新型軌道交通混凝土聲屏障單元板抗風性能研究

欒皓翔， 朱萬旭， 周紅梅， 秦亦偲， 酆 磊

(1. 廣西科技大學 土木建筑工程學院, 廣西 柳州 545006；2. 廣西巖土力學與工程重點實驗室，廣西 桂林 541004；3.桂林理工大學 土木與建筑工程學院，廣西 桂林 541004)

高速列車在高速行駛時，對周邊的空氣造成強烈擾動，列車車廂通過聲屏障的瞬間，擾動更加嚴重，同時造成突然的空氣壓力作用在聲屏障表面上，造成瞬時的壓力沖擊，在很短的幾十毫秒內相繼出現正負壓力最大值，此瞬態壓力沖擊即為列車駛過聲屏障時產生的列車氣動風壓脈動力[1]。此風脈沖擊動力由3部分組成：先正壓后負壓的頭波、中間由于車廂間的間隔產生的間隔波、先負壓后正壓的尾波，見圖1。頭波正壓大于負壓，尾波負壓大于正壓[2]。風脈沖擊動力的分布與列車的車速、軌道中心線至聲屏障距離、列車的車頭系數及聲屏障的高度等因素有關[3-4]。列車通過聲屏障時產生的脈沖波由不同頻率的部分組成，國內外有關研究表明：當列車以350 km/h的速度行駛時，其通過聲屏障時產生的能量主要集中在4～6 Hz的范圍內。由于列車的啟動風壓沖擊脈動力是動力荷載，當脈動力的主要能量集中頻率同聲屏障的固有頻率相同時，產生共振，聲屏障的結構將產生嚴重的破壞。

另外，在使用期內，列車設計通行次數高達210對/d，列車氣動風壓脈動力還可能造成聲屏障疲勞破壞，故有必要對軌道交通混凝土聲屏障的抗風性能進行研究。

1 氣動風壓荷載取值

國內外計算列車氣動風壓脈動力設計值的代表性文獻為[5-6]。此外，金蕾[7]對列車氣動風壓脈動力值進行了實測。由于以上取值結果存在一定差異，因此通過規范計算值和實測值比較討論確定列車氣動風壓脈動力設計值。聲屏障安裝一般距離近側軌道中心線3.5～4.2 m，越靠近軌道列車氣動風壓脈動力值越大，按照下列計算方法計算距離軌道中心線不同位置處的列車氣動風壓脈動力值。

1.1 國內計算方法

文獻[5]對氣動力做出了規定：當列車駛過時，產生的氣動壓力和氣動吸力，可看作是5 m長的移動面荷載+q和5 m長的移動面荷載-q[3]，見圖2。氣動力由水平氣動力qh和垂直氣動力qv組成，列車駛過對不同結構產生作用力見圖3。水平氣動力qh作用在規定之上的最大高度為5 m，可由圖4的曲線查取[7]。垂直氣動力qv計算式為

(1)

式中：qh為水平氣動力；D為作用線至線路中心的距離，m。

對位于聲屏障頂蓋下的構件或建筑物，qh與qv應再乘以1.5的阻擋系數。面荷載qh和qv需與有車的風荷載進行疊加。對于因氣動力而引起結構的振動，其氣動力還應考慮動力放大系數，該系數通過研究確定[8-9]。

由圖4可知，取D=4 m、vv=350 km/h時，列車水平氣動力qh≈0.78 km/m2；D=4 m、vv=250 km/h時，列車水平氣動力qv≈0.40 km/m2。

1.2 英國鐵路聲屏障設計規范空壓值計算方法

列車對聲屏障的氣動風壓p1k的計算式為[6]

(2)

(3)

式中：k1為列出形狀系數，貨車k1=1.00，客車k1=0.85，流線型車頭如ICE系列等k1=0.60；ρ為空氣密度，取1.25 kg/m3；vv為列車車速，m/s；Cp1為空壓系數，取決于軌道中心線至屏障距離；Y為軌道中心線至聲屏障距離，m。

取Y=4 m，vv=350 km/h=97 m/s，k1=0.60，ρ=1.25 kg/m3，代入式(2)、式(3)，p1k=0.563 3 kN/m2，Cp1=0.159。

當取聲屏障內側距離近側軌道中心線分別為3.5、4.2 m時，在列車運行速度為350 km/h時，列車氣動風壓脈動力分別為0.71、0.53 kN/m2。由計算結果可知，聲屏障安裝位置越靠近近側軌道中心線，列車運行時產生的氣動風壓脈動力值越大，本文取一般工程實際當中，聲屏障的安裝位置為距離近側軌道中心線為4 m進行研究。

某研究所對京滬高速鐵路某路段的聲屏障進行列車氣動風壓值測試，該段聲屏障長度為500 m，高度為2.15 m，橋梁高度為9.9 m，聲屏障內側距離近側軌道中心線約為3.5 m。測試車型為CRH380AL、CRH380BL兩種，測試結果見表1。

表1 列車氣動風壓實測值

結合以上國內外各技術標準對列車氣動風壓脈動力的數值，并結合我國國家標準和行業規范對非金屬聲屏障單元板的技術要求，同時還必須考慮一定的安全冗余度，聲屏障單元板的抗風壓性能必須滿足：一般風速地區抗風壓性能≥3.5 kPa，臺風地區抗彎曲斷裂荷載≥7 kPa[10-11]。

2 新型非金屬聲屏障單元板有限元模擬分析

2.1 新型非金屬聲屏障單元板的結構構造

聲屏障單元板的尺寸大小為3 960 mm×500 mm×140 mm，為了保證吸音效果，聲屏障單元板的結構設計為表面布置有吸音孔的長方體空心結構。吸音孔的孔隙率為30%，尺寸大小為20 mm×150 mm。制作聲屏障的混凝土采用鋼纖維粉末混凝土，其抗壓強度可達100 MPa以上，抗拉強度在9 MPa以上，鋼筋采用普通的HPB300鋼筋[12]。

混凝土聲屏障單元板見圖5，單元板結構構造見圖6。

2.2 新型非金屬聲屏障單元板的有限元模擬分析

借助于有限元分析程序ANSYS，建立三維有限元分析模型，對聲屏障單元板的抗風性能進行模擬分析。為了便于建模、減少計算量和節省計算時間，建模時將面板開孔形狀和單元板截面進行簡化，將截面簡化為矩形進行ANSYS建模[13-14]，見圖7。

混凝土采用Solid65單元模擬，鋼筋采用Pipe16單元模擬[14-15]。在程序ANSYS中，進行對稱式建模，即只建立一半模型。兩端簡支，背板無吸音孔，面荷載直接施加在背面上，包括壓力和吸力，模擬自然風荷載和氣動風壓，程序自動添加自重及給定材料密度。在模擬中，施加均布力進行分析，試件對稱后的有限元模型見圖8。

混凝土彈性模量E=5.1×104MPa，泊松比λ=0.25，混凝土裂縫張開的剪力傳遞系數為0.45，裂縫閉合的剪力傳遞系數為0.9，抗拉強度為9.0 MPa，不考慮混凝土的抗壓破壞，取混凝土的單軸壓碎應力為0；鋼筋彈性模量Es=2×105MPa，泊松比λ=0.3，極限抗拉強度420 MPa。非金屬聲屏障單元板由兩側H型鋼立柱產生約束。因此，在構件的一側設置固定端約束，另一側設置簡支約束[13,15]，分別在聲屏障單元板的面板、背板上施加3.5、7.0 kPa的均布荷載模擬聲屏障單元板在實際工程應用中受到的脈動風壓，計算結果見圖9、圖10。

表2 計算結果匯總

工況/kPa最大撓度/mm鋼筋最大拉應力/MPa混凝土最大拉應力/MPa面板受壓3.53.378.6335.295背板受壓3.54.9617.0356.205面板受壓7.06.9317.2677.488背板受壓7.06.7522.7988.278

2.3 ANSYS計算結果分析

(1) 由上述計算結果可知，在面荷載7 kPa時，各截面單元板的混凝土最大拉應力均小于設定的混凝土抗拉強度9 MPa，結果表明：在面荷載7 kPa時上述各截面單元板均沒有發生開裂，滿足承受抗彎曲斷裂荷載的要求。

(2) 最不利情況下，單元板在承受面荷載7 kPa跨中撓度最大為6.93 mm，小于文獻[16]中的設計限值l/200=19.8 mm，滿足要求。

(3) 最不利情況下，單元板在承受面荷載7 kPa時鋼筋的最大拉應力為22.798 MPa，遠小于鋼筋的抗拉強度設計值270 MPa，滿足要求。

3 結論

(1) 在一般風速地區，面板和背板上分別施加3.5 kPa荷載時，計算結果顯示鋼筋和混凝土的最大拉應力均遠小于鋼筋和混凝土的抗拉強度設計值。

(2) 在臺風地區，面板和背板上分別施加7 kPa的荷載時，結果顯示最不利的情況下鋼筋和混凝土的最大拉應力均小于鋼筋和混凝土的抗拉強度設計值，滿足要求。

(3) 在最不利的情況下，當面板承受7 kPa時，單元板的跨中撓度最大為6.93 mm，遠小于規范設計限值，滿足變形要求。

綜上所述，新型聲屏障單元板在一般風速地區承受3.5 kPa的風荷載和在臺風地區承受7 kPa的風荷載時，產生的應力和變形均低于國家標準和行業規范，滿足工程實用性要求。