何旭輝，郭柯楨，楊 斌，葛輝凱，敬海泉

（1.中南大學(xué) 土木工程學(xué)院,湖南 長沙 410075；2.中南大學(xué) 高速鐵路建造技術(shù)國家工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,湖南 長沙 410075；3.中國國家鐵路集團(tuán)有限公司,北京 100844；4.雄安高速鐵路有限公司,河北 保定 071700）

隨著高速鐵路運(yùn)行速度的進(jìn)一步提升,噪聲污染這一問題愈發(fā)突出。目前,多采用設(shè)置聲屏障的手段降低噪聲對周邊環(huán)境的影響。為滿足不同的降噪要求,一般結(jié)合工程實(shí)際等多方面因素進(jìn)行聲屏障結(jié)構(gòu)形式選型［1］。在聲環(huán)境要求較為嚴(yán)苛的地段,如居民聚居區(qū)和生態(tài)保護(hù)區(qū),多采用全封閉聲屏障這種結(jié)構(gòu)形式,它能夠顯著降低環(huán)境噪聲污染,但是由于其形成的相對封閉空間使內(nèi)部氣流的流動(dòng)性受限,導(dǎo)致列車高速通過時(shí)會(huì)產(chǎn)生強(qiáng)烈的活塞風(fēng)效應(yīng),使得聲屏障內(nèi)部氣壓荷載會(huì)迅速增加,對聲屏障結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度和穩(wěn)定性是極大的考驗(yàn)［2］。

國內(nèi)外的許多專家學(xué)者對列車的脈動(dòng)風(fēng)壓特性進(jìn)行了研究,并取得了一定的成果。Baker［3］為描述列車周圍流場性質(zhì),利用試驗(yàn)和計(jì)算的結(jié)果,對列車在開闊場地中的靜風(fēng)狀態(tài)下和橫風(fēng)作用下的氣動(dòng)特性分別進(jìn)行探討。Rabani［4］驗(yàn)證不同的車頭形狀對隧道出口壓力傳感器的影響,并與已有研究成果對比,從而驗(yàn)證數(shù)值模擬的可行性,并證明了阻塞率和速度對第1 個(gè)壓力波的影響；Chen［5］模擬350 km·h-1高速列車通過典型的雙線隧道,討論頭車變化段長度對隧道壁面氣壓荷載的影響；龍麗平［6］基于流體計(jì)算軟件CFX 探究列車經(jīng)過直立式聲屏障時(shí)的空氣脈動(dòng)力分布規(guī)律；Zhang［7］選用RNGk-ε湍流模型,模擬高速列車進(jìn)入隧道時(shí)的氣壓荷載分布,并探討隧道入口斜率對列車表面壓力的影響；韓珈琪［8］利用Fluent 動(dòng)態(tài)鋪層技術(shù),模擬作用在聲屏障上的氣壓荷載特性,并對不同形式聲屏障的氣壓荷載進(jìn)行討論；駱建軍［9］通過滑移網(wǎng)格技術(shù),計(jì)算得出隧道內(nèi)的壓縮波呈現(xiàn)三維特性,且同一斷面上的壓力變化差異性與列車的運(yùn)行方式有關(guān)；余南陽［10］計(jì)算流線型列車及隧道主要參數(shù)對環(huán)狀空間3 s 內(nèi)最大壓力變化的影響；李新華［11］著重分析列車駛?cè)胨淼赖牧鲃?dòng)方程,在時(shí)間和空間尺度得出不同時(shí)刻的流場狀態(tài)。此外,劉堂紅［12］采用實(shí)車試驗(yàn)的方法,探究出隧道內(nèi)列車風(fēng)風(fēng)速與列車運(yùn)行速度呈線性關(guān)系；何德華［13］也進(jìn)行了一系列隧道單列列車通過和2 列列車交會(huì)的實(shí)車試驗(yàn),總結(jié)了壓力波隨車速、車長和隧道長度等影響因素變化的規(guī)律。

盡管高速鐵路全封閉聲屏障結(jié)構(gòu)形狀與隧道結(jié)構(gòu)類似,既有隧道空氣動(dòng)力學(xué)的研究結(jié)果對全封閉聲屏障氣壓荷載具有參考意義；然而,由于聲屏障質(zhì)量更輕、結(jié)構(gòu)更柔,全封閉聲屏障對列車風(fēng)荷載更加敏感,既有隧道空氣動(dòng)力學(xué)研究結(jié)果無法滿足全封閉聲屏障結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)要求。

本文以我國高鐵線路某全封閉聲屏障為研究對象,建立流固耦合數(shù)值計(jì)算模型,對高速列車以350 km·h-1速度通過全封閉聲屏障（單車和會(huì)車）時(shí)產(chǎn)生的氣壓荷載進(jìn)行系統(tǒng)研究,分析并總結(jié)氣壓荷載的分布規(guī)律及極值,可為全封閉聲屏障設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

1 數(shù)值計(jì)算原理及模型建立

1.1 標(biāo)準(zhǔn)k-ε兩方程湍流模型

基于RANS 方法,根據(jù)文獻(xiàn)［14］的研究結(jié)論,選用準(zhǔn)確、高效、適用性強(qiáng)的標(biāo)準(zhǔn)k-ε兩方程湍流模型進(jìn)行流場和氣壓荷載數(shù)值模擬,為

其中,

式中：ρ為空氣密度；k為湍流動(dòng)能；t為時(shí)間；ui和uj為列車周圍流場速度；為空氣壓力黏度；ε為湍流耗散率；xi為坐標(biāo)的三分量；μt為渦黏性系數(shù)；Gk為湍流動(dòng)能基于平均速度梯度得到的增項(xiàng)；Gb為基于浮力產(chǎn)生的湍流動(dòng)能增項(xiàng),本文可忽略此項(xiàng)；G3ε為與浮力相關(guān)的常量,可忽略；G1ε,G2ε為常量；σk和σε為與k和ε對應(yīng)的普朗特?cái)?shù),在標(biāo)準(zhǔn)k-ε兩方程湍流模型中分別為1.44,1.92,1.00,1.30；Cμ為常量,取0.09。

1.2 移動(dòng)網(wǎng)格的設(shè)置

采用Fluent軟件中的動(dòng)態(tài)鋪層技術(shù)實(shí)現(xiàn)列車相對于聲屏障運(yùn)動(dòng)的數(shù)值模擬,這種方法將計(jì)算域分為動(dòng)網(wǎng)格和靜網(wǎng)格區(qū)域,其中動(dòng)網(wǎng)格區(qū)域包含列車車體和車體周圍的流場,靜網(wǎng)格區(qū)域包含聲屏障在內(nèi)的外部流場,動(dòng)靜網(wǎng)格之間設(shè)置Interface 的數(shù)據(jù)交互面進(jìn)行數(shù)據(jù)傳遞。在運(yùn)動(dòng)過程中,動(dòng)網(wǎng)格區(qū)域發(fā)生“坍塌或合并”,靜網(wǎng)格區(qū)域則不進(jìn)行網(wǎng)格重構(gòu)；此方法可減少計(jì)算量,提升計(jì)算效率。動(dòng)網(wǎng)格發(fā)生坍塌時(shí)和合并時(shí)的條件由交界面處的單元高度決定,坍塌高度h1和合并高度h2的計(jì)算公式分別為

式中：ac為坍塌因子,取0.2；hconstant為劃分的動(dòng)網(wǎng)格高度,取1 m；as為分裂因子,取0.4。

1.3 數(shù)值模型建立及網(wǎng)格劃分

采用我國高速鐵路開行的復(fù)興號動(dòng)車組,選擇8 列編組建立列車數(shù)值模型如圖1所示。基于計(jì)算機(jī)性能和計(jì)算效率等多重因素考慮,對數(shù)值模型進(jìn)行了適當(dāng)簡化,忽略轉(zhuǎn)向架、車門、受電弓等構(gòu)件對氣動(dòng)外形的影響,并對列車表面進(jìn)行光滑處理。

圖1 列車模型示意圖

建立全封閉式聲屏障數(shù)值模型如圖2所示,其斷面面積為110.5 m2,由骨架立柱、橫梁、縱向連接系、單元板等組成。數(shù)值建模時(shí)對聲屏障的表面進(jìn)行了平滑處理和適當(dāng)簡化。骨架立柱為H 型鋼,其內(nèi)部翼緣板距聲屏障面板50 cm,一定程度上減小了聲屏障的凈空面積。為了更精確化地模擬列車在聲屏障中高速運(yùn)行引起內(nèi)部的氣壓變化情況,數(shù)值模型考慮了H 型鋼立柱對聲屏障內(nèi)部空間外形的影響。

圖2 全封閉聲屏障模型示意圖

在ICEM 數(shù)值模擬軟件中建立列車和聲屏障流體力學(xué)計(jì)算模型。模型計(jì)算域分為3個(gè)部分,具體尺寸如圖3所示,中間部分為全封閉聲屏障計(jì)算域,共長840 m,兩端為列車加/減速的過渡段計(jì)算域,長550 m；所有計(jì)算域的寬度和高度均為50 m。加/減速區(qū)計(jì)算域的長度能夠保證列車充分加/減速,同時(shí)不因氣壓急劇變化而產(chǎn)生誤差［15］。由于H 型鋼立柱的存在,聲屏障內(nèi)壁外形復(fù)雜,中間計(jì)算域采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,2 端的加/減速計(jì)算區(qū)域采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。為了減小列車移動(dòng)對邊界條件造成影響,列車初始位置設(shè)置在聲屏障外、距其邊界200 m處。

圖3 計(jì)算域尺寸示意圖

計(jì)算域的側(cè)面和頂面都采用壓力出口邊界,地面、列車以及聲屏障采用無滑移邊界條件,計(jì)算域3 個(gè)部分之間采用內(nèi)部界面interior,動(dòng)、靜網(wǎng)格區(qū)域之間采用interface 的數(shù)據(jù)交換界面,各計(jì)算邊界示意圖如圖4所示。

圖4 計(jì)算邊界設(shè)置示意圖

為了更詳細(xì)地捕捉到邊界層附近的流體運(yùn)動(dòng)情況,提高模擬精度,在聲屏障面板附近以及靠近列車區(qū)域的網(wǎng)格加密,而遠(yuǎn)離列車和聲屏障的外部區(qū)域,網(wǎng)格適當(dāng)稀疏,從而最大程度上節(jié)省計(jì)算成本,提高計(jì)算效率。經(jīng)過一系列的網(wǎng)格無關(guān)性試算后,最后確定地面網(wǎng)格最大尺寸為0.1 m,列車表面網(wǎng)格最大尺寸為0.2 m,聲屏障表面網(wǎng)格最大尺寸為0.3 m,全局網(wǎng)格最大尺寸為1 m,總網(wǎng)格數(shù)為2 400萬個(gè),網(wǎng)格劃分情況如圖5所示。

圖5 網(wǎng)格劃分示意圖

1.4 監(jiān)測內(nèi)容及測點(diǎn)布置

通過在聲屏障壁面上布置測點(diǎn)進(jìn)行氣壓監(jiān)測,可以得到不同時(shí)刻下、相應(yīng)位置處的氣壓荷載變化規(guī)律及極值大小。同時(shí),在列車的鼻尖及車尾處設(shè)置監(jiān)測測點(diǎn),用以研究列車在進(jìn)入聲屏障且2 列列車相會(huì)時(shí)鼻尖處的空氣壓力變化,一方面可以研究列車自身穩(wěn)定性問題,另一方面也可以與聲屏障上空氣壓力時(shí)程進(jìn)行相互對照,證明模擬的可行性和準(zhǔn)確性。

全封閉聲屏障各測試截面的示意圖如圖6所示。根據(jù)隧道空氣動(dòng)力學(xué)的研究經(jīng)驗(yàn),當(dāng)2 列列車交會(huì)時(shí),中間測試截面氣壓荷載最大；因此,在聲屏障中間測試截面⑥的左右兩側(cè)對稱設(shè)置間距較小的測試截面⑤和測試截面⑦；再往洞口方向依次間距50,100,100 和110 m 對稱設(shè)置測試截面,共設(shè)置11 個(gè)測試截面。每個(gè)測試截面上依據(jù)等距再設(shè)置11個(gè)測點(diǎn),如圖7所示。

圖6 全封閉聲屏障測試截面編號示意圖

圖7 測試截面測點(diǎn)分布示意圖

2 模擬結(jié)果

2.1 單車工況下聲屏障氣壓荷載

通過對單列列車以350 km·h-1速度通過840 m全封閉聲屏障的列車風(fēng)場模擬,獲得各測點(diǎn)氣壓時(shí)程曲線。由于靠近全封閉聲屏障2 端測試截面上的氣壓荷載分布規(guī)律和氣壓荷載極值（簡稱壓力極值）均十分接近,因此展示除測試截面②和測試截面⑩以外的9個(gè)測試截面的氣壓荷載計(jì)算結(jié)果,如圖8所示。由圖8可見：由于壓力波在全封閉聲屏障內(nèi)部縱向傳播,同一測試截面不同測點(diǎn)處的氣壓荷載保持相似的波動(dòng)規(guī)律,不同測試截面的氣壓荷載變化規(guī)律存在顯著差異；同一截面上不同測點(diǎn)的壓力極值各不相同,說明單列列車經(jīng)過時(shí),全封閉聲屏障各截面氣壓非均勻分布,極值壓差達(dá)到0.6 kPa。

由圖8還可見：靠近聲屏障出入口測試截面的氣壓波動(dòng)更為復(fù)雜和無序,壓力極值持續(xù)時(shí)間較短,而在靠近聲屏障中間位置的測試截面的氣壓荷載波動(dòng)更加規(guī)律,且呈現(xiàn)明顯的周期性,達(dá)到氣壓荷載峰值持續(xù)時(shí)間較長；隨著測試截面距聲屏障入口距離的增加,氣壓荷載達(dá)到極值的時(shí)間變長,這是由于列車導(dǎo)致的氣壓波在聲屏障內(nèi)部傳播所致；對稱測試截面（如測試截面①和測試截面?,測試截面③和測試截面⑨等）氣壓荷載呈現(xiàn)相似的波動(dòng)規(guī)律。

圖8 單車工況下各截面測點(diǎn)氣壓荷載時(shí)程曲線

2.2 會(huì)車工況下聲屏障氣壓荷載

當(dāng)2 列列車同時(shí)以350 km·h-1的速度相向駛?cè)肴忾]聲屏障,并且在聲屏障1/2 跨會(huì)車時(shí),各測試截面的氣壓荷載隨時(shí)間變化規(guī)律如圖9所示。由于列車運(yùn)行狀態(tài)和結(jié)構(gòu)的對稱性,僅展示測試截面①至測試截面⑥的氣壓荷載時(shí)程。由圖9可見：1/2 跨會(huì)車工況氣壓荷載與單車工況氣壓荷載呈現(xiàn)出部分相似的規(guī)律,即相同測試截面各測點(diǎn)的氣壓波動(dòng)規(guī)律保持一致,不同測試截面則不相同；靠近聲屏障入口測試截面的氣壓荷載波動(dòng)更為復(fù)雜和無序,而在靠近聲屏障中間位置測試截面的氣壓荷載的波動(dòng)更加規(guī)律,且呈現(xiàn)一定的周期性；同一測試截面各測點(diǎn)的氣壓荷載并不完全一致；同時(shí),1/2跨會(huì)車工況氣壓荷載與單車工況氣壓荷載也存在明顯差異：1/2 跨會(huì)車工況下各測試截面的氣壓荷載波動(dòng)變得會(huì)更加復(fù)雜,出現(xiàn)更多的正壓/負(fù)壓峰值,這是由于更復(fù)雜的氣壓波傳遞現(xiàn)象以及2 列列車經(jīng)過測點(diǎn)引起；由于氣壓波的疊加效應(yīng),聲屏障中間的測試截面⑥的正、負(fù)壓力極值最大,為結(jié)構(gòu)最不利截面。

圖9 1/2跨會(huì)車時(shí)典型截面測點(diǎn)氣壓荷載時(shí)程

2列列車在聲屏障1/4跨會(huì)車時(shí),6個(gè)典型測試截面（分別為聲屏障入口出口的測試截面①和測試截面?,1/4 跨附近的測試截面③和測試截面⑨,以及出現(xiàn)壓力極值最大值的測試截面④和中間測試截面⑥）的氣壓荷載時(shí)程如圖10所示。由圖10可見：1/4 跨會(huì)車工況各測試截面的氣壓荷載與單車工況和1/2 跨會(huì)車工況的氣壓荷載相比,存在部分相似的變化規(guī)律,但是差異更加明顯。例如,在交會(huì)位置附近的測試截面③,氣壓荷載的變化更加復(fù)雜,存在多次氣壓突升和突降現(xiàn)象,這是由于2 列列車分別進(jìn)入聲屏障時(shí)產(chǎn)生的氣壓波在聲屏障內(nèi)部往返傳播所致,氣壓波往返運(yùn)動(dòng)過程中與現(xiàn)有氣壓疊加容易出現(xiàn)正/負(fù)壓力極值。

2.3 單車和會(huì)車工況下聲屏障氣壓荷載極值

通過對列車以時(shí)速350 km·h-1的速度單車通過840 m 全封閉聲屏障,以及在1/2 跨和1/4 跨會(huì)車的數(shù)值模擬研究,得到3種工況下各測試截面的最大正壓、負(fù)壓。根據(jù)各測試截面離聲屏障入口的距離得出各工況下聲屏障展向的壓力分布,如圖11和圖12所示。由圖11和圖12可見：會(huì)車工況各測試截面的氣壓荷載都大于單車工況；而且1/2 跨會(huì)車工況的氣壓荷載大于1/4跨會(huì)車工況；單車和1/2跨會(huì)車工況時(shí)壓力極值都出現(xiàn)在中間測試截面［16］,而1/4跨會(huì)車工況壓力極值則出現(xiàn)在1/4跨附近的測試截面④；1/2跨會(huì)車工況壓力極值最大,最大正壓為2 672 Pa,最大負(fù)壓為-4 019 Pa,單車工況時(shí)最大正壓為1 305 Pa,最大負(fù)壓為-2 154 Pa。

圖12 會(huì)車和單車工況各測試截面最大負(fù)壓

3 種工況下壓力幅值沿軸向的分布規(guī)律如圖13所示。由圖13可見：3種工況下,壓力幅值分布規(guī)律與最大正壓和最大負(fù)壓分布規(guī)律十分相似,均呈現(xiàn)由中間向兩端遞減的趨勢；而且會(huì)車工況下各測試截面壓力幅值均大于單車工況下；在聲屏障出入口附近測試截面,1/2 跨會(huì)車和1/4 跨會(huì)車的壓力幅值基本相等；1/2 跨會(huì)車時(shí),最大壓力幅值出現(xiàn)在中間測試截面,而1/4 跨會(huì)車時(shí),最大值出現(xiàn)在交會(huì)位置附近的測試截面④；而且1/2 跨會(huì)車工況的最大壓力幅值高于1/4 跨會(huì)車工況的最大壓力幅值；1/2 跨會(huì)車工況最大壓力幅值為6 691 Pa,1/4跨會(huì)車工況最大壓力幅值為5 032 Pa,單車工況最大壓力幅值為3 459 Pa,1/2 跨會(huì)車工況下最大壓力幅值為1/4跨會(huì)車工況的1.33倍、為單車工況的1.93倍。

圖13 會(huì)車和單車工況各測試截面壓力幅值

3 結(jié) 論

（1）所有工況下全封閉聲屏障中間位置的氣壓荷載都大于靠近出入口位置的氣壓荷載。

（2）1/2 跨會(huì)車和單車工況下,都是中心截面的壓力極值達(dá)到最大,而1/4 跨會(huì)車時(shí)壓力極值在靠近會(huì)車位置的截面出現(xiàn)最大值。

（3）1/2 跨會(huì)車最大正壓和負(fù)壓分別為2 672和4 619 Pa,分別為單車工況的2.05 倍和1.87 倍,壓力極值均大于單車工況,且最大負(fù)壓極值大于最大正壓極值；會(huì)車時(shí)最大壓力幅值達(dá)到8 864.7 Pa,為單車工況的1.93 倍。因此,會(huì)車工況為較危險(xiǎn)工況,應(yīng)該以此為設(shè)計(jì)的控制荷載。

（4）不同位置會(huì)車對于全封閉聲屏障壓力極值影響顯著,最大壓力幅值出現(xiàn)在交會(huì)截面附近的測試截面,而且1/2跨會(huì)車工況最大壓力幅值約為1/4 跨會(huì)車工況的1.33倍。