩形進出口開孔式聲屏障內(nèi)部則呈現(xiàn)更為劇烈的湍流現(xiàn)象，這可能是進、出口開孔式聲屏障內(nèi)部測點壓力均值與脈動程度均大于未開孔的全封閉矩形式聲屏障相應值的原因。

在水平面上，2種聲屏障繞流流場的相似之處表現(xiàn)在：迎風側的都處于均勻流場中，背風側流場紊亂無序，渦量分布也無規(guī)律可循。2種聲屏障的兩端均出現(xiàn)端部繞流現(xiàn)象，從而引起進出口段的渦量分布呈現(xiàn)無序性。2種聲屏障流場的主要差異在于：相比于工況1，進、出口開孔式聲屏障出現(xiàn)端部繞流現(xiàn)象的縱向區(qū)域更長，這是矩形進出口開口式聲屏障壓力兩端小中間大的主要原因。

3.3 POD模態(tài)特征

圖9給出了2種工況條件下對應于圖8(a)中的聲屏障S1和S3截面的前10階模態(tài)能量占比圖。由圖9分析可知，對于2種全封閉矩形式聲屏障，隨POD模態(tài)階數(shù)增加，其繞流的湍流能占比均呈急劇下降，且1階和2階湍流能占比之和均達到百分之95%以上。S1截面的2階湍流能占比高于S3截面相應值，說明全封閉矩形式聲屏障進、出口段橫風繞流的2階模態(tài)對湍流的貢獻大于中間截面。

圖9 兩工況條件下前10階模態(tài)湍流能占比Fig. 9 Turbulent energy proportion of the first 10 modes under 2 working conditions

為進一步分析2種全封閉矩形式聲屏障進、出口段POD模態(tài)差異，圖10(a)和10(b)分別給出了2種工況條件下聲屏障S1截面的平均模態(tài)及前3階模態(tài)，其中模態(tài)云圖采用渦量進行染色。

由圖10分析可知：

圖10 2工況條件下聲屏障S1截面上繞流流場的POD模態(tài)Fig. 10 POD modes of flow field around S1 section of noise barrier under 2 working conditions

全封閉式聲屏障的平均模態(tài)與圖8(a)中的瞬態(tài)流場在渦量分布位置以及渦量相對大小等方面呈現(xiàn)出較高的相似性，說明本文所采用的POD分解方法真實可靠。

圖8 瞬態(tài)流場結構對比Fig. 8 Comparison of transient flow field structures

2種全封閉矩形式聲屏障繞流流場的各階模態(tài)的特征基本一致，僅渦量值隨模態(tài)增加而降低，說明全封閉矩形式聲屏障繞流湍流的模態(tài)構成較為簡單。

對于工況1，其頂板外側及背風側板外側附著一系列小尺度正負交替渦旋，頂板處的渦是由橫風受迎風側隅角阻礙而產(chǎn)生，而附著于背風側板的渦流則主要由橫風擾流所致；同時，聲屏障內(nèi)部也可觀察到少量離散小渦，且大部分分布在頂板與迎風側板，其主要是由端部繞流產(chǎn)生(圖8(b))。

相對于工況1，工況2的聲屏障內(nèi)、外部流場的各階模態(tài)的渦量梯度變化更為劇烈，且前3階模態(tài)之間的差異顯著，這進一步表明進、出口開孔式全封閉矩形聲屏障在進、出口段橫風繞流的湍流模態(tài)組成極為復雜，這也是工況2條件下聲屏障內(nèi)部壓力脈動程度遠高于工況1相應值的主要原因。

4 結論

1) 全封閉矩形式聲屏障繞流流場的湍流強度在縱向分布上呈兩端小、中間大的規(guī)律，內(nèi)部區(qū)域流場的湍流強度高于相應的聲屏障外側，該差異在聲屏障中間區(qū)段表現(xiàn)最為顯著。

2) 在聲屏障進、出口頂部開孔將導致全封閉矩形式聲屏障內(nèi)側的負壓值進一步降低，且湍流強度進一步升高，其中相應測點壓力均值降低82%，湍流強度升高114%。

3) 對于2種全封閉矩形式聲屏障，隨POD模態(tài)階數(shù)增加，其繞流的湍流能占比均呈急劇下降，且1階和2階湍流能占比之和均達到95%以上。

4) 相對于全封閉矩形式聲屏障，進、出口開孔式聲屏障出現(xiàn)端部繞流現(xiàn)象的縱向區(qū)域更長，且相應的湍流模態(tài)組成極為復雜，全封閉矩形式聲屏障在進、出口頂部開孔將導致橫風風致振動加劇。