杜禮明, 卞晨杰, 周美吉

(1.大連交通大學(xué)機(jī)車車輛工程學(xué)院, 大連 116028; 2.大連交通大學(xué)土木工程學(xué)院, 大連 116028)

風(fēng)屏障是大風(fēng)區(qū)保證高速列車行駛安全的主要手段之一。鐵路沿線的風(fēng)屏障在實(shí)際工作環(huán)境中受力情況比較復(fù)雜:一方面長(zhǎng)期受到自然風(fēng)載荷的作用,載荷強(qiáng)度方向及持續(xù)作用的時(shí)間都不固定;另一方面,當(dāng)高速列車通過時(shí)帶來的列車風(fēng)載荷以沖擊載荷的形式作用在風(fēng)屏障上。當(dāng)兩種復(fù)雜載荷耦合作用在風(fēng)屏障上時(shí),風(fēng)屏障會(huì)產(chǎn)生各種復(fù)雜的彎曲、扭轉(zhuǎn)等變形。因此,有必要對(duì)風(fēng)屏障的強(qiáng)度進(jìn)行研究。

Xiang等[1]通過風(fēng)洞試驗(yàn)和移動(dòng)車輛模型研究了風(fēng)速、車速、不同風(fēng)屏障高度和風(fēng)向?qū)囕v風(fēng)荷載的影響。Gu等[2]研究了不同彎曲角度的波紋風(fēng)屏障背風(fēng)側(cè)的流場(chǎng)變化及其對(duì)橋上列車的遮蔽性能。Xue等[3]研究了不同高度和不同通風(fēng)比的風(fēng)屏障對(duì)車-橋系統(tǒng)的氣動(dòng)性能和動(dòng)力響應(yīng)的影響。從俊林等[4]提取橋梁表面的風(fēng)壓時(shí)程曲線,并在橋梁的固體結(jié)構(gòu)模型上加載,并對(duì)橋梁固體模型進(jìn)行了特征值分析、模態(tài)分析等動(dòng)力學(xué)分析。劉功玉等[5]對(duì)聲屏障進(jìn)行了動(dòng)力響應(yīng)分析,根據(jù)自然風(fēng)載荷和列車風(fēng)載荷耦合激勵(lì)下的時(shí)域分析,對(duì)聲屏障的結(jié)構(gòu)位移峰值進(jìn)行快速傅里葉變換并得出不同工況下聲屏障結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)。王玉晶等[6]建立了不同開孔形式的風(fēng)屏障-車-橋系統(tǒng)的數(shù)值模型,研究了不同開孔形式的風(fēng)屏障對(duì)車橋系統(tǒng)氣動(dòng)特性和流場(chǎng)的影響,發(fā)現(xiàn)風(fēng)屏障開孔形式對(duì)車輛阻力系數(shù)的影響較大。趙萌等[7]建立了受電弓-列車-接觸網(wǎng)的氣動(dòng)模型,通過分離渦方法研究了橫風(fēng)下受電弓在開口和閉口姿態(tài)下運(yùn)行時(shí)的非定常氣動(dòng)特性?？到〉萚8]分析了列車經(jīng)過風(fēng)屏障時(shí)聲屏障表面的氣動(dòng)壓力分布,對(duì)聲屏障結(jié)構(gòu)進(jìn)行單向流固耦合計(jì)算。姚憉等[9]建立了風(fēng)屏障-列車的流場(chǎng)模型以及風(fēng)屏障的固體結(jié)構(gòu)模型并對(duì)風(fēng)屏障進(jìn)行氣動(dòng)力分析。Tokunaga等[10]對(duì)半覆蓋擋雪式風(fēng)屏障進(jìn)行了模態(tài)分析,并通過實(shí)車實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬方法相結(jié)合的方法,避免聲屏障在脈動(dòng)風(fēng)壓下的共振現(xiàn)象,并根據(jù)研究結(jié)果提出簡(jiǎn)化算法,為聲屏障設(shè)計(jì)提供規(guī)范和準(zhǔn)則。郭薇薇等[11]對(duì)在實(shí)際環(huán)境中受到自然風(fēng)與列車風(fēng)耦合作用的風(fēng)屏障進(jìn)行有限元分析,根據(jù)有限元分析的計(jì)算結(jié)果得到風(fēng)屏障各關(guān)鍵點(diǎn)處的應(yīng)力時(shí)程曲線。王國(guó)華[12]研究了高架橋上的聲屏障在經(jīng)歷車輛擾動(dòng)時(shí)表面的風(fēng)載荷以及氣動(dòng)力,并根據(jù)氣動(dòng)力的分布,結(jié)合車輛行駛的位置,得出氣動(dòng)力在聲屏障上的分布規(guī)律。

目前在風(fēng)屏障的設(shè)計(jì)與研究中,大多采用風(fēng)速恒定的橫風(fēng),不能真實(shí)反映風(fēng)屏障在實(shí)際環(huán)境中的氣動(dòng)載荷情況。另外,中外對(duì)于風(fēng)屏障的氣動(dòng)性能研究較多,但關(guān)于風(fēng)屏障在氣動(dòng)載荷作用下結(jié)構(gòu)強(qiáng)度性能的研究較少。現(xiàn)采用突變風(fēng)模型模擬自然風(fēng),并通過Ansys-Abaqus-Mpcci聯(lián)合仿真,將自然風(fēng)與列車風(fēng)耦合作用的氣動(dòng)壓力加載到風(fēng)屏障固體結(jié)構(gòu),實(shí)現(xiàn)單向流固耦合。基于流固耦合方法,對(duì)風(fēng)屏障進(jìn)行模態(tài)和強(qiáng)度分析,為風(fēng)屏障的設(shè)計(jì)與安裝提供參考。

1 數(shù)值模型及計(jì)算方法

1.1 流體計(jì)算域模型

流場(chǎng)區(qū)域長(zhǎng)400 m、寬100 m、高40 m,如圖1所示。高速列車采用CRH3型高速列車為原車型,忽略受電弓、轉(zhuǎn)向架及空調(diào)出風(fēng)口等細(xì)微結(jié)構(gòu)[13]。

圖1 計(jì)算域示意圖

1.2 固體計(jì)算域模型

圖2所示為ABAQUS中建立的風(fēng)屏障固體結(jié)構(gòu)模型,整個(gè)風(fēng)屏障模型由51個(gè)H形鋼結(jié)構(gòu)立柱,50塊鋁合金單元板以及200個(gè)防震橡膠墊組成。每個(gè)風(fēng)屏障單元分別由兩個(gè)H形鋼立柱、一個(gè)鋁合金單元板以及4個(gè)防震橡膠墊組成,其中兩個(gè)H形立柱分別在鋁合金單元板的兩端,起到固定作用,在鋁合金單元板與鋼立柱之間的空隙分別采用4個(gè)防震橡膠墊填充。鋁合金單元板長(zhǎng)2 m、高3.95 m、寬127 mm,H形鋼立柱采用高3.95 m,相鄰H形鋼立柱之間的距離為2 m,H形鋼的型號(hào)為HW175×175[14],防震橡膠墊高3.95 m、長(zhǎng)83.75 mm、寬13 mm。

圖2 風(fēng)屏障固體結(jié)構(gòu)模型示意圖

1.3 流體計(jì)算域網(wǎng)格

風(fēng)屏障、列車及其周圍的氣流是本文的研究對(duì)象,因此,列車周圍至風(fēng)屏障區(qū)域網(wǎng)格設(shè)置較密,尤其在列車車頭部位較為復(fù)雜,采用較小尺寸的網(wǎng)格進(jìn)行劃分;其他區(qū)域不作為研究的重點(diǎn),因此采用較粗的網(wǎng)格進(jìn)行劃分。為保證計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性,整個(gè)流場(chǎng)區(qū)域均采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,流場(chǎng)計(jì)算區(qū)域的具體網(wǎng)格劃分如圖3所示。

圖3 計(jì)算域的網(wǎng)格劃分

1.4 固體計(jì)算域網(wǎng)格

在實(shí)際的風(fēng)屏障受力中,H形鋼立柱最容易受到破壞,而防震橡膠墊以及鋁合金單元板由于材質(zhì)的原因,安全性較高,不容易出現(xiàn)破壞。因此在劃分網(wǎng)格時(shí),H形鋼立柱網(wǎng)格劃分較為密集,鋁合金單元板以及防震橡膠墊網(wǎng)格單元較少,其中,每個(gè)單元板劃分800個(gè)單元格,每個(gè)防震橡膠墊劃分60個(gè)單元格,每個(gè)H形鋼立柱劃分2 320個(gè)單元格,整個(gè)風(fēng)屏障共劃分為17萬(wàn)左右的單元格,如圖4所示。

圖4 風(fēng)屏障離散化模型

1.5 計(jì)算方法與邊界條件設(shè)置

由于列車、風(fēng)屏障之間的氣流速度低于0.3 Ma,可以將本文中的流動(dòng)視為不可壓縮的流動(dòng)。

湍流模型采用RNG型κ-ε,采用壓力修正采用SIMPLE算法計(jì)算壓力和速度的耦合。流體域邊界條件設(shè)置如圖5所示。

圖5 邊界條件示意圖

1.6 風(fēng)屏障材料及接觸條件設(shè)置

表1為鋼立柱以及鋁合金單元板的物理和力學(xué)性能[9]。超彈性材料模型選用Mooney-Rivlin本構(gòu)模型大致模擬,Mooney-Rivlin本構(gòu)模型的3個(gè)參數(shù)設(shè)定為:D1=0,C10=0.176 4,C01=4.31×10-3。

表1 風(fēng)屏障各部件材料的物理與力學(xué)性能

H形鋼立柱的底部固定樁固定不動(dòng)。風(fēng)屏障各部件大部分通過插板結(jié)構(gòu)或者過盈配合連接在一起,因此分別設(shè)置風(fēng)屏障的翼板內(nèi)部面與防震橡膠墊的兩個(gè)接觸面設(shè)置為“Tie”綁定約束,鋁合金單元板與防震橡膠墊的兩個(gè)接觸面同樣設(shè)置為“Tie”綁定約束,并設(shè)置風(fēng)屏障的自重。

2 風(fēng)屏障結(jié)構(gòu)模態(tài)分析

風(fēng)屏障在實(shí)際環(huán)境中受到列車風(fēng)以及自然突變風(fēng)的作用。風(fēng)屏障自身結(jié)構(gòu)會(huì)存在一定的自振頻率。當(dāng)高速列車經(jīng)過風(fēng)屏障覆蓋的路段時(shí),由于列車風(fēng)的脈動(dòng)效應(yīng),當(dāng)列車風(fēng)的振動(dòng)頻率與風(fēng)屏障的自振頻率大致相同時(shí),會(huì)引起風(fēng)屏障與列車風(fēng)的共振現(xiàn)象。這會(huì)使風(fēng)屏障本身振動(dòng)幅度變大,當(dāng)風(fēng)屏障各部件長(zhǎng)期受到共振現(xiàn)象的影響時(shí),一方面會(huì)使風(fēng)屏障各部件的變形幅度增大,從而使得風(fēng)屏障各部件容易出現(xiàn)斷裂等破壞現(xiàn)象;另一方面,共振現(xiàn)象嚴(yán)重時(shí)會(huì)導(dǎo)致風(fēng)屏障各部件因連接松動(dòng)而倒在路軌上的現(xiàn)象,對(duì)列車行車安全造成隱患。因此對(duì)風(fēng)屏障進(jìn)行模態(tài)分析,確保風(fēng)屏障不會(huì)出現(xiàn)共振現(xiàn)象。

風(fēng)屏障所受到的外界的激勵(lì)主要由高速列車行駛時(shí)造成的列車風(fēng)脈動(dòng)風(fēng)壓,由廣義頻率計(jì)算公式可以大致計(jì)算列車脈動(dòng)壓力[15],即

f=v/L

(1)

式(1)中:f為高速列車脈動(dòng)壓力的頻率,Hz;v為高速列車的行駛速度,m/s;L為列車的長(zhǎng)度,m。

由于出現(xiàn)列車風(fēng)的脈動(dòng)變化基本上都在頭車或者尾車的車頭處,因此造成列車風(fēng)脈動(dòng)壓力變化的列車長(zhǎng)度為頭車或者尾車的長(zhǎng)度,即25.52 m。由式(1)可以得到不同列車行駛速度的脈動(dòng)頻率,具體頻率大小如表2所示。

表2 不同行駛速度下列車風(fēng)脈動(dòng)頻率

對(duì)風(fēng)屏障進(jìn)行模態(tài)分析,取模態(tài)分析的前10階的自振頻率,與列車風(fēng)的脈動(dòng)頻率相對(duì)比,表3所示為風(fēng)屏障固體結(jié)構(gòu)的自振頻率。圖6為風(fēng)屏障1～8階的振型圖。

表3 風(fēng)屏障結(jié)構(gòu)振動(dòng)頻率

圖6 風(fēng)屏障1～8階振型圖

從上述風(fēng)屏障固體結(jié)構(gòu)模態(tài)分析結(jié)果可以看到,風(fēng)屏障的自振頻率最小在一階振型,其振動(dòng)的頻率為6.107 2 Hz,相對(duì)于高速列車行駛速度為400 km/h的脈動(dòng)風(fēng)壓振動(dòng)頻率4.35 Hz,是其振動(dòng)頻率的1.4倍。因此,本文所建立的風(fēng)屏障固體結(jié)構(gòu)模型與列車脈動(dòng)風(fēng)壓不會(huì)產(chǎn)生共振現(xiàn)象,該固體結(jié)構(gòu)模型可以用于后續(xù)的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析。

3 風(fēng)屏障結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析

分析2種工況下的風(fēng)屏障固體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度,分別為中心距3.5 m,高速列車行駛速度400 km/h,列車風(fēng)單獨(dú)作用下的風(fēng)屏障固體結(jié)構(gòu)分析以及突變風(fēng)與列車風(fēng)耦合作用下的風(fēng)屏障固體結(jié)構(gòu)分析。由于主要分析風(fēng)屏障在兩種類型風(fēng)作用下的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析,因此只分析列車車頭進(jìn)入風(fēng)屏障一直到列車車尾離開風(fēng)屏障的時(shí)刻。

3.1 列車風(fēng)單獨(dú)作用下風(fēng)屏障結(jié)構(gòu)強(qiáng)度

圖7(a)中黑色豎線為高速列車的車頭相對(duì)于風(fēng)屏障的位置。當(dāng)高速列車駛?cè)腼L(fēng)屏障時(shí),由于車頭帶來的頭波氣動(dòng)壓力作用在風(fēng)屏障上,導(dǎo)致氣動(dòng)壓力由中間向四周擴(kuò)散,并且隨著擴(kuò)散,壓力越來越小。如圖7(b)所示,當(dāng)列車的頭波氣動(dòng)壓力作用在風(fēng)屏障上時(shí),而頭波氣動(dòng)壓力最大處并不是風(fēng)屏障位移變化最大的地方,原因在于當(dāng)風(fēng)屏障在頭波的最大壓力處受到氣動(dòng)壓力時(shí),由于風(fēng)屏障的中間部位受到最大的壓力,而由于風(fēng)屏障的整體結(jié)構(gòu)相互支撐的作用,使得風(fēng)屏障所受到的壓力向風(fēng)屏障的其他部位傳遞。由于風(fēng)屏障的底部與大地連接在一起,因此向風(fēng)屏障底部傳遞的力最終與風(fēng)屏障底部的支撐力相互作用,并未在風(fēng)屏障底部形成較大的位移,但由于壓力與支撐力之間的相互作用,導(dǎo)致在風(fēng)屏障的H形鋼立柱的底端形成了較大的應(yīng)力,如圖7(c)所示。越靠近風(fēng)屏障底端,鋼立柱的應(yīng)力越大;而由風(fēng)屏障的中間位置向風(fēng)屏障頂端傳遞的力,由于風(fēng)屏障的頂端與風(fēng)屏障底部的支撐力相隔較遠(yuǎn),因此并沒有與支撐力相互作用,而在風(fēng)屏障頂部以產(chǎn)生位移的方式將作用力釋放,因此形成了如圖7(b)中的風(fēng)屏障位移云圖,風(fēng)屏障由于列車風(fēng)的氣動(dòng)壓力作用形成的位移由底部到頂部逐漸增大,最大位移出現(xiàn)在風(fēng)屏障的頂部,大約為0.144 mm。風(fēng)屏障主要用H形鋼立柱用來抵抗整個(gè)風(fēng)屏障的變形,因此在鋼立柱上的Mises應(yīng)力最大,遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于鋁合金單元板以及橡膠材料的應(yīng)力,鋼立柱上最大Mises應(yīng)力大約為22.6 MPa。

圖8為高速列車完全駛?cè)腼L(fēng)屏障時(shí)壓力及位移云圖,圖8(a)中的兩條豎線分別為列車在風(fēng)屏障中車頭以及車尾的位置。由圖8(a)與圖8(b)、圖8(c)對(duì)比可以看到,風(fēng)屏障上氣動(dòng)壓力出現(xiàn)頭波與尾波的位置與風(fēng)屏障上對(duì)應(yīng)的位置并不完全一致,具體體現(xiàn)在頭波上具有超前的現(xiàn)象,原因在于,當(dāng)高速列車車頭行駛到風(fēng)屏障時(shí),由于列車車頭對(duì)于空氣的擠壓作用,使得空氣向車頭前方擴(kuò)散,因此也在風(fēng)屏障上形成了位移變化,風(fēng)屏障的位移在頭車附近具有“超前效應(yīng)”;而當(dāng)列車尾車經(jīng)過風(fēng)屏障時(shí),由于列車尾車在風(fēng)屏障上形成尾波時(shí),體現(xiàn)了先負(fù)壓后正壓的現(xiàn)象,因此當(dāng)列車行駛過之后,列車行駛的負(fù)壓空間,首先被氣流充滿,并在風(fēng)屏障上的位移上體現(xiàn)出“滯后效應(yīng)”,因此上一時(shí)刻的高速列車尾波正壓形成了Z軸負(fù)方向的位移,這一時(shí)刻的高速列車尾波負(fù)壓形成了Z軸正方向的位移。

圖8 列車完全駛?cè)腼L(fēng)屏障壓力及位移云圖

在頭車的一個(gè)作用位置,風(fēng)屏障在極短的距離具有正位移、負(fù)位移同時(shí)出現(xiàn)的現(xiàn)象,即當(dāng)高速列車車頭以及車尾經(jīng)過風(fēng)屏障時(shí),會(huì)給風(fēng)屏障帶來扭轉(zhuǎn)的作用效果。如圖8(b)和圖8(c)所示,風(fēng)屏障在頭波作用下,最大正位移大約為0.383 mm,最大負(fù)位移為0.215 mm,正、負(fù)位移相互疊加,風(fēng)屏障在頭波作用下扭轉(zhuǎn)的最大位移為0.598 mm;風(fēng)屏障在尾波作用下,最大正位移為0.33 mm,最大負(fù)位移為0.215 mm,正、負(fù)位移相互疊加,風(fēng)屏障在尾波作用下最大位移為0.545 mm。風(fēng)屏障在整個(gè)列車作用下,共扭轉(zhuǎn)3次,其中高速列車經(jīng)過時(shí),頭波與尾波的單獨(dú)作用使得風(fēng)屏障各扭轉(zhuǎn)一次,且發(fā)生扭轉(zhuǎn)的風(fēng)屏障距離較短;同時(shí)頭波與尾波的相互作用使得風(fēng)屏障扭轉(zhuǎn)一次,風(fēng)屏障發(fā)生扭轉(zhuǎn)的距離較長(zhǎng)。

圖8(d)和圖8(e)為列車完全駛?cè)腼L(fēng)屏障覆蓋區(qū)域的Mises應(yīng)力細(xì)節(jié)云圖。當(dāng)列車風(fēng)載荷以脈動(dòng)壓力的形式加載到風(fēng)屏障上時(shí),應(yīng)力由直接作用區(qū)域向四周擴(kuò)散,當(dāng)壓力作用向風(fēng)屏障頂部擴(kuò)散時(shí),由于頂部受結(jié)構(gòu)支撐力較小,因此風(fēng)屏障最終以位移的形式釋放壓力,正位移、負(fù)位移都集中在風(fēng)屏障的頂部區(qū)域;當(dāng)壓力作用向風(fēng)屏障底部擴(kuò)散時(shí),由于風(fēng)屏障底部區(qū)域受到支撐力較大,最終壓力的作用效果與風(fēng)屏障支撐力相互作用,當(dāng)受到壓力作用時(shí),風(fēng)屏障結(jié)構(gòu)中的H形鋼立柱底部承受較大的應(yīng)力變化,其中最大應(yīng)力出現(xiàn)在H形鋼立柱的邊緣,達(dá)到26.38 MPa。

圖9為尾車駛離風(fēng)屏障時(shí)的壓力以及位移云圖。圖9(a)中的豎線表示列車的尾車,由圖9(b)可以看到,當(dāng)高速列車的尾車靠近風(fēng)屏障的邊界時(shí),尾車形成的尾波氣動(dòng)壓力造成了風(fēng)屏障的強(qiáng)烈變形,尤其對(duì)負(fù)位移的影響較為嚴(yán)重。當(dāng)列車車身完全駛?cè)腼L(fēng)屏障覆蓋區(qū)域時(shí),高速列車行駛的尾波對(duì)風(fēng)屏障造成最大的負(fù)位移為0.215 mm,而當(dāng)列車的尾車將要駛離風(fēng)屏障時(shí),高速列車尾波對(duì)風(fēng)屏障造成的負(fù)位移最大為0.286 mm,增加了33.0%,壓力與風(fēng)屏障結(jié)構(gòu)中的H形鋼立柱的支撐力相互作用,最終以風(fēng)屏障H形鋼立柱產(chǎn)生的應(yīng)力釋放;而當(dāng)列車靠近風(fēng)屏障覆蓋區(qū)域的邊緣時(shí),壓力向風(fēng)屏障頂部以及橫向傳播都會(huì)以風(fēng)屏障產(chǎn)生位移的形式來釋放壓力,因此,在高速列車尾車駛離風(fēng)屏障時(shí),風(fēng)屏障產(chǎn)生的負(fù)位移有較大的增長(zhǎng)。同時(shí),由于風(fēng)屏障在列車尾波的作用下頂部的位移相對(duì)較大,使得風(fēng)屏障底部的鋼立柱受到更大的作用力,從而使得風(fēng)屏障上H形鋼立柱的應(yīng)力也大幅增加,增加到了33.15 MPa,相對(duì)于列車車身完全駛?cè)腼L(fēng)屏障覆蓋區(qū)域的26.38 MPa,最大Mises應(yīng)力增加了25.7%。因此當(dāng)高速列車開始駛?cè)腼L(fēng)屏障以及即將駛離風(fēng)屏障時(shí),風(fēng)屏障最容易受到破壞,需要引起注意。

圖9 尾車駛離風(fēng)屏障時(shí)壓力及位移云圖

3.2 突變風(fēng)與列車風(fēng)耦合作用下風(fēng)屏障結(jié)構(gòu)強(qiáng)度

突變風(fēng)的風(fēng)速隨時(shí)間變化,風(fēng)屏障所受的壓力不光與列車的行駛位置有關(guān),還與突變風(fēng)的風(fēng)速變化有關(guān),因此根據(jù)風(fēng)屏障上監(jiān)測(cè)點(diǎn)處的壓力時(shí)程變化曲線以及突變風(fēng)的風(fēng)速函數(shù)曲線確定研究的時(shí)刻。圖10為風(fēng)屏障背風(fēng)側(cè)的監(jiān)測(cè)點(diǎn)設(shè)置,圖11為風(fēng)屏障迎風(fēng)側(cè)的監(jiān)測(cè)點(diǎn)設(shè)置。

圖10 風(fēng)屏障背風(fēng)側(cè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)示意圖

圖11 風(fēng)屏障迎風(fēng)側(cè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)示意圖

圖12為風(fēng)屏障監(jiān)測(cè)點(diǎn)處的壓力時(shí)程,風(fēng)屏障迎風(fēng)側(cè)的壓力明顯高于風(fēng)屏障的背風(fēng)側(cè)的壓力,且從風(fēng)屏障的底部到頂部,所受到的壓力逐漸增大,圖12中監(jiān)測(cè)點(diǎn)d2與d3處的氣動(dòng)壓力時(shí)程曲線幾乎重合,即風(fēng)屏障的中部與底部受壓高于頂部,數(shù)值大小相同。由于列車風(fēng)與突變風(fēng)的方向相反,因此兩種風(fēng)耦合作用時(shí),會(huì)使得耦合風(fēng)的數(shù)值整體變小,故列車背風(fēng)側(cè)的壓力數(shù)值小于迎風(fēng)側(cè)的壓力,但由于列車風(fēng)為脈動(dòng)風(fēng),會(huì)在短時(shí)間內(nèi)存在壓力變化幅度較大的情況,當(dāng)列車風(fēng)與突變風(fēng)耦合時(shí),會(huì)出現(xiàn)脈動(dòng)現(xiàn)象。

圖12 風(fēng)屏障監(jiān)測(cè)點(diǎn)處的壓力時(shí)程曲線

當(dāng)風(fēng)屏障同時(shí)受到突變風(fēng)與列車風(fēng)耦合作用時(shí),風(fēng)屏障表面的氣動(dòng)壓力存在3個(gè)正壓峰值以及3個(gè)負(fù)壓峰值,在每個(gè)正壓峰值與負(fù)壓峰值之間都存在正負(fù)壓轉(zhuǎn)換的情況,在風(fēng)屏障上體現(xiàn)為其不僅受到壓力直接作用,還受到扭轉(zhuǎn)力矩的影響。根據(jù)風(fēng)屏障監(jiān)測(cè)點(diǎn)處的壓力時(shí)程曲線,確定研究突變風(fēng)與列車風(fēng)耦合作用工況的時(shí)刻為1.02、1.23、1.59、1.65 s。

圖13(a)所示為1.02 s時(shí)風(fēng)屏障及周邊的氣動(dòng)壓力,此時(shí)高速列車行駛產(chǎn)生的頭波作用的風(fēng)屏障上,頭波對(duì)風(fēng)屏障的作用效果同樣以脈動(dòng)壓力的形式加載到風(fēng)屏障上,因此風(fēng)屏障此時(shí)同時(shí)受到兩側(cè)脈動(dòng)壓力的作用,在風(fēng)屏障中間頂部的位置產(chǎn)生了較大的位移變化,由圖13(b)風(fēng)屏障上的位移分布云圖可知,最大的負(fù)位移為0.958 mm。由圖13(c)風(fēng)屏障上的應(yīng)力分布云圖可以看到,在風(fēng)屏障出現(xiàn)最大位移處,即風(fēng)屏障底部,H形鋼立柱產(chǎn)生了較大的應(yīng)力,最大應(yīng)力為52.88 MPa。

圖13 風(fēng)屏障在1.02 s時(shí)壓力、位移及應(yīng)力云圖

圖14為1.23 s時(shí)風(fēng)屏障上的壓力、位移及應(yīng)力分布。由圖12風(fēng)屏障監(jiān)測(cè)點(diǎn)b3處的壓力時(shí)程曲線可以看到,盡管在1.23 s風(fēng)屏障表面的壓力數(shù)值較大,達(dá)到了1 358.60 Pa,但在1.23 s附近的壓力時(shí)程曲線較為圓潤(rùn),即在這一時(shí)刻風(fēng)屏障表面的壓力變化較緩慢,原因在于此時(shí)列車風(fēng)與突變風(fēng)的處于一個(gè)動(dòng)態(tài)平衡中,突變風(fēng)與列車風(fēng)方向相反,合力作用下,風(fēng)屏障上產(chǎn)生的位移以及應(yīng)力都較于其他時(shí)刻有了明顯的減小,此時(shí)風(fēng)屏障上出現(xiàn)的最大正位移為0.048 mm,最大負(fù)位移為0.2 mm,應(yīng)力最大為3.62 MPa,同樣出現(xiàn)在風(fēng)屏障H形鋼立柱的底部,沿鋼立柱向Y軸正方向逐漸減小。

圖14 風(fēng)屏障在1.23 s時(shí)壓力、位移及應(yīng)力云圖

圖15為風(fēng)屏障在1.59 s時(shí)壓力、位移及應(yīng)力分布云圖,此時(shí)高速列車車頭已經(jīng)駛離風(fēng)屏障覆蓋區(qū)域,只有高速列車的尾車在風(fēng)屏障覆蓋區(qū)域中,其中風(fēng)屏障負(fù)位移最大達(dá)到1.42 mm,正位移最大達(dá)到0.605 mm,當(dāng)風(fēng)屏障上發(fā)生最大的位移時(shí),同時(shí)在風(fēng)屏障最大位移的底部,H形鋼立柱產(chǎn)生最大的Mises應(yīng)力,達(dá)到83.79 MPa,比1.23 s時(shí)的最大Mises應(yīng)力增加了131.3%,此時(shí)風(fēng)屏障受力最嚴(yán)重,應(yīng)當(dāng)引起重視。

圖15 風(fēng)屏障在1.59 s時(shí)壓力、位移及應(yīng)力云圖

如圖16所示,在1.65 s時(shí),高速列車的車頭與風(fēng)屏障覆蓋區(qū)域的距離增大,使得風(fēng)屏障周邊氣動(dòng)壓力受風(fēng)屏障頭波的影響進(jìn)一步降低,風(fēng)屏障主要受到高速列車的尾波以及突變風(fēng)的作用。由于此時(shí)突變風(fēng)風(fēng)速減小,突變風(fēng)與列車風(fēng)的相互作用效果減小,使得高速列車尾波的對(duì)風(fēng)屏障的影響進(jìn)一步減小,因此在風(fēng)屏障位移云圖上,位移變化呈現(xiàn)規(guī)則的層狀分布,此時(shí)突變風(fēng)再一次成為影響風(fēng)屏障受力變化的決定性因素。此時(shí)刻由于兩種風(fēng)的相互抵制作用,因此風(fēng)屏障的位移以及應(yīng)力都有明顯的減小,最大正位移趨于0,最大負(fù)位移為0.1 mm,風(fēng)屏障上最大應(yīng)力為2.37 MPa,均勻分布于風(fēng)屏障的底部區(qū)域。

圖16 風(fēng)屏障在1.65 s時(shí)壓力、位移及應(yīng)力云圖

3.3 風(fēng)屏障結(jié)構(gòu)強(qiáng)度校核

在列車風(fēng)單獨(dú)作用和列車風(fēng)與突變風(fēng)耦合作用的2種工況下,風(fēng)屏障上H形鋼立柱承受了絕大多數(shù)的壓力,同時(shí)由風(fēng)屏障受力產(chǎn)生的Mises應(yīng)力大部都集中在H形鋼立柱的底部區(qū)域,因此主要對(duì)風(fēng)屏障的H形鋼立柱進(jìn)行強(qiáng)度校核;由于鋁合金單元板因風(fēng)壓變形較為嚴(yán)重,因此主要對(duì)鋁合金單元板進(jìn)行撓度校核。

根據(jù)風(fēng)屏障的最大彈性撓度不應(yīng)超過LA/100(LA為聲屏障構(gòu)件最大自由長(zhǎng)度),殘余變形不應(yīng)超過LA/500進(jìn)行評(píng)價(jià)[16]。鋁合金單元板高3.95 m,按照標(biāo)準(zhǔn),鋁合金單元板的最大撓度為3.95 mm。根據(jù)第四強(qiáng)度理論,對(duì)H形鋼立柱進(jìn)行強(qiáng)度校核。H形鋼立柱及固定樁的材料為Q235-B,其屈服極限為235 MPa。表4所示為2種工況下最大位移量以及最大Mises應(yīng)力。

表4 2種工況下最大變形及Mises應(yīng)力

從表4可知,當(dāng)列車風(fēng)與突變風(fēng)耦合作用下,風(fēng)屏障出現(xiàn)最大變形量,最大變形量為1.42 mm,最大變形量未超過標(biāo)準(zhǔn)中鋁合金單元板的極限變形量,因此鋁合金單元板符合撓度標(biāo)準(zhǔn)。在突變風(fēng)與列車風(fēng)耦合作用的工況為風(fēng)屏障最危險(xiǎn)的工況,風(fēng)屏障上出現(xiàn)最大Mises應(yīng)力為83.79 MPa,比列車風(fēng)單獨(dú)作用的工況增加了152.8%。最大Mises應(yīng)力未超過第四強(qiáng)度理論中Q235-B材料的屈服極限235 MPa,因此H形鋼立柱符合強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)。

4 結(jié)論

(1)經(jīng)過對(duì)風(fēng)屏障固體結(jié)構(gòu)模型的模態(tài)分析,發(fā)現(xiàn)風(fēng)屏障自振頻率最小為6.11 Hz,其中列車風(fēng)在400 km/h行駛速度下頻率為4.35 Hz,風(fēng)屏障自振頻率與列車風(fēng)的振動(dòng)頻率相差較多,因此風(fēng)屏障固體結(jié)構(gòu)模型不會(huì)產(chǎn)生共振現(xiàn)象。

(2)在突變風(fēng)與列車風(fēng)耦合作用工況中,突變風(fēng)的作用效果對(duì)風(fēng)屏障的位移以及應(yīng)力變化起決定性作用,在突變風(fēng)與列車風(fēng)耦合作用的1.59 s,風(fēng)屏障在耦合風(fēng)的作用下出現(xiàn)最大位移。

(3)在列車風(fēng)單獨(dú)作用和列車風(fēng)與突變風(fēng)耦合作用的2種工況下,風(fēng)屏障在突變風(fēng)與列車風(fēng)耦合作用下受到較大的作用力;對(duì)風(fēng)屏障的進(jìn)行強(qiáng)度校核,2種工況下的風(fēng)屏障均滿足強(qiáng)度要求。