高速鐵路聲屏障氣動效應測量與評價方法

尹皓，李晏良，劉蘭華，李耀增，辜小安

(中國鐵道科學研究院節(jié)能環(huán)保勞衛(wèi)研究所，北京 100081)

?

環(huán)境保護

高速鐵路聲屏障氣動效應測量與評價方法

尹皓，李晏良，劉蘭華，李耀增，辜小安

(中國鐵道科學研究院節(jié)能環(huán)保勞衛(wèi)研究所，北京 100081)

對我國高速鐵路聲屏障結構氣動力影響狀況進行了分析，初步給出了我國高速鐵路聲屏障氣動效應測量及評價方法，對存在的問題進行了總結分析并提出了建議。分析研究結果表明：目前我國聯(lián)調(diào)聯(lián)試工作中采用的結構動力性能測點布置方案是合理的；脈動風壓評判標準值宜采用高速鐵路聲屏障結構設計中的脈動風壓取值；動變形現(xiàn)場測試結果進行相關計算后再與聲屏障構件最大允許彈性撓度LA/100或H型鋼立柱最大撓度L/200進行比較評判是比較合理的；固有頻率現(xiàn)場測試結果與脈動風壓頻率進行比較評判的同時，還需與客運專線鐵路聲屏障通用參考圖中給出的固有頻率進行比較評判，以判斷是否達到設計要求。

高速鐵路；聲屏障；氣動效應；評價方法

聲屏障是控制高速鐵路噪聲影響的重要措施之一。高速鐵路橋梁聲屏障一般設置于距離鐵路外軌中心線3.4～4.2 m之間。高速行駛的列車使列車周圍的空氣產(chǎn)生強烈擾動，當列車高速通過聲屏障時，將在線路兩側聲屏障構件表面形成瞬態(tài)壓力沖擊，即列車駛過聲屏障時產(chǎn)生的氣動力。由于高速鐵路車流密度較大，氣動力的持久作用會對聲屏障構件的疲勞壽命產(chǎn)生很大影響，極端情況下甚至可能使聲屏障構件發(fā)生強度破壞，危及行車安全。

1 國內(nèi)外研究現(xiàn)狀

國外有關高速鐵路聲屏障氣動力的研究主要在德國。關于聲屏障結構氣動力指標，德國主要采用風壓、動變形、固有頻率等參數(shù)，在紐倫堡—英戈斯塔特高速鐵路線路上針對不同列車車型、列車速度、聲屏障類型和端部/中部的氣動風壓進行了動力響應測試,并在高速鐵路聲屏障脈動風壓測量結果的基礎上給出了脈動風荷載的計算公式[1]。

德國聲屏障氣動力影響的經(jīng)驗教訓，引起了我國相關部門和研究人員的高度重視，開展了一系列試驗測試分析和研究工作。相關科研院所對聲屏障的脈動風壓等進行了試驗測試分析研究和數(shù)值仿真計算，得到了不同工況條件下的聲屏障脈動力結果，對比分析了試驗測試和仿真計算結果[2～18]。根據(jù)《高速鐵路工程動態(tài)驗收技術規(guī)范》(TB10761—2013)的規(guī)定，在時速300 km及以上線路聯(lián)調(diào)聯(lián)試工作中對聲屏障結構動力性能進行了大量測試。

截至目前，我國雖然在高速鐵路聲屏障氣動力測試分析研究和仿真計算研究方面做了大量工作，但尚未建立完整和有效的高速鐵路聲屏障氣動效應測量與評價方法。因此，在了解和掌握國外高速鐵路聲屏障結構氣動力的測量方法和評價方式基礎上，建立我國高速鐵路聲屏障結構氣動力測量與評價方法十分必要。

2 我國高速鐵路聲屏障結構氣動力影響狀況分析

2.1 脈動風壓隨動車組運行速度的變化

圖1為脈動風壓隨動車組運行速度變化統(tǒng)計分析結果。統(tǒng)計分析結果表明：動車組通過聲屏障時，其脈動風壓最值隨速度增加而增大，大體與車速的平方成正比；聲屏障頂部脈動風壓值增長變化并不明顯，相同高度處各測點壓力值大小相近。

圖1 脈動風壓隨動車組運行速度的變化

2.2 脈動風壓隨聲屏障高度的變化

圖2為脈動風壓隨聲屏障高度變化統(tǒng)計分析結果。統(tǒng)計分析結果表明：當動車組通過2.15 m高聲屏障時，風壓的最大值出現(xiàn)在聲屏障的根部至約1 m高處。與德國的測試研究結論基本一致。

圖2 脈動風壓隨聲屏障高度的變化

2.3 聲屏障端部脈動風壓分布

圖3為距聲屏障端部不同距離處最大正壓比較分析結果，圖4為聲屏障端部脈動風壓分布統(tǒng)計分析結果。統(tǒng)計分析結果表明：在聲屏障相同高度處，從距聲屏障端部2.5 m始，直至距離聲屏障端部25 m處時壓力仍然基本維持不變，而到屏障末端時壓力下降到50%以下。與德國的測試研究結論完全一致。

圖3 距聲屏障端部不同距離處最大正壓比較

圖4 聲屏障端部脈動風壓分布

2.4 各型動車組脈動風壓比較

圖5為各型動車組脈動風壓比較統(tǒng)計分析結果。統(tǒng)計分析結果表明：不同車型之間的脈動風壓存在一定的差別。CRH2型重聯(lián)動車組大于CRH2型動車組，CRH3型動車組最小。CRH2型動車組和CRH3型動車組最大負壓基本相同，小于CRH2型重聯(lián)動車組；CRH380BL通過測點時產(chǎn)生的脈動風壓明顯高于CRH380AL；對同種車型來說，在相同速度下，以下行方向通過測點時產(chǎn)生的脈動風壓普遍高于以上行方向通過測點時產(chǎn)生的脈動風壓。

2.5 脈動風壓頻率特性

圖6為動車組以不同速度通過聲屏障時的脈動風壓頻譜圖。由圖可以看出，動車組以300 km/h、350 km/h速度通過聲屏障時，脈動風壓主頻為3.33 Hz、3.86 Hz；脈動風壓主要能量集中在0～9 Hz之間。

圖5 各型動車組脈動風壓比較

圖6 動車組不同速度通過聲屏障時脈動風壓頻譜分析

2.6 脈動風壓時程特性

動車組運行速度350 km/h時，3.15 m高聲屏障最大正壓約為1000 Pa，最大負壓約為850 Pa。動車組運行速度350 km/h時，2.15 m高聲屏障最大正壓約為620 Pa，最大負壓約為540 Pa。最大壓力發(fā)生點的時程曲線見圖7。

圖7 最大壓力發(fā)生點的時程曲線

2.7 聲屏障動變形

動車組通過聲屏障時，聲屏障最大動變形隨著列車速度的增加而增加，但對速度的敏感性不同。H型鋼立柱位移隨速度的增加緩慢增大，鋁合金單元板位移的增長趨勢更為明顯。H型鋼立柱最大動變形發(fā)生部位為距聲屏障末端4 m處的H型鋼立柱上，與風壓場的分布規(guī)律較為一致；鋁合金板上最大動變形發(fā)生部位為距聲屏障末端5 m處的單元板上，其最大動變形是H型鋼立柱最大動變形的數(shù)倍，說明鋁合金單元板自身變形對動變形的貢獻量明顯大于聲屏障整體變形對動變形的貢獻量(見圖8)。

圖8 聲屏障動變形隨速度變化曲線

3 高速鐵路聲屏障氣動效應測量及評價方法

國外聲屏障結構氣動力測試的主要目的在于通過測量確定作用于結構上的載荷，通過結構計算模型對聲屏障進行動力分析和模擬，以便對其結構性能做出可靠的計算和預判。在我國相關標準和規(guī)范中要求[19]，對時速300 km及以上高速鐵路，聯(lián)調(diào)聯(lián)試中應對線路兩側的聲屏障進行聲屏障結構氣動力測試，以便為評估其在高速行車過程中是否安全可靠提供參考，因此必須有相應的評判標準來進行判定，但目前國內(nèi)尚無正式頒布的針對高速鐵路(客運專線)聲屏障結構氣動力的評判標準。

3.1 測量(試)方法

根據(jù)我國高速鐵路列車速度與氣動壓力之間的關系、氣動壓力垂直剖面分布和氣動壓力縱斷面分布等聲屏障結構氣動力性能分析結果可以看出，目前我國聯(lián)調(diào)聯(lián)試工作中采用的結構動力性能測點布置方案是合理的。即：結構動力性能測點布置在聲屏障表面距端部(5±1)m處；插板式聲屏障脈動風壓測點布置在鋼軌軌面至鋼軌軌面以上1 m范圍內(nèi)的立柱上，動變形測點布置在立柱頂部和單元板結構中部，動應力測點布置在聲屏障立柱根部和單元板結構中部，固有頻率測點應布置在立柱頂部和中部以及單元板結構中部。

3.2 評判依據(jù)及評價方法

3.2.1 脈動風壓

目前，在我國高速鐵路聲屏障結構設計中，脈動風壓的取值主要依據(jù)的是《高速鐵路設計規(guī)范》(TB10621—2014)7.2.19條中的相關規(guī)定[20]。在《高速鐵路設計規(guī)范》發(fā)布前，我國客運專線鐵路聲屏障通用參考圖[21～31]的脈動風壓取值中采用了相同的方法，其結果與歐洲標準和德國標準DIN-Fb.101中的取值結果基本一致[1]。

因此，采用此脈動風壓值(列車氣動風壓值)作為脈動風壓的評判標準值才可真實反映與設計的符合性。幾種典型聲屏障脈動風壓評判標準值見表1。

表1 幾種典型聲屏障脈動風壓評判標準值

對于其它聲屏障中心距軌道中心距離和列車運行速度情況，評判標準值可根據(jù)《高速鐵路設計規(guī)范》(TB10621—2014)7.2.19條中的相關規(guī)定確定。

3.2.2 動變形

動變形是鐵路聲屏障抗風壓性能的主要表征參數(shù)?！惰F路聲屏障聲學構件技術要求及測試方法》(TB/T 3122—2010)中規(guī)定：聲屏障構件最大彈性撓度不應超過LA/100(LA為聲屏障構件最大自由長度)；客運專線鐵路聲屏障通用參考圖中規(guī)定：最不利荷載組合下，H型鋼立柱最大撓度不超過L/200(L為聲屏障立柱最大自由長度)。

很顯然，聯(lián)調(diào)聯(lián)試中測試得到的撓度值并不是最不利荷載組合下的撓度，因此，直接采用聯(lián)調(diào)聯(lián)試中測試結果與聲屏障構件最大允許彈性撓度LA/100或H型鋼立柱最大撓度L/200進行比較評判容易造成偏差。根據(jù)懸臂梁撓度與荷載的關系，應對測量結果進行如下計算后再進行比較評判。即：

(1)

式中：

Ddef—動變形評價量，mm；

Dmea—動變形測試結果結果，mm；

Pmea—脈動風壓測試結果，Pa；

Pall—聲屏障單元板必須能夠抵抗的表面壓力(抗彎曲斷裂荷載)，Pa。

Pall在客運專線鐵路聲屏障通用參考圖中可以查到。一般地區(qū)聲屏障單元板必須能夠抵抗3～5 kPa的表面壓力(抗彎曲斷裂荷載)；臺風地區(qū)聲屏障單元板必須能夠抵抗8 kPa的表面壓力。

3.2.3 固有頻率

如果聲屏障固有頻率遠高于或遠低于脈動風壓頻率，動力學響應大約等于靜態(tài)特性；而在聲屏障固有頻率接近于脈動風壓頻率的情況下，載荷大約高于靜態(tài)載荷的3倍，在列車經(jīng)過后，振動將持續(xù)相當長的時間。共振頻率取決于屏障的阻尼，因此，聲屏障的剛度和重量的選擇應確保不會出現(xiàn)動力放大現(xiàn)象，即聲屏障固有頻率應遠高于或低于脈動風壓頻率。

根據(jù)相關資料，脈動風壓頻率f與車廂長度Lcar及列車運營速度v有關[1]，即：

(2)

可以看出，當車廂長約25m、速度為300km/h(83.3m/s)時，脈動風壓頻率為3.3Hz；速度為350km/h時，頻率為3.9Hz；速度為250km/h時，頻率為2.8Hz。與現(xiàn)場測試結果一致。

在客運專線鐵路聲屏障通用參考圖中均給出了聲屏障的固有頻率。因此，聲屏障固有頻率現(xiàn)場測試結果與脈動風壓頻率進行比較評判的同時，還需與客運專線鐵路聲屏障通用參考圖中給出的固有頻率進行比較評判，以評判在固有頻率這一指標上是否達到設計要求。

4 結論及建議

4.1 結論

(1)目前我國聯(lián)調(diào)聯(lián)試工作中采用的結構動力性能測點布置方案是合理的。即：結構動力性能測點布置在聲屏障表面距端部(5±1)m處；插板式聲屏障脈動風壓測點布置在鋼軌軌面至鋼軌軌面以上1 m范圍內(nèi)的立柱上，動變形測點布置在立柱頂部和單元板結構中部，動應力測點布置在聲屏障立柱根部和單元板結構中部，固有頻率測點應布置在立柱頂部和中部以及單元板結構中部。

(2)脈動風壓評判標準值宜采用高速鐵路聲屏障結構設計中的脈動風壓取值。可在客運專線鐵路聲屏障通用參考圖中查取，或依據(jù)《高速鐵路設計規(guī)范》(TB10621—2014)的相關規(guī)定查取。

(3)動變形現(xiàn)場測試結果進行相關計算后再與聲屏障構件最大允許彈性撓度LA/100或H型鋼立柱最大撓度L/200進行比較評判是比較合理的。

(4)固有頻率現(xiàn)場測試結果與脈動風壓頻率進行比較評判的同時，還需與客運專線鐵路聲屏障通用參考圖中給出的固有頻率進行比較評判，以評判在固有頻率這一指標上是否達到設計要求。

4.2 存在問題及建議

(1)動應力評判標準值尚需深入研究確定。根據(jù)德國研究結果和相關標準[1,33]，螺栓或螺桿具有低疲勞強度，其疲勞強度的特性值僅為△σDk=26.5 MPa。H型鋼立柱和底板是焊接的，這也是容易發(fā)生疲勞破壞的地方，采用對焊時，其疲勞強度為△σDk=58.9 MPa，若采用角焊時，其疲勞強度僅為△σDk=26.5 MPa。這些研究結果直接用在我國高鐵聲屏障上是否適合需進一步研究確定，且疲勞安全系數(shù)也需研究確定。

(2)若聲屏障固有頻率接近于脈動風壓頻率時，需充分考慮動力放大現(xiàn)象。但動力放大系數(shù)需通過動力計算分析等方法才能確定，這給聲屏障結構安全的評判帶來很大不便。因此，需就動力放大系數(shù)、聲屏障固有頻率與脈動風壓頻率接近程度的關系開展進一步深入研究。

[1] 德國PEC+S工程設計咨詢服務有限公司.客運專線聲屏障咨詢報告[R].2007.

[2] 中國鐵道科學研究院.京津城際鐵路整體系統(tǒng)聯(lián)調(diào)聯(lián)試環(huán)境噪聲、振動及聲屏障測試分報告[R].2008.

[3] 中國鐵道科學研究院.京津城際鐵路聲屏障結構氣動力及降噪效果的測試研究報告[R].2008.

[4] 鐵道第三勘察設計院集團有限公司，中國鐵道科學研究院，西南交通大學.武廣客運專線聲屏障試驗研究報告[R].2009.

[5] 鐵道第三勘察設計院集團有限公司，中國鐵道科學研究院，西南交通大學.京滬高速鐵路聲屏障氣動力作用技術措施試驗研究報告[R].2011.

[6] 中國鐵道科學研究院.京滬高速鐵路綜合試驗研究總報告[R].2011.

[7] 李晏良，李耀增，辜小安，尹皓.高速鐵路聲屏障結構氣動力測試方法初探[J].鐵道勞動安全衛(wèi)生與環(huán)保，2009，36(1):22-26.

[8] 朱正清，成志強.高速鐵路聲屏障氣動力的數(shù)值模擬研究與試驗驗證[J].鐵道標準設計，2011(11):77-80.

[9] 焦長洲，高波，王廣地.聲屏障結構的列車脈動風致振動分析[J].西南交通大學學報，2007，42(5):531-536.

[10] 趙麗濱，龍麗平，蔡慶云.列車風致脈動力下聲屏障的動力學性能[J].北京航空航天大學學報，2009，35(4):505-509.

[11] 張繼文，呂堅品，涂永明等.考慮防撞墻影響的高速鐵路橋梁聲屏障及翼緣板上脈動力數(shù)值分析[J].中國鐵道科學，2009，30(3):27-31.

[12] 呂堅品,張繼文，廖建州，等.既有鐵路橋梁聲屏障的高速列車脈動風致響應[J].西南交通大學學報，2009，40(4):547-551.

[13] 鄭史雄，王林明.鐵路聲屏障風荷載體型系數(shù)研究[J].中國鐵道科學，2009，30(4):46-50.

[14] 龍麗平，趙麗濱，劉立東.列車致聲屏障結構的空氣脈動力研究[J].工程力學，2010，27(3):246-250.

[15] 胡喆.武廣鐵路客運專線列車脈動力對聲屏障的影響研究[J].鐵道標準設計，2010(1):123-126.

[16] 鄧躒，施洲，勾紅葉.380 km/h高速列車脈動風荷載仿真分析[J].鐵道建筑，2011(9):133-136.

[17] 陳向東，李樹德，王召祜.基于ALE的高速列車聲屏障脈動力數(shù)值模擬研究[J].鐵道學報，2011，33(12):21-26.

[18] 韓珈琪，肖新標，何賓，等.不同形式聲屏障動態(tài)特性研究[J].機械工程學報，2013，49(10):20-27.

[19] TB10761—2013，高速鐵路工程動態(tài)驗收技術規(guī)范[S].

[20] TB10621—2014，高速鐵路設計規(guī)范[S].

[21] 通環(huán)[2007]8321，客運專線鐵路橋梁整體式混凝土聲屏障[S].

[22] 通環(huán)[2008]8322，客運專線鐵路路基整體式混凝土聲屏障[S].

[23] 通環(huán)[2013]8223，時速250 km客運專線鐵路 橋梁插板式金屬聲屏障[S].

[24] 通環(huán)[2009]8223，時速250 km客運專線鐵路 橋梁插板式金屬聲屏障[S].

[25] 通環(huán)[2009]8225，時速250 km客運專線鐵路 路基插板式金屬聲屏障[S].

[26] 通環(huán)[2009]8226，時速250 km客運專線鐵路 路基插板式非金屬聲屏障[S].

[27] 通環(huán)[2013]8323，時速350 km客運專線鐵路 橋梁插板式金屬聲屏障[S].

[28] 通環(huán)[2009]8323A，時速350 km客運專線鐵路 橋梁插板式金屬聲屏障[S].

[29] 通環(huán)[2009]8323，時速350 km客運專線鐵路 橋梁插板式金屬聲屏障[S].

[30] 通環(huán)[2009]8325，時速350 km客運專線鐵路 路基插板式金屬聲屏障[S].

[31] 通環(huán)[2009]8326，時速350 km客運專線鐵路 路基插板式非金屬聲屏障[S].

[32] TB/T 3122—2010，鐵路聲屏障聲學構件技術要求及測試方法[S].

[33] EN 1993-1-8，Eurocode 3: Design of steel structures - Part 1-8: Design of joints[S].

The Aerodynamic Effect Measurement and Evaluation Methods of High-speed Railway Sound Barrier

YIN Hao，LI Yanliang，LIU Lanhua，LI Yaozeng，GU Xiaoan

(EnergySaving&EnvironmentalProtection&OccupationalSafetyandHealthResearchInstitute，ChinaAcademyofRailwaySciences，Beijing100081 ，China)

The aerodynamic effect situation of high-speed railway sound barrier was analyzed，and the aerodynamic effect measurement and evaluation methods of high-speed railway sound barrier was given，the existing problems are summarized and suggestions are put forward. Analysis results show that the dynamic measurement point layou in the joint-test t is reasonable. The pulsating wind pressure evaluation standard using the pulsating wind pressure value in the structure design of high-speed railway sound barrier is appropriate. Before to compare with the maximum allowable elastic deflection (LA/100) of sound barrier component or H stand column maximum deflectionL/200，the dynamic deformation field test results must be calculated. Natural frequency field test results must be compared with the fluctuating wind pressure frequency，at the same time，it also must be compared with the value in the structure design of high-speed railway sound barrier，in order to judge whether or not meet the design requirements.

high-speed railway; sound barrier; aerodynamic effect; measurement and evaluation methods

2095-1671(2015)05-0193-06

2015-09-15；

2015-09-18

中國鐵路總公司科技研究開發(fā)計劃課題《高速鐵路聲屏障氣動效應監(jiān)測、評價方法及維護保養(yǎng)作業(yè)方案研究》(編號：2013G009-J)。

尹皓(1963—)，男，湖南邵東人，研究員，主要研究方向為環(huán)境噪聲振動影響和控制。

TB53

B