多孔形風(fēng)屏障防風(fēng)性能的足尺模型風(fēng)洞試驗(yàn)及數(shù)值模擬研究

蘇洋 李龍安 彭光輝 孟新利 李永樂

（1.中交第二公路工程局，西安 710065；2.重慶交通大學(xué)土木工程學(xué)院，重慶 400074；3.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院，成都 610031；4.中鐵大橋勘測設(shè)計(jì)院有限公司，武漢 430056；5.尚風(fēng)科技股份有限公司，太原 030000）

近年來，由于高速列車的輕量化發(fā)展，橫風(fēng)引起的列車安全性問題愈發(fā)突出[1]。風(fēng)屏障能在強(qiáng)風(fēng)環(huán)境中為車輛創(chuàng)造一個(gè)相對低風(fēng)速的局部環(huán)境，提高車輛在橫風(fēng)作用下的安全性[2]。有關(guān)風(fēng)屏障的研究方法主要有現(xiàn)場實(shí)測、數(shù)值模擬及風(fēng)洞試驗(yàn)3種。現(xiàn)場實(shí)測很難開展機(jī)理和系統(tǒng)性的研究，而交通領(lǐng)域內(nèi)有關(guān)風(fēng)屏障的實(shí)測資料有限。因此，主要采用風(fēng)洞試驗(yàn)及數(shù)值模擬方法來研究風(fēng)屏障。

風(fēng)洞試驗(yàn)常采用風(fēng)屏障縮尺模型。文獻(xiàn)[3]討論了不同風(fēng)屏障對雙層桁架橋梁風(fēng)致振動(dòng)及車輛風(fēng)荷載的綜合影響。文獻(xiàn)[4]研究了不同風(fēng)屏障下車輛及橋梁的氣動(dòng)特性。文獻(xiàn)[5]采用PIV（Particle Image Velocimetry）技術(shù)研究了風(fēng)屏障的防風(fēng)效率。盡管風(fēng)屏障縮尺模型風(fēng)洞試驗(yàn)研究已經(jīng)相對成熟，但存在一定的缺陷，即風(fēng)屏障很難在滿足完全幾何相似的條件下進(jìn)行試驗(yàn)研究，特別是當(dāng)風(fēng)屏障孔隙較小時(shí)會導(dǎo)致一定的誤差。因此，本文采用風(fēng)屏障足尺模型進(jìn)行風(fēng)洞試驗(yàn)，測試了多孔形風(fēng)屏障后方的流場特性，避免了縮尺效應(yīng)的影響，為后續(xù)相關(guān)研究提供了準(zhǔn)確的參考數(shù)據(jù)。

針對多孔形風(fēng)屏障的數(shù)值模擬，大多數(shù)學(xué)者采用多孔介質(zhì)模型[6-7]，但存在2個(gè)問題：①無法模擬不同透風(fēng)率分布的風(fēng)屏障；②無法模擬風(fēng)屏障后方的湍流特征。因此，有必要采用新的模擬方法對多孔形風(fēng)屏障進(jìn)行模擬。若采用三維建模直接模擬風(fēng)屏障上的孔洞會顯著增加模型的網(wǎng)格數(shù)，影響計(jì)算效率，甚至導(dǎo)致計(jì)算難以進(jìn)行[6]。文獻(xiàn)[8]在保證透風(fēng)率和高度相同的情況下，將多孔形風(fēng)屏障簡化為二維風(fēng)屏障模型，但具體簡化和模擬過程并未交代。此外，多孔形風(fēng)屏障每塊障條的透風(fēng)率通常保持一致，鮮有學(xué)者對其進(jìn)行研究。

本文提出一種新的二維等效透風(fēng)率方法模擬多孔形風(fēng)屏障，并與風(fēng)屏障足尺模型風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，驗(yàn)證了該模擬方法的合理性。利用該方法研究不同透風(fēng)率分布對其后方流場及自身風(fēng)荷載的影響，可為該類風(fēng)屏障的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供一定參考。

1 多孔形風(fēng)屏障的足尺模型風(fēng)洞試驗(yàn)

1.1 屏障模型及測試方法

風(fēng)洞試驗(yàn)在西南交通大學(xué)的XNJD‐3工業(yè)風(fēng)洞中均勻流條件下進(jìn)行，風(fēng)洞尺寸為36.0 m（長）×22.5 m（寬）×4.5 m（高）。風(fēng)屏障總高度3.5 m，透風(fēng)率為36.5%，障條模型如圖1所示。若按實(shí)際情況在風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室中水平安裝節(jié)段模型，則豎向阻塞度不能滿足要求，且端部繞流明顯。由于本風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室屬于低速風(fēng)洞，空氣密度小，其重力勢能可以忽略，因此，將風(fēng)屏障在豎平面旋轉(zhuǎn)90°豎向放置，以風(fēng)洞的豎墻為地面，風(fēng)洞的橫向?yàn)轱L(fēng)屏障的高度方向（圖2）。此時(shí)，根據(jù)風(fēng)洞寬度尺寸及風(fēng)屏障高度可得風(fēng)屏障模型的阻塞度為15.6%，考慮風(fēng)屏障的透風(fēng)率后阻塞度降為9.9%。文獻(xiàn)[9-10]表明，在進(jìn)行大尺寸結(jié)構(gòu)試驗(yàn)時(shí)，阻塞度超過10%是可以接受的，因此本試驗(yàn)的阻塞度基本滿足相關(guān)要求。

圖1 障條模型

圖2 風(fēng)屏障模型

流場測試是評價(jià)風(fēng)屏障性能的主要手段之一。試驗(yàn)時(shí)，通過調(diào)節(jié)眼鏡蛇探頭的橫向以及縱向位置測試不同位置的流場分布，確定風(fēng)屏障遮風(fēng)效應(yīng)的有效區(qū)域。眼鏡蛇脈動(dòng)風(fēng)速測試儀的采樣頻率為1 250 Hz，測試時(shí)間為60 s。通過統(tǒng)計(jì)分析得到相應(yīng)的平均風(fēng)速和湍流強(qiáng)度。風(fēng)速測點(diǎn)布置如圖3所示。圖中，H為風(fēng)屏障高度。

圖3 風(fēng)速測點(diǎn)布置（單位：m）

1.2 測試結(jié)果

風(fēng)屏障后方風(fēng)場測試時(shí)，參考該橋面軌道位置到風(fēng)屏障的距離，測試迎風(fēng)側(cè)軌道中心（距離風(fēng)屏障4.4 m）和背風(fēng)側(cè)軌道中心（距離風(fēng)屏障8.8 m）2個(gè)位置的風(fēng)場，2個(gè)風(fēng)場的測點(diǎn)各有16個(gè)（參見圖3）。風(fēng)屏障后方風(fēng)場測試結(jié)果見圖4。圖中：U為測點(diǎn)風(fēng)速；U0為來流平均風(fēng)速，取11 m/s；Iuu為湍流強(qiáng)度。

由圖4（a）可知，對于迎風(fēng)側(cè)和背風(fēng)側(cè)的兩軌道中心處，風(fēng)屏障后方的平均風(fēng)速分布規(guī)律相似。斜率較小的區(qū)域?yàn)槔@流引起的剪切層，剪切層以上區(qū)域?yàn)橥獠苛鲌觯羟袑右韵聟^(qū)域是風(fēng)屏障對軌道上方風(fēng)速分布的影響范圍，為防風(fēng)區(qū)域。防風(fēng)區(qū)域內(nèi)風(fēng)速已經(jīng)降低到了來流平均風(fēng)速的25%左右，風(fēng)屏障起到了很好的防風(fēng)效果，且隨著距地面高度的增加，風(fēng)速變化基本不大。背風(fēng)側(cè)軌道中心處的平均風(fēng)速小于迎風(fēng)側(cè)，且整個(gè)風(fēng)速變化更加均勻，這是因?yàn)閬砹髟诖┻^風(fēng)屏障向后方移動(dòng)的過程中會趨于穩(wěn)定。

圖4 風(fēng)屏障后方風(fēng)場測試結(jié)果

由圖4（b）可知，兩軌道中心處的湍流強(qiáng)度差異明顯。y/H≤1.25時(shí)，背風(fēng)側(cè)軌道中心處的湍流強(qiáng)度低于迎風(fēng)側(cè)，1.251.9時(shí)，兩軌道中心處的湍流強(qiáng)度吻合較好且逐漸趨于0，這是因?yàn)樵谠撐恢玫臍饬魇茱L(fēng)屏障的影響已經(jīng)很小，氣流和來流基本一致。

2 二維等效透風(fēng)率模擬方法

結(jié)合文獻(xiàn)[8，11]并經(jīng)過多次試算及相關(guān)分析，提出了一種新的二維等效透風(fēng)率方法。根據(jù)風(fēng)屏障孔隙的分布關(guān)系，將其簡化為多個(gè)具有一定排列規(guī)則的小塊，相鄰小塊的間隙用來模擬風(fēng)屏障的孔隙。簡化過程中需要注意：簡化后的風(fēng)屏障整體透風(fēng)率、障條開孔數(shù)量及開孔分布、障條結(jié)構(gòu)形式應(yīng)盡量與實(shí)際障條模型保持一致。若遇到較小且較難模擬的孔隙，可適當(dāng)采用增減、合并的方法進(jìn)行處理。本文障條結(jié)構(gòu)形式為蝶形。該模擬方法具有建模簡便、對計(jì)算機(jī)性能要求不高、計(jì)算速度快、簡化方法通俗易懂等優(yōu)點(diǎn)。

2.1 計(jì)算模型

試驗(yàn)中的風(fēng)屏障模型是由11塊障條緊密拼接而成，每塊障條的寬度為0.3 m，試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷膬啥擞羞厒?cè)立柱，立柱寬度為0.1 m，模型總高度3.5 m。簡化后的多孔形風(fēng)屏障二維模型如圖5所示。

圖5 簡化后的多孔形風(fēng)屏障障條二維模型（單位：mm）

2.2 參數(shù)設(shè)置

采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（Computational Fluid Dynamics，CFD）進(jìn)行計(jì)算分析時(shí)，為考慮湍流效應(yīng)，引入SST湍流模型，在近壁區(qū)采用k-ω模型，在遠(yuǎn)壁區(qū)則采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型。考慮逆壓梯度的影響，SST模型模擬鈍體有分離現(xiàn)象的流動(dòng)效果較好。

影響CFD計(jì)算結(jié)果的因素較多，最重要的是計(jì)算域尺寸。參考文獻(xiàn)[12-14]，經(jīng)過大量試算，確定了計(jì)算域尺寸。在確保區(qū)域無關(guān)性的基礎(chǔ)上，取入流邊界與風(fēng)屏障的距離為7倍風(fēng)屏障高度，出流邊界與風(fēng)屏障的距離為15倍風(fēng)屏障高度，上下邊界間距為10倍風(fēng)屏障高度。

網(wǎng)格劃分難點(diǎn)是風(fēng)屏障障條孔隙處的網(wǎng)格質(zhì)量難以保證。由于孔的尺寸較小，使得網(wǎng)格在孔附近會擠壓變形，網(wǎng)格質(zhì)量比較差，影響計(jì)算精度，所以需要對風(fēng)屏障附近的網(wǎng)格進(jìn)行適當(dāng)加密，提高網(wǎng)格質(zhì)量（圖6）。采用四邊形非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分模型，經(jīng)過多次試算，綜合考慮計(jì)算精度、計(jì)算資源、網(wǎng)格無關(guān)性等因素，建模時(shí)總的網(wǎng)格數(shù)量控制在10萬個(gè)左右。

圖6 網(wǎng)格示意

考慮風(fēng)洞試驗(yàn)在均勻流場中進(jìn)行，數(shù)值模型中入口和出口的湍流強(qiáng)度均取0.5%[12]。在入口截面，采用風(fēng)速為11 m/s的速度入口邊界條件；在出口截面，采用靜壓為0的壓力出口邊界條件，湍流采用SST k-ω兩方程模型模擬。壓強(qiáng)速度關(guān)聯(lián)算法采用SIMPLEC算法，當(dāng)?shù)鷼埐罘€(wěn)定時(shí)認(rèn)為計(jì)算收斂。

2.3 足尺試驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文方法的適用性，將數(shù)值模擬值與試驗(yàn)值進(jìn)行對比，見圖7。

圖7 軌道中心處CFD數(shù)值模擬值與試驗(yàn)值對比

由圖7可知，兩軌道中心處，風(fēng)速數(shù)值模擬值與試驗(yàn)值較為吻合，說明該二維等效透風(fēng)率方法可以較好地模擬出多孔形風(fēng)屏障的防風(fēng)性能。

3 不同透風(fēng)率分布的影響

將風(fēng)屏障障條分為上下2部分：1#—5#障條定義為下部障條（透風(fēng)率b），6#—11#障條定義為上部障條（透風(fēng)率a），如圖8所示。在保證風(fēng)屏障整體透風(fēng)率相同的情況下，上部和下部障條具有不同的透風(fēng)率組合工況，見表1。

圖8 風(fēng)屏障障條分布（單位：mm）

表1 工況設(shè)置

由于足尺風(fēng)洞試驗(yàn)成本相對較高，對每種工況都進(jìn)行試驗(yàn)的可能性較低，數(shù)值模擬是首選方法。為增加計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，建模時(shí)保證不同工況下的建模參數(shù)（計(jì)算域、網(wǎng)格尺寸及數(shù)量、湍流模型等控制參數(shù)）基本一致，大大弱化了由于數(shù)值計(jì)算本身導(dǎo)致的誤差，使得結(jié)果更加可靠。

3.1 風(fēng)屏障氣動(dòng)力系數(shù)

風(fēng)屏障安裝于橋梁上，其氣動(dòng)力系數(shù)對整個(gè)橋梁的氣動(dòng)穩(wěn)定性有一定的影響。風(fēng)屏障受到的氣動(dòng)力越大，其后方車輛受到的氣動(dòng)力越小，因此須對風(fēng)屏障氣動(dòng)力開展研究。

風(fēng)屏障阻力系數(shù)CH[15]為

式中：FH為風(fēng)屏障所受阻力；ρ為空氣密度；L為風(fēng)屏障的長度。

不同透風(fēng)率組合下，風(fēng)屏障氣動(dòng)力系數(shù)與上部障條透風(fēng)率的關(guān)系見圖9。圖中，CM為力矩系數(shù)。可知：①工況1中風(fēng)屏障氣動(dòng)力系數(shù)（包括阻力系數(shù)和力矩系數(shù)）最大；工況2—工況7中風(fēng)屏障阻力系數(shù)先增加后減小。②力矩系數(shù)總體上呈逐漸降低的趨勢，這是因?yàn)殡S著上部障條透風(fēng)率的增加，上部障條受到的力減小而下部障條受到的力增加，但是上部障條相對于地面取矩的力臂大于下部障條的力臂，上部障條力矩的減小量大于下部障條力矩的增加量，上部障條總體力矩減小。③當(dāng)上部障條透風(fēng)率為66.92%，下部障條透風(fēng)率為0時(shí)，風(fēng)屏障氣動(dòng)力系數(shù)均達(dá)到最小值。

圖9 風(fēng)屏障氣動(dòng)力系數(shù)與上部障條透風(fēng)率的關(guān)系

3.2 流場跡線

圖10 不同透風(fēng)率分布下的流場跡線

不同透風(fēng)率分布下的流場跡線見圖10。可知：①不同透風(fēng)率分布下，風(fēng)屏障后方的流場跡線差別較大。當(dāng)上部透風(fēng)率較小時(shí)，靠近風(fēng)屏障位置形成多個(gè)小漩渦，隨著上部障條透風(fēng)率的增加，小漩渦逐漸遠(yuǎn)離風(fēng)屏障。②工況4中多個(gè)小漩渦匯聚成了一個(gè)漩渦，工況4—工況7中漩渦逐漸擴(kuò)大，且漩渦中心逐漸向風(fēng)屏障靠近。原因是上部透風(fēng)率較大而下部透風(fēng)率較小時(shí)，氣流主要從上部障條處穿過，下部障條對氣流的阻擋作用較為明顯，導(dǎo)致風(fēng)屏障后方靠近地面一定高度內(nèi)的氣流流速較低，而上部氣流流速相對較大，在氣流的卷吸作用下形成了漩渦，漩渦處的風(fēng)速較低。

3.3 軌道中心上方的豎向流場分布

不同工況下軌道中心上方平均風(fēng)速分布見圖11。可知：01.5時(shí)差異較小。迎風(fēng)側(cè)軌道中心處，y/H≤0.75時(shí)，工況1—工況3比工況5—工況7中風(fēng)屏障的平均風(fēng)速大，0.75

圖11 不同工況下軌道中心上方平均風(fēng)速分布

3.4 沿風(fēng)屏障不同距離處的等效風(fēng)速分布

根據(jù)一定高度的側(cè)向氣動(dòng)力和傾覆力矩等效原則定義橋面?zhèn)认蛄Φ刃эL(fēng)速和傾覆力矩等效風(fēng)速[3]。

基于側(cè)向力的等效風(fēng)速VeqS為

基于傾覆力矩的等效風(fēng)速VeqR為

式中：Zr為等效高度，即橋面上行駛車輛的側(cè)風(fēng)高度（通常情況下CRH2列車車輛的高度在4.0 m以內(nèi)，因此Zr取4.0 m）。

根據(jù)式（2）和式（3）計(jì)算得到不同工況下風(fēng)屏障后方不同測點(diǎn)的等效風(fēng)速，如圖12所示。圖中，d為測點(diǎn)到風(fēng)屏障的距離。

由圖12（a）可知：0

圖12 風(fēng)屏障后方不同水平距離處的等效風(fēng)速

由圖12（b）可知：0

可見，不同工況下風(fēng)屏障的防風(fēng)效率需考慮不同測點(diǎn)距離的影響。

3.5 等效風(fēng)速隨透風(fēng)率的變化關(guān)系

為探索障條最優(yōu)透風(fēng)率組合，將兩軌道中心處的等效風(fēng)速隨上部障條透風(fēng)率的變化關(guān)系繪制成曲線，見圖13。

圖13 軌道中心處等效風(fēng)速與上部障條透風(fēng)率的關(guān)系

由圖13（a）可知，迎風(fēng)側(cè)軌道中心處，隨著上部障條透風(fēng)率的增加，VeqS先減小后增加，工況4時(shí)達(dá)到最小值。背風(fēng)側(cè)軌道中心處，工況2—工況4中VeqS減小趨勢較為明顯，工況4—工況7中VeqS變化趨于平緩，工況5時(shí)到達(dá)最小值。

由圖13（b）可知，兩軌道中心處背風(fēng)側(cè)和迎風(fēng)側(cè)VeqR變化規(guī)律相似，隨著上部障條透風(fēng)率的增加，均呈先降低后增加的趨勢，工況3時(shí)VeqR達(dá)到最小。

4 結(jié)論

本文通過風(fēng)洞試驗(yàn)與數(shù)值模擬研究了多孔形風(fēng)屏障后方的流場特性，提出了適用于多孔形風(fēng)屏障的CFD數(shù)值模擬方法，并研究了多孔形風(fēng)屏障不同透風(fēng)率分布的影響，得到如下結(jié)論：

1）本文提出的二維等效透風(fēng)率模擬方法能較好地模擬多孔形風(fēng)屏障的防風(fēng)性能，具有建模簡便、計(jì)算速度快等優(yōu)點(diǎn)。

2）隨著上部障條透風(fēng)率的增加，屏障阻力系數(shù)先增加后減小，力矩系數(shù)逐漸減小。不同透風(fēng)率分布對其后方不同水平距離處的等效風(fēng)速影響較大。設(shè)計(jì)人員應(yīng)該根據(jù)不同情況選擇合適的透風(fēng)率組合。