高速鐵路840m全封閉聲屏障氣壓荷載數值模擬研究

2020-06-10 06:12:10何旭輝郭柯楨葛輝凱敬海泉

中國鐵道科學 2020年3期

何旭輝，郭柯楨，楊斌，葛輝凱，敬海泉

（1.中南大學土木工程學院,湖南長沙 410075；2.中南大學高速鐵路建造技術國家工程重點實驗室,湖南長沙 410075；3.中國國家鐵路集團有限公司,北京 100844；4.雄安高速鐵路有限公司,河北保定 071700）

隨著高速鐵路運行速度的進一步提升,噪聲污染這一問題愈發突出。目前,多采用設置聲屏障的手段降低噪聲對周邊環境的影響。為滿足不同的降噪要求,一般結合工程實際等多方面因素進行聲屏障結構形式選型［1］。在聲環境要求較為嚴苛的地段,如居民聚居區和生態保護區,多采用全封閉聲屏障這種結構形式,它能夠顯著降低環境噪聲污染,但是由于其形成的相對封閉空間使內部氣流的流動性受限,導致列車高速通過時會產生強烈的活塞風效應,使得聲屏障內部氣壓荷載會迅速增加,對聲屏障結構的強度和穩定性是極大的考驗［2］。

國內外的許多專家學者對列車的脈動風壓特性進行了研究,并取得了一定的成果。Baker［3］為描述列車周圍流場性質,利用試驗和計算的結果,對列車在開闊場地中的靜風狀態下和橫風作用下的氣動特性分別進行探討。Rabani［4］驗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,從而驗證數值模擬的可行性,并證明了阻塞率和速度對第1 個壓力波的影響；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］基于流體計算軟件CFX 探究列車經過直立式聲屏障時的空氣脈動力分布規律；Zhang［7］選用RNGk-ε湍流模型,模擬高速列車進入隧道時的氣壓荷載分布,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 動態鋪層技術,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行討論；駱建軍［9］通過滑移網格技術,計算得出隧道內的壓縮波呈現三維特性,且同一斷面上的壓力變化差異性與列車的運行方式有關；余南陽［10］計算流線型列車及隧道主要參數對環狀空間3 s 內最大壓力變化的影響；李新華［11］著重分析列車駛入隧道的流動方程,在時間和空間尺度得出不同時刻的流場狀態。此外,劉堂紅［12］采用實車試驗的方法,探究出隧道內列車風風速與列車運行速度呈線性關系；何德華［13］也進行了一系列隧道單列列車通過和2 列列車交會的實車試驗,總結了壓力波隨車速、車長和隧道長度等影響因素變化的規律。

盡管高速鐵路全封閉聲屏障結構形狀與隧道結構類似,既有隧道空氣動力學的研究結果對全封閉聲屏障氣壓荷載具有參考意義；然而,由于聲屏障質量更輕、結構更柔,全封閉聲屏障對列車風荷載更加敏感,既有隧道空氣動力學研究結果無法滿足全封閉聲屏障結構設計要求。

本文以我國高鐵線路某全封閉聲屏障為研究對象,建立流固耦合數值計算模型,對高速列車以350 km·h-1速度通過全封閉聲屏障（單車和會車）時產生的氣壓荷載進行系統研究,分析并總結氣壓荷載的分布規律及極值,可為全封閉聲屏障設計提供理論依據。

1 數值計算原理及模型建立

1.1 標準k-ε兩方程湍流模型

基于RANS 方法,根據文獻［14］的研究結論,選用準確、高效、適用性強的標準k-ε兩方程湍流模型進行流場和氣壓荷載數值模擬,為

其中,

式中：ρ為空氣密度；k為湍流動能；t為時間；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為坐標的三分量；μt為渦黏性系數；Gk為湍流動能基于平均速度梯度得到的增項；Gb為基于浮力產生的湍流動能增項,本文可忽略此項；G3ε為與浮力相關的常量,可忽略；G1ε,G2ε為常量；σk和σε為與k和ε對應的普朗特數,在標準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 移動網格的設置

采用Fluent軟件中的動態鋪層技術實現列車相對于聲屏障運動的數值模擬,這種方法將計算域分為動網格和靜網格區域,其中動網格區域包含列車車體和車體周圍的流場,靜網格區域包含聲屏障在內的外部流場,動靜網格之間設置Interface 的數據交互面進行數據傳遞。在運動過程中,動網格區域發生“坍塌或合并”,靜網格區域則不進行網格重構；此方法可減少計算量,提升計算效率。動網格發生坍塌時和合并時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的計算公式分別為

式中：ac為坍塌因子,取0.2；hconstant為劃分的動網格高度,取1 m；as為分裂因子,取0.4。

1.3 數值模型建立及網格劃分

采用我國高速鐵路開行的復興號動車組,選擇8 列編組建立列車數值模型如圖1所示?；谟嬎銠C性能和計算效率等多重因素考慮,對數值模型進行了適當簡化,忽略轉向架、車門、受電弓等構件對氣動外形的影響,并對列車表面進行光滑處理。

圖1 列車模型示意圖

建立全封閉式聲屏障數值模型如圖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。數值建模時對聲屏障的表面進行了平滑處理和適當簡化。骨架立柱為H 型鋼,其內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行引起內部的氣壓變化情況,數值模型考慮了H 型鋼立柱對聲屏障內部空間外形的影響。

圖2 全封閉聲屏障模型示意圖

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

圖3 計算域尺寸示意圖

計算域的側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,計算域3 個部分之間采用內部界面interior,動、靜網格區域之間采用interface 的數據交換界面,各計算邊界示意圖如圖4所示。

圖4 計算邊界設置示意圖

為了更詳細地捕捉到邊界層附近的流體運動情況,提高模擬精度,在聲屏障面板附近以及靠近列車區域的網格加密,而遠離列車和聲屏障的外部區域,網格適當稀疏,從而最大程度上節省計算成本,提高計算效率。經過一系列的網格無關性試算后,最后確定地面網格最大尺寸為0.1 m,列車表面網格最大尺寸為0.2 m,聲屏障表面網格最大尺寸為0.3 m,全局網格最大尺寸為1 m,總網格數為2 400萬個,網格劃分情況如圖5所示。

圖5 網格劃分示意圖

1.4 監測內容及測點布置

通過在聲屏障壁面上布置測點進行氣壓監測,可以得到不同時刻下、相應位置處的氣壓荷載變化規律及極值大小。同時,在列車的鼻尖及車尾處設置監測測點,用以研究列車在進入聲屏障且2 列列車相會時鼻尖處的空氣壓力變化,一方面可以研究列車自身穩定性問題,另一方面也可以與聲屏障上空氣壓力時程進行相互對照,證明模擬的可行性和準確性。

全封閉聲屏障各測試截面的示意圖如圖6所示。根據隧道空氣動力學的研究經驗,當2 列列車交會時,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的左右兩側對稱設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 對稱設置測試截面,共設置11 個測試截面。每個測試截面上依據等距再設置11個測點,如圖7所示。

圖6 全封閉聲屏障測試截面編號示意圖

圖7 測試截面測點分布示意圖

2 模擬結果

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場模擬,獲得各測點氣壓時程曲線。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個測試截面的氣壓荷載計算結果,如圖8所示。由圖8可見：由于壓力波在全封閉聲屏障內部縱向傳播,同一測試截面不同測點處的氣壓荷載保持相似的波動規律,不同測試截面的氣壓荷載變化規律存在顯著差異；同一截面上不同測點的壓力極值各不相同,說明單列列車經過時,全封閉聲屏障各截面氣壓非均勻分布,極值壓差達到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更為復雜和無序,壓力極值持續時間較短,而在靠近聲屏障中間位置的測試截面的氣壓荷載波動更加規律,且呈現明顯的周期性,達到氣壓荷載峰值持續時間較長；隨著測試截面距聲屏障入口距離的增加,氣壓荷載達到極值的時間變長,這是由于列車導致的氣壓波在聲屏障內部傳播所致；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）氣壓荷載呈現相似的波動規律。

圖8 單車工況下各截面測點氣壓荷載時程曲線

2.2 會車工況下聲屏障氣壓荷載

當2 列列車同時以350 km·h-1的速度相向駛入全封閉聲屏障,并且在聲屏障1/2 跨會車時,各測試截面的氣壓荷載隨時間變化規律如圖9所示。由于列車運行狀態和結構的對稱性,僅展示測試截面①至測試截面⑥的氣壓荷載時程。由圖9可見：1/2 跨會車工況氣壓荷載與單車工況氣壓荷載呈現出部分相似的規律,即相同測試截面各測點的氣壓波動規律保持一致,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更為復雜和無序,而在靠近聲屏障中間位置測試截面的氣壓荷載的波動更加規律,且呈現一定的周期性；同一測試截面各測點的氣壓荷載并不完全一致；同時,1/2跨會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 跨會車工況下各測試截面的氣壓荷載波動變得會更加復雜,出現更多的正壓/負壓峰值,這是由于更復雜的氣壓波傳遞現象以及2 列列車經過測點引起；由于氣壓波的疊加效應,聲屏障中間的測試截面⑥的正、負壓力極值最大,為結構最不利截面。

圖9 1/2跨會車時典型截面測點氣壓荷載時程

2列列車在聲屏障1/4跨會車時,6個典型測試截面（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）的氣壓荷載時程如圖10所示。由圖10可見：1/4 跨會車工況各測試截面的氣壓荷載與單車工況和1/2 跨會車工況的氣壓荷載相比,存在部分相似的變化規律,但是差異更加明顯。例如,在交會位置附近的測試截面③,氣壓荷載的變化更加復雜,存在多次氣壓突升和突降現象,這是由于2 列列車分別進入聲屏障時產生的氣壓波在聲屏障內部往返傳播所致,氣壓波往返運動過程中與現有氣壓疊加容易出現正/負壓力極值。

2.3 單車和會車工況下聲屏障氣壓荷載極值

通過對列車以時速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 跨會車的數值模擬研究,得到3種工況下各測試截面的最大正壓、負壓。根據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 跨會車工況的氣壓荷載大于1/4跨會車工況；單車和1/2跨會車工況時壓力極值都出現在中間測試截面［16］,而1/4跨會車工況壓力極值則出現在1/4跨附近的測試截面④；1/2跨會車工況壓力極值最大,最大正壓為2 672 Pa,最大負壓為-4 019 Pa,單車工況時最大正壓為1 305 Pa,最大負壓為-2 154 Pa。

圖12 會車和單車工況各測試截面最大負壓

3 種工況下壓力幅值沿軸向的分布規律如圖13所示。由圖13可見：3種工況下,壓力幅值分布規律與最大正壓和最大負壓分布規律十分相似,均呈現由中間向兩端遞減的趨勢；而且會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 跨會車和1/4 跨會車的壓力幅值基本相等；1/2 跨會車時,最大壓力幅值出現在中間測試截面,而1/4 跨會車時,最大值出現在交會位置附近的測試截面④；而且1/2 跨會車工況的最大壓力幅值高于1/4 跨會車工況的最大壓力幅值；1/2 跨會車工況最大壓力幅值為6 691 Pa,1/4跨會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 跨會車工況下最大壓力幅值為1/4跨會車工況的1.33倍、為單車工況的1.93倍。