高速鐵路Y型聲屏障動態(tài)特性數值研究

吳小萍，朱燁，鮮凌霄，黃映凱，杜鵬程

(中南大學土木工程學院，湖南長沙，410083)

隨著高速列車運行速度增加，其產生的噪聲顯著提高。研究表明，當列車速度達到300 km/h時，氣動噪聲將大于輪軌噪聲成為首要噪聲源[1]。聲屏障作為降低鐵路沿線噪聲的重要措施，除承受自然風荷載之外，還會受到列車高速行駛通過時產生的脈動風荷載作用。當列車速度較高時，產生的脈動力對聲屏障的作用效果更為明顯，嚴重時會導致聲屏障組件發(fā)生破壞從而影響行車安全[2]。2003年，德國科隆至法蘭克福段高速鐵路兩邊的金屬插板式聲屏障出現了鋁合金單元板斷裂、鋼立柱與基座的連接螺栓松動等問題，為了保證行車安全，全線的金屬插板式聲屏障被拆除。聲屏障的結構安全性與其動態(tài)性能密切相關，對其結構動力學性能進行研究具有重要的應用價值。人們對聲屏障最初的研究主要集中在其降噪性能方面，隨著列車速度提升，高速列車脈動風壓問題逐漸受到普遍關注[3-4]。

國內外許多學者對聲屏障的動態(tài)特性進行了大量試驗研究和數值模擬研究。在試驗研究方面，TOKUNAGA等[5-6]通過現場試驗研究了高速列車通過聲屏障時的空氣動力特性，驗證了數值模擬方法的可行性，并提出了2 種聲屏障設計方法。Lü等[7]從列車速度、列車類型等方面對聲屏障的空氣動力特性進行了試驗研究，得到了不同參數的影響規(guī)律。在數值模擬方面，VITTOZZI 等[8]通過引入調諧質量阻尼器提出了解決結構振動的初步方案；LUO等[9]采用改進的延遲分離渦流模擬方法模擬了磁浮列車通過雙側聲屏障時的氣動性能，研究了聲屏障高度和聲屏障-列車距離等參數變化對流場的影響；衛(wèi)星等[10]研究了封閉式聲屏障在列車通過時所受脈動風壓的特征規(guī)律；楊夢琦等[11]通過模態(tài)分析及瞬態(tài)動力學分析研究了不同工況下自然風與氣動力作用下聲屏障動力響應變化規(guī)律；羅文俊等[12-13]采用動網格法模擬了高鐵進出聲屏障全過程，得到聲屏障各部位的脈動風荷載時程曲線及不同參數的影響規(guī)律，發(fā)現聲屏障結構最大位移和最大應力隨車速和立柱間距增大呈非線性增大。

上述關于聲屏障的研究為高速鐵路聲屏障結構的優(yōu)化設計提供了理論參考，但主要集中于直立型聲屏障研究。Y型聲屏障作為常見的聲屏障類型之一，現有研究大都集中于如何提高降噪效果[14-17]，而忽略了其動力學性能研究。由于聲屏障結構存在差異，在同等工況下，135°Y 型聲屏障有效風壓較直立型聲屏障可增大4.6%[18]。為此，本文采用滑移網格方法模擬高速列車進出Y 型聲屏障的全過程，研究不同折板角度(90°，105°，120°，135°，150°，165°和180°)、不同列車速度(300，350 和400 km/h)及不同聲屏障-列車距離(3.6 m和4.0 m)等工況列車對聲屏障的脈動風壓規(guī)律，將其與聲屏障有限元模型耦合進行瞬態(tài)動力學分析，得到聲屏障的動態(tài)響應規(guī)律，并據此得到Y 型聲屏障折板角的合理取值范圍，以便為實際工程中Y 型聲屏障的結構安全設計階段提供技術支撐。

1 數值分析模型

1.1 列車-聲屏障外流場模型

采用CRH380A 型高速列車，在保證其空氣動力學的性能下，忽略列車的轉向架、受電弓、車輪等精細結構，將列車簡化成由光滑曲面構成的幾何體。采用1 節(jié)頭車、1 節(jié)中間車以及1 節(jié)尾車的3 編組列車模型[19]，模型總長為78.0 m，高為3.6 m，寬為3.4 m。Y型聲屏障總長為200.0 m，高為3.0 m；折板長為0.5 m，寬為0.2 m。鐵路、橋梁中屏障迎風面距離列車的距離通常為3.6 m 或4.0 m。為對比與其他類型聲屏障的異同，將T 型(折板角90°)與直立型(折板角180°)聲屏障加入計算。列車網格劃分、列車與聲屏障相對位置及不同折板角度聲屏障示意圖如圖1所示。

圖1 模型及其參數示意圖Fig.1 Schematic diagrams of model and its dimensional parameters

由于列車表面形狀復雜，采用四面體非結構化網格劃分，在車頭車尾處進行局部網格加密，網格總數為800萬個。高速列車與聲屏障外流場計算域(長×寬×高)為300 m×50 m×30 m。列車表面、橋梁底面、聲屏障等固體邊界均設置為無滑移的壁面邊界，計算域頂面、側面設置為對稱邊界，計算域前后設置成壓力為零的出口邊界條件。

高速列車通過聲屏障區(qū)域時，車頭不斷地壓縮周圍的空氣，形成三維、黏性、可壓縮的非穩(wěn)態(tài)湍流場。采用標準k-ε雙方程模型，相應控制方程如下：

式中：k為湍動能；ρ為密度；ε為耗散率；t為時間；PG為湍動能產生項；μ為層流黏性系數，σε為湍流動能耗散率普朗特數；μt為湍流黏性系數；C1，C2，Cμ，σk和σε均為經驗常數，一般取C1=1.44，C2=1.92，Cμ=0.09，σk=1.0，σε=1.3。

1.2 聲屏障有限元模型

為對Y 型聲屏障進行動力響應分析，建立有限元模型。將聲屏障固體模型進行如下簡化：將多孔的鋁合金吸聲板簡化為表面無孔的封閉面板；聲屏障單元板與立柱間的連接簡化為由橡膠墊連接。本文建立20 m 長的聲屏障有限元模型，共計10跨、11個立柱和10塊鋁合金復合吸聲板。聲屏障各構件的材料參數設置如表1所示。

表1 聲屏障各構件的物理和力學參數Table 1 Physical and mechanical parameters of each component of sound barrier

1.3 模型驗證

在模擬聲屏障脈動風壓與動態(tài)性能的過程中，不同計算方法與參數取值會對仿真結果產生一定影響。為此，以天津—秦皇島客運專線某直立型聲屏障區(qū)段為研究對象，采用上述計算方法和模擬參數建立相應列車脈動風數值分析模型，將車速為300 km/h 時的脈動壓力仿真結果與實測結果進行對比[20]，結果如圖2所示。

圖2 脈動風壓實測值與仿真值對比Fig.2 Comparison between measured and simulated aerodynamic impulse pressure

從圖2可見：脈動壓力仿真結果略大于實測結果，這是由于仿真模擬中將列車表面簡化為光滑表面，削弱了風阻等作用。但這2條曲線的變化趨勢基本一致，表明本文所采用的計算方法與參數能夠較準確地模擬聲屏障所受到的實際壓力規(guī)律。

2 Y 型聲屏障脈動風壓仿真結果與分析

2.1 脈動風壓分布規(guī)律

計算工況和結構參數不同，聲屏障的脈動風壓峰值也不同，但其變化趨勢一致[12]。當列車速度為350 km/h，聲屏障距列車為3.6 m 時，135°Y 型聲屏障脈動風壓時程曲線如圖3(a)所示。從圖3(a)可以看出：高速列車在通過Y 型聲屏障區(qū)域的過程中，其壓力波動與列車通過直立型聲屏障時產生的波動趨勢一致；在車頭經過時，聲屏障面板出現先正后負的脈動風壓區(qū)；在車尾經過時，聲屏障表面出現先負后正的脈動風壓區(qū)，分別稱為“頭波”與“尾波”，并且“尾波”峰值明顯小于“頭波”峰值。

脈動風壓峰值沿聲屏障面板豎向分布如圖3(b)所示。從圖3(b)可見：在正壓區(qū)沿聲屏障高度方向，Y型聲屏障的脈動風壓變化規(guī)律為底部脈動風壓最大，自下而上脈動風壓先緩慢減小，在接近Y型折板區(qū)域時急劇降低，底部脈動風壓約為頂部風壓的1.77 倍。這是由于列車與聲屏障間的空氣受到擠壓時，聲屏障底部結構與地面連接，底部空氣的外流場較封閉，空氣流通速度小，而折板處空氣與外部流場相流通，氣流速度大，因此，聲屏障底部脈動風壓較大，沿著高度方向衰減，且越接近頂部，衰減越快。

圖3 列車通過Y型聲屏障時的脈動風壓Fig.3 Aerodynamic impulse pressure when train passes through Y-shaped sound barrier

2.2 不同參數下聲屏障脈動風壓影響規(guī)律

分析不同工況及結構參數下聲屏障所受脈動風壓的變化，車速分別取300，350 和400 km/h，聲屏障-列車距離分別取3.6 m和4 m，彎折角度分別取90°，105°，120°，135°，150°，165°和180°。在不同車速、聲屏障-列車距離和彎折角下，Y型聲屏障脈動風壓峰值變化曲線如圖4所示。

圖4 不同參數下脈動風壓峰值變化曲線Fig.4 Variation curves of peak aerodynamic impulse pressures under different parameters

2.2.1 列車車速對脈動風壓峰值的影響

由圖4 可知：當車速由300 km/h 增加至350 km/h時，T型、135°Y型、直立型聲屏障所受脈動風壓峰值分別增大30.8%，37.8%和38.4%；當車速由350 km/h增加至400 km/h時，3種聲屏障所受脈動風壓峰值分別增大45.7%，50.9% 和51.7%；隨著列車速度增大，聲屏障所受脈動風壓峰值隨之增大，且呈現出非線性加速增大的趨勢。這是由于列車車速達到400 km/h 時，馬赫數超過0.3，高速列車周圍的流場將會出現從低速不可壓縮流動向高速可壓縮流動變化。

2.2.2 聲屏障-列車距離對聲屏障脈動風壓峰值的影響

由圖4 可知：聲屏障-列車距離越大，列車與聲屏障之間的空氣流場越開放，其所受到的脈動風壓越?。划斄熊囁俣葹?50 km/h 時，距列車4.0 m 的135°Y 型聲屏障最大風壓比距列車3.6 m的聲屏障最大風壓下降10.9%，T 型、直立型聲屏障最大風壓分別下降11.4%和17.4%。

2.2.3 聲屏障折板角度對聲屏障脈動風壓峰值的影響

當聲屏障折板角度在90°至135°之間變化時，聲屏障面板脈動風壓峰值逐漸降低；當折板角度在135°至180°之間變化時，脈動風壓雖有降低的趨勢，但變化幅度很小，逐漸趨于穩(wěn)定；當折板角度為90°時，折板角度太小，導致聲屏障與列車之間的流場相對較封閉，空氣流通較弱，因此，此時脈動風壓峰值最大；隨著折板角度逐漸增大，折板與列車之間的開口越來越大，與列車之間的流場也逐漸開放，空氣流通加強，因此，脈動風壓的峰值開始逐漸降低。

以聲屏障-軌道中心距3.6 m 時135°Y 型聲屏障脈動風壓最大值為基準，T型聲屏障與直立型聲屏障最大風壓的相對差如表2 所示。從表2 可見：當車速為300 km/h時，T型、直立型聲屏障最大風壓相對Y 型分別增大16.9%和減小3.5%；當車速為350 km/h時，聲屏障最大風壓分別增大11.0%和減小2.9%；當車速為400 km/h 時，聲屏障最大風壓分別增大7.2%和減小2.4%。T 型、Y 型和直立型聲屏障所受風壓依次減小，隨著車速增加，三者所受最大風壓差距不斷減小。

表2 3種型式聲屏障的最大風壓對比Table 2 Comparison of peak pressures of 3 types of sound barriers

3 Y型聲屏障動態(tài)響應分析

3.1 模態(tài)分析

為檢驗高速鐵路聲屏障在列車通過的過程中是否發(fā)生共振，對聲屏障結構進行模態(tài)分析。折板角度為135°的Y型聲屏障前10階振型云圖如圖5所示。

圖5 135°Y型聲屏障前10階振型云圖Fig.5 Cloud images of the front 10 modes of 135°Y-shaped sound barrier

從圖5可以看出：第1階振型主要是Y型聲屏障整體結構的側向彎曲；第2階振型為立柱的扭轉變形；第3 階至第10 階振型主要是折板結構及附近區(qū)域的扭轉變形。聲屏障振動的形狀類似于弦曲線，在弦曲線的波峰處振動幅度最明顯，Y型折板的振動幅度大于立柱和吸聲板的振動幅度；振型越大，結構的振動幅度越大。不同類型、不同折板角度的聲屏障前10階模態(tài)振型基本一致。

不同折板角度聲屏障前10 階振型的固有頻率如表3所示。由表3可知：各類型聲屏障前10階固有頻率變化趨勢基本一致，對于各階固有頻率，T型最大，Y型次之，直立型最小。以135°Y型聲屏障基頻為基準，T 型聲屏障基頻增加了21.3%，直立型聲屏障基頻減少了24.5%。改變折板角度對Y型聲屏障的前2階固有頻率影響不大，但隨著Y型聲屏障折板角度增加，高階固有頻率呈現出顯著變小趨勢。這是由于立柱的扭轉變形引起了相鄰聲屏障單元板的側向振動。

由表3可以看出：聲屏障一階固有頻率穩(wěn)定在8～15 Hz之間，遠比高速列車行駛過程中脈動壓力的頻率范圍(2～4 Hz)大[12]，因此，聲屏障結構在脈動風荷載下不會發(fā)生共振破壞。

表3 不同折板角度的聲屏障前10階固有頻率Table 3 The 1-10 natural frequencies of sound barrier with different folded plate angles Hz

3.2 瞬態(tài)動力學分析

將得到的聲屏障脈動壓力時程曲線加載至聲屏障面板上，得到Y 型聲屏障的瞬態(tài)動力響應曲線。圖6所示為列車以350 km/h速度通過135°Y型聲屏障時的最大變形時程曲線與最大等效應力時程曲線。從圖6可見：聲屏障的最大變形時程曲線和最大等效應力時程曲線與脈動風荷載時程曲線相吻合；在脈動風壓的“頭波”和“尾波”處，聲屏障變形與等效應力響應曲線均達到峰值，最大等效應力為14.35 MPa，最大變形為1.03 mm。

圖6 瞬態(tài)動力響應曲線Fig.6 Transient dynamic response curves

在不同車速、不同中心距下聲屏障的變形與等效應力峰值有所差異，但其變化規(guī)律相同。在不同工況、不同類型下聲屏障面板所受的最大等效應力和脈動壓力如圖7所示。從圖7可見：隨著折板角度增加，Y型聲屏障的最大等效應力呈現出增大趨勢，并且與脈動壓力先下降后平緩的變化趨勢不同，折板角度增加對Y 型聲屏障的等效應力影響一直較大。這主要是由于聲屏障實際高度隨著折板角度增加而增大，聲屏障整體結構的剛度減小，柔度增大，其受風壓的影響作用也更大，從而使等效應力增大。

圖7 不同工況、不同類型的聲屏障面板所受的最大等效應力和脈動風壓Fig.7 Peak equivalent stresses and aerodynamic impulse pressures on different types of sound barrier panels under different working conditions

由于折板角度增加對最大等效應力與脈動風壓的影響規(guī)律相反，根據這2個指標對Y型聲屏障折板角度進行優(yōu)化。以T型聲屏障為基準，在不同工況和折板角度下，Y型聲屏障面板所受最大等效應力和脈動壓力及其相對差如表4所示。對等效應力與脈動風壓取相同權重，在各工況下，等效應力、脈動風壓的相對差的矢量之和最小時的折板角度即為該工況時的最佳折板角度。

因此，當聲屏障距線路中心線3.6 m，車速為300 km/h和350 km/h時，Y型聲屏障最佳折板角度為135°；當車速為400 km/h 時，最佳折板角度為105°；當聲屏障距線路中心線4 m，車速為300 km/h和350 km/h時，Y型聲屏障最佳折板角度為120°；當車速為400 km/h 時，最佳折板角度為105°。因此，在實際工程中，在滿足聲屏障降噪性能的基礎上，需選擇較小角度Y 型聲屏障(折板角度為105°～135°)。

4 結論

1) 當列車通過聲屏障時，出現明顯“頭波”和“尾波”效應。沿高度方向，聲屏障底部脈動風壓最大，自下而上緩慢減小，在接近Y 型折板區(qū)域時開始急劇降低。

2)聲屏障所受脈動風壓峰值隨著列車速度的增大呈非線性加速增大，隨聲屏障至列車距離增加而減小，隨折板角度增加而降低。不同類型聲屏障脈動風壓峰值存在明顯差異，T型的脈動風壓峰值最大，Y型的次之，直立型的最小。

3)折板角度增加對Y型聲屏障基頻影響不大，但高階固有頻率隨折板角度增大而減小。各類型聲屏障結構基頻集中于8～15 Hz，均大于高速列車脈動壓力頻率，不會發(fā)生共振破壞。

4)聲屏障的最大變形、等效應力時程曲線在脈動風壓“頭波”和“尾波”處出現峰值；但最大等效應力隨著折板角度增加而增大，其變化趨勢與脈動風壓的變化趨勢相反。綜合聲屏障等效應力與脈動風壓變化規(guī)律，在實際工程中，需選擇小折板角度(105°～135°)Y型聲屏障。

5)在列車脈動風作用下，聲屏障的最大風壓出現在其結構底部，因此，應對鋼立柱底部與加勁板焊接處采取措施進行加固并加強監(jiān)測。同時，列車速度對聲屏障脈動風壓影響明顯，在聲屏障區(qū)域，適當降速可延長聲屏障使用壽命。