高速鐵路封閉式聲屏障的風(fēng)壓荷載試驗(yàn)研究

敬海泉，彭天微，何旭輝，周繼超，張世峰，張海瑜

(1. 中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙410075；2. 中南大學(xué) 高速鐵路建造技術(shù)國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室，湖南 長(zhǎng)沙410075；3. 中國(guó)鐵路設(shè)計(jì)集團(tuán)有限公司，天津300308)

聲屏障是經(jīng)濟(jì)實(shí)效的降噪措施，在高速鐵路領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用[1]。我國(guó)部分規(guī)劃及新建高鐵，為降低特殊敏感點(diǎn)的噪聲，已開始采用封閉式聲屏障[2]。封閉式聲屏障結(jié)構(gòu)外形與隧道結(jié)構(gòu)類似，列車經(jīng)過(guò)時(shí)產(chǎn)生列車風(fēng)效應(yīng)。因此，封閉式聲屏障在服役過(guò)程中受到列車風(fēng)和橫風(fēng)共同作用，可能發(fā)生結(jié)構(gòu)破壞并影響高鐵行車安全。已有學(xué)者對(duì)聲屏障的風(fēng)壓荷載進(jìn)行了研究。鄭史雄等[3]對(duì)直立式聲屏障展開分析，獲得了風(fēng)荷載體型系數(shù)。XIONG 等[4?5]研究高速列車經(jīng)過(guò)聲屏障而產(chǎn)生的瞬態(tài)空氣動(dòng)力壓力與壓力變化，得出壓力幅值沿聲屏障表面的分布規(guī)律。DU 等[6]研究了列車速度與聲屏障高度對(duì)聲屏障所受到的壓力幅值的影響。韓旭等[7]系統(tǒng)分析了風(fēng)速、雷諾數(shù)效應(yīng)、風(fēng)攻角、側(cè)視斷面位置等因素對(duì)全封閉聲屏障氣動(dòng)特性的影響。何旭輝等[8]對(duì)高速鐵路全封閉聲屏障氣壓荷載數(shù)值模擬研究,獲得壓力極值和氣壓荷載分布規(guī)律。朱正清等[9]通過(guò)對(duì)列車駛過(guò)聲屏障時(shí)氣動(dòng)力模擬和試驗(yàn)測(cè)試，驗(yàn)證了聲屏障壓力波與速度、聲屏障高度和屏軌距的關(guān)系。王宏朝等[10]通過(guò)數(shù)值模擬分析在不同的風(fēng)向角及風(fēng)速下，自然風(fēng)荷載對(duì)聲屏障所受列車風(fēng)致脈動(dòng)力的影響。目前高速鐵路聲屏障的風(fēng)荷載研究已取得很大進(jìn)展，但研究對(duì)象多為直立式聲屏障。封閉式聲屏障大多設(shè)置在路堤或橋梁段，與隧道環(huán)境差異較大，列車通過(guò)隧道的氣動(dòng)特性不完全適用于封閉式聲屏障。本文以京雄城際鐵路橋梁段封閉式聲屏障作為研究對(duì)象，通過(guò)橫風(fēng)?移動(dòng)列車風(fēng)洞試驗(yàn)，研究了列車風(fēng)與橫風(fēng)作用對(duì)聲屏障結(jié)構(gòu)的風(fēng)壓荷載影響規(guī)律，研究結(jié)果對(duì)高速鐵路全封閉式聲屏障結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)具有指導(dǎo)意義。

1 風(fēng)洞試驗(yàn)

中南大學(xué)風(fēng)工程研究中心基于既有風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室，研制了一套橫風(fēng)-移動(dòng)列車風(fēng)洞試驗(yàn)系統(tǒng)，可用于移動(dòng)列車的氣動(dòng)特性、移動(dòng)車-橋系統(tǒng)風(fēng)荷載風(fēng)洞試驗(yàn)。整套裝置測(cè)試段位于中南大學(xué)高速鐵路風(fēng)洞大試驗(yàn)段內(nèi)，來(lái)流區(qū)域?qū)?2.0 m，高3.5 m，風(fēng)速0～20 m/s 連續(xù)可調(diào)，紊流度低于1.0%；在風(fēng)洞試驗(yàn)段的兩端分別為上下行列車模型的彈射與減速設(shè)備，模型運(yùn)行軌道貫通風(fēng)洞測(cè)試段，來(lái)流風(fēng)向與列車行駛方向垂直。

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

列車、橋梁和封閉式聲屏障均采用1:15 的縮尺比例制作幾何縮尺模型，列車車型為CRH380A高速列車，橋梁為單箱梁，橋墩高度按照實(shí)際情況縮尺。如圖1 所示，封閉式聲屏障截面為圓弧形，橋梁模型貫穿整個(gè)風(fēng)洞長(zhǎng)12 m，為降低風(fēng)洞試驗(yàn)阻塞率，聲屏障模型長(zhǎng)度取8 m。在聲屏障兩端，中間以及1/4 長(zhǎng)度處共設(shè)置4 個(gè)測(cè)試截面，兩端截面距離聲屏障實(shí)際出入口0.5 m。

圖1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig.1 Test model

測(cè)點(diǎn)布置如圖2所示，每個(gè)截面的內(nèi)外壁面均等距布設(shè)20個(gè)測(cè)點(diǎn)，試驗(yàn)不考慮近地面的風(fēng)剖面，來(lái)流橫風(fēng)為均勻流。通過(guò)電子掃描閥測(cè)量聲屏障內(nèi)外壁的風(fēng)壓分布，試驗(yàn)中采用最長(zhǎng)測(cè)管為1.2 m。

圖2 封閉式聲屏障測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.2 Test points of closed sound barrier

1.2 動(dòng)模型彈射系統(tǒng)

中南大學(xué)高速鐵路風(fēng)洞列車模型彈射系統(tǒng)[11]如圖3所示。彈射系統(tǒng)在風(fēng)洞外的加速段利用電機(jī)同步帶傳動(dòng)機(jī)構(gòu)將列車模型加速至設(shè)定速度，接近風(fēng)洞壁面時(shí)將列車模型彈出，列車模型沿軌道進(jìn)入風(fēng)洞試驗(yàn)段，當(dāng)列車模型穿越風(fēng)洞試驗(yàn)段，沿軌道繼續(xù)前進(jìn)，滑行進(jìn)入阻尼滯速階段，速度快速下降直到停止。測(cè)控系統(tǒng)位于風(fēng)洞兩側(cè)列車模型進(jìn)出入口位置，對(duì)列車模型的進(jìn)出速度進(jìn)行測(cè)量。

圖3 列車模型彈射系統(tǒng)Fig.3 Moving train model system

1.3 風(fēng)壓荷載測(cè)試

試驗(yàn)采用DTC Initium 網(wǎng)絡(luò)智能式風(fēng)洞電子壓力掃描閥，測(cè)量聲屏障表面測(cè)點(diǎn)壓力以及測(cè)試流場(chǎng)的總壓與靜壓，通過(guò)下式得到測(cè)點(diǎn)的風(fēng)壓系數(shù)Cp[12]：

式中：P為封閉式聲屏障外壁風(fēng)壓；P∞為來(lái)流靜壓；U為試驗(yàn)風(fēng)速；ρ為空氣密度。

平均風(fēng)壓系數(shù)Cpmean與脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)Cprms[13]定義如下：

式中：Cpmean為平均風(fēng)壓系數(shù)；Cprms為脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)；Cp(t)為t時(shí)刻的風(fēng)壓系數(shù)；N為測(cè)壓試驗(yàn)采樣點(diǎn)數(shù)，試驗(yàn)采樣點(diǎn)數(shù)為20 000個(gè)。

進(jìn)行橫風(fēng)作業(yè)下聲屏障外壁風(fēng)壓系數(shù)研究時(shí)，取來(lái)流6，8 以及10 m/s 3 種風(fēng)速,對(duì)應(yīng)雷諾數(shù)為3.7×105，4.9×105和6.1×105。進(jìn)行列車風(fēng)作用下聲屏障內(nèi)壁風(fēng)壓系數(shù)研究時(shí)，取14，17以及23 m/s 3種列車車速，為保證試驗(yàn)結(jié)果的穩(wěn)定性和準(zhǔn)確性，每種工況均重復(fù)測(cè)量3次。

2 橫風(fēng)作用下聲屏障外壁的風(fēng)壓分布

2.1 風(fēng)壓系數(shù)沿環(huán)向的變化規(guī)律

圖4 為10 m/s橫風(fēng)作用下聲屏障的風(fēng)壓系數(shù)沿環(huán)向的分布規(guī)律。由于4個(gè)截面的風(fēng)壓系數(shù)分布規(guī)律相似，僅以中間截面為例分析。 聲屏障在迎風(fēng)側(cè)?23°～20°范圍內(nèi)平均風(fēng)壓系數(shù)為正，其值由1.0不斷下降至0；由20°開始，風(fēng)壓系數(shù)均為負(fù)值，20°～63°范圍內(nèi)平均風(fēng)壓系數(shù)的數(shù)值不斷增大，在63°附近出現(xiàn)最大負(fù)風(fēng)壓，其值為?3.04；63°～95°范圍內(nèi)圓柱表面的平均風(fēng)壓系數(shù)數(shù)值持續(xù)減小，在95°趨近穩(wěn)定，其值為?1.0。整體來(lái)看，沿順時(shí)針方向，迎風(fēng)側(cè)的風(fēng)壓迅速由正變負(fù)，并在頂部取得極值負(fù)風(fēng)壓后風(fēng)壓值先減小后趨于平穩(wěn)，在背風(fēng)側(cè)區(qū)域風(fēng)壓為負(fù)并保持穩(wěn)定。聲屏障的脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)在?24°～52°范圍內(nèi)保持穩(wěn)定(約為0.12)，在52°～107°范圍內(nèi)脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)出現(xiàn)最大值0.38，在107°～203°范圍內(nèi)又趨近穩(wěn)定。此全封閉式聲屏障結(jié)構(gòu)平均風(fēng)壓系數(shù)分布規(guī)律與單圓柱在臨界雷諾數(shù)區(qū)域內(nèi)的風(fēng)壓系數(shù)分布規(guī)律[12]相似。

圖4 風(fēng)壓系數(shù)沿聲屏障表面分布圖Fig.4 Distribution of wind pressure coefficient on the surface of sound barrier

2.2 雷諾數(shù)對(duì)聲屏障平均風(fēng)壓系數(shù)的影響

圖5展示了不同雷諾數(shù)下聲屏障平均風(fēng)壓系數(shù)的變化規(guī)律。結(jié)果顯示，在3.7×105～6.1×105的雷諾數(shù)范圍內(nèi)，雷諾數(shù)對(duì)聲屏障結(jié)構(gòu)頂部的平均風(fēng)壓系數(shù)有影響，對(duì)迎風(fēng)側(cè)和背風(fēng)側(cè)的平均風(fēng)壓系數(shù)影響很小。隨著雷諾數(shù)的增大，頂部的平均極值風(fēng)壓系數(shù)值從?3.38變?yōu)?3.04，背風(fēng)側(cè)的風(fēng)壓穩(wěn)定點(diǎn)在一定范圍內(nèi)逐步向來(lái)流方向推移。

圖5 不同風(fēng)速下的平均風(fēng)壓系數(shù)分布Fig.5 Distribution of mean pressure coefficient under different wind speeds

2.3 風(fēng)荷載體型系數(shù)

封閉式聲屏障的平均風(fēng)壓系數(shù)沿展向差異不大，而環(huán)向分布較大，可按等效風(fēng)壓系數(shù)考慮結(jié)構(gòu)的風(fēng)荷載體型系數(shù)。在實(shí)際工程中，按不同角度劃分范圍內(nèi)的風(fēng)壓系數(shù)較為繁瑣，不利于方便工程師應(yīng)用，需對(duì)封閉式聲屏障的風(fēng)壓系數(shù)進(jìn)行簡(jiǎn)化。根據(jù)建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范(GB50009—2012)[14]和相關(guān)文獻(xiàn)[7]，常用3 種方法簡(jiǎn)化：利用規(guī)范確定外形相似結(jié)構(gòu)的體型系數(shù)，區(qū)域極值法與平均值法。如圖6 所示，3 種方法得到的風(fēng)荷載體型系數(shù)差異明顯。規(guī)范建議值與聲屏障迎風(fēng)側(cè)分布相近，而頂部與背風(fēng)側(cè)則相差較大，一方面試驗(yàn)受雷諾數(shù)影響，同時(shí)沒能考慮橋梁對(duì)聲屏障結(jié)構(gòu)來(lái)流的干擾，另一方面聲屏障結(jié)構(gòu)形狀與規(guī)范并不完全一致。平均值法和極值法則根據(jù)聲屏障結(jié)構(gòu)不同區(qū)域的風(fēng)壓分布特點(diǎn)來(lái)劃分，即迎風(fēng)側(cè)風(fēng)壓為正，頂部負(fù)風(fēng)壓最大，背風(fēng)側(cè)負(fù)風(fēng)壓數(shù)值較穩(wěn)定，其中平均值法采用各區(qū)域風(fēng)壓系數(shù)的平均值作為體型系數(shù)，極值法采用各區(qū)域內(nèi)風(fēng)壓系數(shù)的極值作為體型系數(shù)。

圖6 風(fēng)荷載體型系數(shù)Fig.6 Wind load carrier type coefficients

為了對(duì)比以上3種簡(jiǎn)化方法計(jì)算的風(fēng)荷載系數(shù)的準(zhǔn)確性，采用MIDAS/civil 軟件建立全封閉聲屏障主拱肋有限元模型，將等效風(fēng)荷載施加于模型之上，計(jì)算結(jié)構(gòu)靜力響應(yīng)并與采用試驗(yàn)風(fēng)荷載計(jì)算的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。依據(jù)我國(guó)某高速鐵路客運(yùn)專線實(shí)際工程，全封閉聲屏障拱肋采用H 型鋼材，具體尺寸如圖7 所示，材料采用Q345 鋼材，柱腳邊界條件設(shè)置為固定支撐。

圖7 拱肋截面尺寸Fig.7 Arch rib section size

在10 m/s橫風(fēng)作用下，結(jié)構(gòu)的橫向位移分布如圖8 所示。在4 種風(fēng)荷載作用下，聲屏障結(jié)構(gòu)位移值均呈“拱頂較大，最大值在拱頂附近，且沿拱頂兩側(cè)逐漸減小，柱腳處最小”的分布規(guī)律。采用試驗(yàn)風(fēng)荷和平均值簡(jiǎn)化風(fēng)荷載計(jì)算的橫向位移分布相似，采用規(guī)范給定的風(fēng)荷載計(jì)算所得的橫向位移的數(shù)值偏小，采用極值簡(jiǎn)化風(fēng)荷載計(jì)算所得的橫向位移偏大，遠(yuǎn)大于采用試驗(yàn)風(fēng)荷載計(jì)算所得的橫向位移。

圖8 橫向位移分布Fig.8 Lateral displacement distribution

表1總結(jié)了采用幾種等效風(fēng)荷載計(jì)算的全封閉聲屏障拱肋拱頂?shù)臋M向位移和拱腳的內(nèi)力。結(jié)果表明：風(fēng)荷載采取規(guī)范建議取值時(shí)，最大位移值、柱腳內(nèi)力均偏小；采用平均值等效方法取值時(shí)，最大位移值和柱腳內(nèi)力都與采用試驗(yàn)風(fēng)荷載計(jì)算的結(jié)果接近；采用極值等效方法取值時(shí)，最大橫向位移值與一側(cè)柱腳彎矩值明顯大于采用試驗(yàn)值計(jì)算的結(jié)果，其中最大位移和柱腳彎矩是采用試驗(yàn)值計(jì)算結(jié)果的2 倍，柱腳側(cè)向力為1.3 倍。從經(jīng)濟(jì)、安全以及工程實(shí)際角度綜合考慮，建議采用平均值乘以放大系數(shù)作為聲屏障結(jié)構(gòu)的風(fēng)荷載體型系數(shù)。綜合考慮最大位移值與柱腳內(nèi)力與采用試驗(yàn)風(fēng)荷載計(jì)算一致的要求，建議放大系數(shù)取值1.3，從而全封閉式圓截面聲屏障的風(fēng)荷載體形系數(shù)建議取值為：迎風(fēng)側(cè)0.8，頂部?2.5，背風(fēng)側(cè)?1.4。

表1 拱頂橫向位移和柱腳內(nèi)力對(duì)照表Table 1 Comparison table of lateral displacement of vault and internal force of column foot

3 列車風(fēng)作用下聲屏障內(nèi)壁風(fēng)壓分布

圖9為列車風(fēng)作用下封閉式聲屏障內(nèi)壁的脈動(dòng)風(fēng)壓時(shí)程曲線。列車通過(guò)時(shí)的脈動(dòng)風(fēng)壓波峰、波谷，即正壓峰值、負(fù)壓峰值，且列車模型與聲屏障同比例縮尺，其列車試驗(yàn)速度與實(shí)際車速相等。

圖9 脈動(dòng)壓力時(shí)程曲線(1/4處截面)Fig.9 Pulsating pressure time history of the inner wall of the sound barrier

3.1 單車通過(guò)聲屏障的風(fēng)壓荷載

圖10為不同車速下聲屏障(中間截面)的壓力峰值分布，正峰值和負(fù)峰值均隨列車運(yùn)行速度的增加而增大，近軌側(cè)的壓力峰值明顯高于頂部和另一側(cè)。車速較低時(shí)，列車運(yùn)行引起的壓力波較小，測(cè)點(diǎn)間的壓力差不明顯。在23 m/s車速時(shí)，近側(cè)的壓力峰值均明顯高于遠(yuǎn)側(cè)，最大相差達(dá)16%。可見同一截面上的壓力峰值存在著明顯差異，可能對(duì)結(jié)構(gòu)受力不利。隨著列車車速的提高，環(huán)向風(fēng)壓差異更加明顯，這種現(xiàn)象與高速列車通過(guò)隧道橫截面上壓力分布結(jié)論一致[15]。

圖10 不同車速下聲屏障的壓力峰值Fig.10 Extreme wind pressure of sound barrier under different train speeds

圖11 為3 種運(yùn)行速度下聲屏障中間截面的壓力最大幅值。結(jié)果顯示，聲屏障壓力幅值與列車運(yùn)行速度的平方近似成正比關(guān)系。這與文獻(xiàn)[15?16]隧道空氣動(dòng)力學(xué)的研究結(jié)論相近，其中文獻(xiàn)[16]擬合的列車穿過(guò)隧道時(shí)車速與隧道壁面壓力幅值關(guān)系為y=0.013x2.15。

圖11 聲屏障壓力幅值同車速關(guān)系Fig.11 Relationship between sound barrier pressure amplitude and train speed

圖12 為單列車以17 m/s 車速通過(guò)聲屏障的壓力峰值圖。沿聲屏障長(zhǎng)度方向，不同截面的壓力變化情況不完全相同。出入口截面受洞口效應(yīng)影響，列車經(jīng)過(guò)引起的氣流會(huì)變形迅速傳遞至聲屏障外。從圖中可知，列車駛?cè)肼暺琳蠒r(shí)，正壓峰值有一個(gè)從小變大再減小的過(guò)程，1/4 處截面的壓力峰值(58 Pa)較大，入口截面(52 Pa)次之，出口截面(約為22 Pa)最小，中間截面正壓峰值約等于1/4處截面和出口截面的平均值(40 Pa)，整體來(lái)看聲屏障內(nèi)壁的正壓峰值沿環(huán)向變化不大。負(fù)壓峰值在行車一側(cè)(測(cè)點(diǎn)1～6)達(dá)到?54 Pa，頂部(測(cè)點(diǎn)7～14)達(dá)到?44 Pa，遠(yuǎn)側(cè)(測(cè)點(diǎn)15～20)僅?37 Pa，可看出負(fù)壓峰值沿環(huán)向差異明顯，均服從近側(cè)較大、遠(yuǎn)側(cè)較小的規(guī)律。

圖12 壓力峰值分布Fig.12 Pressure peak distribution

3.2 會(huì)車時(shí)聲屏障的風(fēng)壓荷載

圖13 為列車以17 m/s 車速會(huì)車時(shí)聲屏障的壓力峰值分布，試驗(yàn)中下游列車的車速稍高于上游車速，導(dǎo)致該側(cè)壓力增幅稍大。會(huì)車時(shí)，各截面測(cè)點(diǎn)的壓力峰值較單車時(shí)加強(qiáng)明顯，交會(huì)處測(cè)點(diǎn)的極值負(fù)壓(?89 Pa)大于1/4 處截面(?73 Pa)，兩者壓力峰值分布相似，沿測(cè)點(diǎn)變化正壓峰值變化較小，負(fù)壓峰值變化稍大。出入口截面的壓力峰值沿測(cè)點(diǎn)變化較大，兩側(cè)的壓力峰值有明顯的加強(qiáng)?？芍?，當(dāng)列車在聲屏障內(nèi)交會(huì)時(shí)，交會(huì)區(qū)域的壓力峰值明顯較高，頂部位置的壓力極值(79 Pa)近似為單車時(shí)(40 Pa)的2 倍；在非交會(huì)區(qū)域，列車近側(cè)的測(cè)點(diǎn)壓力峰值較大，遠(yuǎn)側(cè)測(cè)點(diǎn)的壓力峰值較小。

圖13 會(huì)車工況壓力峰值分布Fig.13 Peak pressure distribution under driving conditions

4 結(jié)論

1) 聲屏障外壁的平均風(fēng)壓系數(shù)和脈動(dòng)風(fēng)壓系數(shù)分布規(guī)律與單圓柱的風(fēng)壓分布相似；雷諾數(shù)對(duì)聲屏障結(jié)構(gòu)頂部的平均風(fēng)壓系數(shù)影響稍大，對(duì)迎風(fēng)側(cè)和背風(fēng)側(cè)的平均風(fēng)壓系數(shù)影響較??；根據(jù)橫向最大位移和柱腳內(nèi)力等效的原則，建議聲屏障風(fēng)荷載體型系數(shù)取值為：迎風(fēng)側(cè)0.8，頂部?2.5，背風(fēng)側(cè)?1.4。

2) 列車通過(guò)聲屏障時(shí)，沿聲屏障長(zhǎng)度方向，不同截面的壓力變化情況不完全相同；聲屏障內(nèi)壁的負(fù)壓峰值沿環(huán)向差異明顯，服從近側(cè)較大，遠(yuǎn)側(cè)較小的規(guī)律，且壓力幅值與列車速度的平方近似成正比關(guān)系。

3)2 車交會(huì)時(shí)，交會(huì)區(qū)域的極值風(fēng)壓明顯高于單車通過(guò)，最大極值風(fēng)壓出現(xiàn)在交會(huì)截面；交會(huì)區(qū)域極值風(fēng)壓高于非交會(huì)區(qū)域，最高極值風(fēng)壓約為單車通過(guò)時(shí)極值風(fēng)壓的2倍。