風屏障在中國帽型突變風與列車風耦合作用下的氣動響應

周美吉，杜禮明

(大連交通大學 機車車輛工程學院，遼寧 大連 116028)*

沿線路單側或者雙側設置防風屏障，可以為列車營造一個相對低風速的運行環境，可以提高列車在大風行車的防風能力[1].鐵路沿線的風屏障在實際工作環境中受力情況復雜：一方面受到隨機的自然風載荷作用，載荷強度、方向及持續作用的時間等都不固定；另一方面受到來自列車風影響，載荷強度等參數受列車速度等因素影響[2].

王國華等[3]對車輛擾動過下的城市軌道高架橋聲屏障表面風載荷及車輛駛過聲屏障產生的氣動力進行了數值模擬，得出了聲屏障的氣動力沿車輛行進方向及高度方向的變化規律.張田等[4]建立了防風屏障有限元模型，考慮外部自然風載荷和車致脈動力載荷，獲得了防風屏障各關鍵點處的應力時程，并基于累積損傷理論評價防風屏障結構的疲勞性能.李紅梅等[5]采用“滑移網格”技術和大渦模擬，對高速列車通過鐵路橋梁聲屏障的過程進行了數值仿真，分析了聲屏障表面列車脈動壓力與車頭形狀、列車速度和列車長度的關系.Keller Riebel[6]等對聲屏障下端的混凝土部分進行了耐久性、疲勞和強度方面的研究，并根據研究結果制定了相應的規范.

目前研究風屏障的氣動特性時，幾乎都采用不透風的風屏障，風場模型都采用橫風，而在實際中鐵路沿線的風屏障都有一定透風率，且由于風屏障一般用于大風區，受到復雜多變的自然風作用，因此施加風速和風向橫定不變的橫風作用顯然不符合實際情況.因此，現有研究結論與現實中風屏障所受風載荷有較大出入.本文采用與自然風更為接近的修正“中國帽”型突變風模型，通過仿真分析透風率為30%的風屏障在突變風與車致脈動風耦合作用下的氣動響應，分析風屏障在該作用下的壓力分布及變化情況，為風屏障的設計、選材與維護提供參考.

1 列車-風屏障耦合的氣動仿真模型及其驗證

1.1 列車-風屏障耦合的氣動仿真模型建立

根據文獻[7]確定驗證模型的流場尺寸.計算域流場長400 m，寬150 m，高150 m，選取列車的長度為73m，風屏障的長度為100 m，首先采用0透風率的風屏障對流場-列車模型進行驗證，在模型驗證結果正確的基礎上，用30%透風率的風屏障進行分析.風屏障距列車中心線的距離為3.8 m.在風屏障中間底部區域設置監測點，監測點相對于風屏障的位置及列車-風屏障耦合的氣動仿真模型如圖1所示.

圖1 列車-風屏障耦合的氣動仿真模型

圖2為列車-風屏障及流場的離散化模型，為使計算結果更加符合風屏障真實受力情況，以及保證計算精度更加精確，在計算過程中采用“動網格”計算方法，所有模型均采用六面體結構化網格.

圖2 列車-風屏障離散化模型

圖3為參文[8]在計算中的邊界條件設置，高速列車前面及后面分別設置為壓力入口及壓力出口邊界；在靠近風屏障的流場邊界設置為速度入口，用以加載不同速度的風模型；靠近高速列車的流場邊界設置為壓力出口；流場地面及頂面設置為對稱面；圖中的虛線范圍內為動網格的運動區域，其邊界設置為交互面，采用瞬態模型計算，湍流模型為RNG k-epsilon模型.

圖3 計算域及邊界條件

1.2 列車-風屏障耦合的氣動仿真模型驗證

為確保所建立的模型可行及后續的計算結果正確性，需要對列車-風屏障耦合的氣動仿真模型進行驗證仿真分析，并與現場實測結果進行對比，驗證計算模型、邊界條件設置等是否符合風屏障實際受力情況.列車速度選取300 km/h，風速為0 m/s，風屏障的透風率為0，計算風屏障在車致脈動風單獨作用下的氣動特征.

圖4為風屏障上的監測點脈動風壓時程曲線圖，風屏障受到列車脈動風壓時，頭波正壓峰值為481.5 Pa，負壓峰值為-468.2 Pa；尾波負壓峰值為-458.5 Pa，正壓峰值為384.9 Pa.通過與Matthias Scholz等[9]進行了在線行車測試實驗，總結出的氣動壓力隨時間變化的計算公式和氣動壓力時程曲線對比.結果表明，本文仿真結果分析所得的監測點所受壓力隨時間的變化趨勢一致.

圖4 監測點脈動風壓時程曲線

圖5為風屏障在列車經過時，風屏障在頭車部位與尾車部位的壓力云圖.通過在軟件中的列車仿真云圖，風屏障實際所受壓力云圖與監測點所受列車脈動風壓時程曲線所表述的結果一致，表明所建的列車-風屏障耦合的氣動仿真模型符合實際情況.

(a)頭車部位

2 計算結果及分析

2.1 橫風與車致脈動風耦合作用下風屏障的氣動分析

采用30%透風率的格柵型風屏障代替上文中的0透風率風屏障，加載風速為13.8 m/s的橫風，如圖6所示為仿真計算時監測點處的壓力時程曲線.

圖6 橫風與車致脈動風耦合作用下的壓力時程曲線

根據圖6與圖4的對比發現，透風率為30%的風屏障在橫風與車致脈動風耦合作用下的壓力變化趨勢與0透風率風屏障只受車致脈動風的壓力變化基本一致，說明當橫風與車致脈動風耦合作用時，車致脈動風為風屏障受力的主要影響因素.相對于圖4，盡管壓力變化趨勢一致，但是風屏障所受正壓的峰值與負壓的峰值產生了較大變化，如表1所示.下面分別選取監測點在1.0、1.2、1.4、2.0、2.2、2.4 s時刻的壓力及流線圖(圖7)，分析造成壓力峰值變化的原因.

表1 風屏障所受風壓峰值壓力變化

(a)1.0 s

風由風屏障上的透風孔穿過，并在風屏障背風側的欄桿處繞流形成了渦旋，由于渦旋的存在導致監測點處的壓力呈現負壓狀態.當高速列車的車頭接近監測點時，列車的行駛導致監測點處的空氣堆積以及車致脈動渦流對于風致脈動渦流的抑制現象，導致監測點處的壓力驟增，1.0 s之后，從-100 Pa逐漸升高，在1.2 s時，由負壓轉為正壓，并在1.3 s左右達到了正壓峰值275.34 Pa.由表1可得，橫風加載使得頭波的正壓峰值降低42.8%，主要是因為由于透風孔的存在，使得頭車經過時車致脈動風與橫風的方向相反，使得風壓在一定程度上相互抵消，從而降低了正壓峰值.

1.2 s之后，頭車駛過監測點，監測點的壓力由正壓峰值在極短的時間迅速下降，并 達 到 負壓風之后-277.14 Pa.造成這種現象一方面是因為頭車對于空氣的擠壓作用使得列車與風屏障之間的半封閉區域空氣密度降低，壓力下降；另一方面，由于空氣被車頭阻擋在車頭兩側快速分流，使得列車與風屏障之間形成高速動態氣流，使得壓力下降.隨后半封閉區間被大氣充滿，監測點處的壓力開始回升并趨于穩定.

列車行駛2.0 s時，尾車的車頭即將駛入監測點位置，由車身到車頭，列車的橫截面積減小，同時列車駛過留下的空間，導致“封閉空間”體積變大，導致氣壓減小，負壓增強，因此在大約2.2 s時，形成了尾波的負壓峰值-552.3 Pa.由于負壓增大及尾車的離去，列車與風屏障形成的半封閉空間不再存在，導致監測點處的壓力開始上升，并達到尾波正壓峰值75.4 Pa，隨后壓力釋放，監測點出的壓力重新恢復恒風單獨作用的狀態并趨于穩定.

2.2 突變風與車致脈動風耦合作用下的風屏障氣動分析

2.2.1 突變風模型

采用修正的“中國帽”型突變風作為風的模型.中國帽型突變風是由穩定的風速函數和階躍型陣風風速函數相疊加，并采用了歐洲技術通用標準(TSI)提出的通過雙指數函數來近似描述時間和風速變化歷程[8].該風速模型是由穩態風和非穩態風組合而成.修正的“中國帽”型突變風可用式(1)進行描述.

(1)

圖8為根據式(1)函數模型畫出的修正的“中國帽”型突變風的風速時程曲線.由該曲線與風速函數表達式(1)分析可知，突變風函數主要分為八個階段，第一個階段，風速以二次函數的規律增長0.5 s，達到13.8 m/s，并持續作用0.5 s；從1.0 s開始，風速變化曲線以三次函數的趨勢增長，增長斜率先增大后減小，并最終在1.5 s達到峰值23.46m/s；接著風速以三次函數減小，減小斜率先增大后減小，并在2.0 s處回到13.8 m/s，之后繼續以13.8 m/s的速度持續作用2 s，在3.0 s開始，風速增長曲線成三次函數趨勢減小，減小斜率先增大后減小，并在3.5 s處達到最低速度5 m/s，之后以三次函數趨勢增大，增長趨勢先增大后減小，并在4.0 s處回到13.8 m/s，之后便以13.8m/s的速度持續作用，如此完成一個函數周期.

圖8 修正的“中國帽”突變風風速時程曲線

2.2.2 突變風與車致脈動風耦合作用下的風屏障氣動分析

給30%透風率的風屏障加載修正的“中國帽”突變風，其余的模擬參數不變，分析30%透風率風屏障在列車風與突變風耦合作用下的氣動效應.如圖9所示為監測點在列車風與突變風耦合作用下的脈動壓力時程曲線.圖8所示曲線的拐點，即a1～m1，分別對應著圖9所示曲線的拐點a2～m2.根據拐點以及風速時程曲線周期，分別選取時間點在0.5、1、1.2、1.5、1.8、2 s處的壓力云圖，分析突變風與車致脈動風耦合作用對風屏障的氣動效應.

圖9 耦合作用下風屏障壓力時程曲線

由圖9可知，在突變風與車致脈動風的耦合作用下，列車脈動風不再成為影響壓力曲線走勢的主要因素，突變風的作用效果引導風屏障上壓力曲線走勢.由圖中可得，風屏障上正壓峰值為2681.1Pa，負壓峰值為-1 869.71 Pa，相對于在橫風與車致脈動風耦合作用下的正、負壓峰值，正壓峰值擴大了9.7倍，尾波負壓峰值擴大了2.4倍.耦合風的載荷作為動載荷施加于風屏障上，本文采用氣動壓力變化率描述風屏障上動載荷變化，用pi來表示：

(2)

式中，pi為壓力變化率，Δp為壓差，t為壓差形成所用的時間.

表2為兩種工況下的氣動壓力峰值及壓力變化率.當風屏障受到橫風與車致脈動風耦合作用時，壓差最大達到627.7 Pa，由正壓峰值到負壓峰值的轉變需要0.2 s，其壓差變化率最大為3138.5Pa/s，而當風屏障受到突變風與車致脈動風耦合作用時，最大達到了3 685.6 Pa，持續時間也延長到了0.48 s，其壓力變化率達到了7678.3Pa/s, 對比橫風與車致脈動風的工況，壓差擴大了5.9倍，持續作用時間擴大了2.4倍，壓力變化率增大了2.5倍.

表2 兩種工況下的壓力峰值及其變化率

相對于橫風與車致脈動風的耦合作用，當風屏障受突變風與車致脈動風的耦合作用時，受到更大的壓力，且壓力作用持續時間也更長，加上風屏障所受其他載荷[10]，這對于風屏障的強度、剛度等產生更高要求.同時，突變風的加載導致風屏障上的壓力變化率增大，動載荷對于風屏障的作用效果更加突出，盡管在風屏障上的氣動壓力沒有達到風屏障材料的屈服強度，但由于長期受到動載荷作用，對于風屏障的疲勞強度具有更嚴格要求.

圖10為特定時刻監測點處壓力及流線圖.在0～1 s時間內車致脈動風對風屏障影響不大，因此在0～1 s內只考慮突變風影響.由圖8的突變風風速時程曲線可以看出，突變風的風速在0 s處變化最快，并隨著時間變化速度逐漸減慢，在0.5 s風速不再變化，穩定在13.8 m/s.由圖9得到，在0～0.5 s的時間段內，作用在監測點處的風壓隨著時間慢慢減小，并逐漸趨于0，由于監測點處的壓力主要受突變風風速變化產生的渦流強度影響，風壓變化趨勢與風速變化的趨勢一致.

(a)0.5s

注：圖中1.5 s、1.8 s、2.0 s處的輪廓為高速列車的外形輪廓，為直觀表現風速變化對壓力的影響，在監測點處，做垂直于風屏障的監測面

突變風以平均值13.8 m/s作用0.5 s，在1.0s時風速開始發生變化.由1.0 s處的壓力即流線圖可以看到，隨著列車接近監測點，風屏障背風一側空氣被擠壓堆積，同時由于此時突變風的風速加大，風屏障透風孔處的空氣流量增加，并由于列車對空氣的擠壓作用，監測點處的壓力從1.0 s的-194 Pa開始上升并在1.2 s處達到了正壓峰值2111.6Pa.

1.2 s之后，突變風的風速變化放緩，風致渦流區減小，在1.5 s時，風加速度變為負值，1.8 s時風速減小速度達到最大，風速的減小導致列車與風屏障的半封閉區域壓力得到釋放；頭車對于空氣的擠壓堆積在車頭前方導致列車與風屏障之間形成了“真空區域”使得監測點處的壓力急劇減小，形成負壓區，并在1.8s附近出現負壓峰值-1869.7Pa.

1.8 s之后，突變風的風加速度減?。辉偌由稀罢婵諈^域”被大氣填充，使得監測點處的壓力由負壓峰值-1 869.7 Pa開始上升，最終在2.0 s左右壓力趨于穩定.

從2.0～3.0 s的時間內，突變風的風速保持為13.8 m/s，此時與上文中橫風與車致脈動風的耦合作用相似，對比分析圖6與圖9，曲線增長趨勢一致，但圖6中尾波的負壓峰值與正壓峰值之后分別為-667.4、75.4 Pa，而圖9中對應的兩個峰值分別為-497.7、102.3 Pa，考慮到突變風風速變化產生的渦流作用效果存在滯后性，因此在2.0～2.5 s的壓力變化可參考橫風與車致脈動風尾波壓力變化.

3.0 s之后，列車駛離風屏障，車致脈動風不再對風屏障有作用.在列車行駛3.0～3.5 s的時間段內，風速加速度由0 m/s2，在3.25 s時達到一個最大負值，隨后風速變化率減小，最終在3.5s時，風速加速度再次為0 m/s2.由圖9可知，監測點處的壓力在3.25 s時達到負壓峰值-1711Pa，隨后保持穩定.

3 結論

(1)當透風率30%的風屏障受到橫風與車致脈動風耦合作用時，車致脈動風產生的壓力對風屏障起主要作用，決定了作用在風屏障上的壓力變化趨勢，橫風作用減小了風屏障所受的頭波正壓峰值，增大了尾波的負壓峰值；

(2)在列車脈動風和修正“中國帽”型突變風的耦合作用下，風屏障所受到的壓力情況復雜：一方面，風屏障迎風側受到來自突變風的正壓力；另一方面，在風屏障的背風側，風屏障會分別受到風致渦流和車致脈動風流影響，在特定時刻，兩者還會對風屏障造成影響；另外從列車接近風屏障一直到列車駛離風屏障，列車風致脈動壓力持續對風屏障造成影響；

(3)相對于橫風作用，突變風作用下風屏障上所受氣動壓力大得多，風屏障所受的頭波正壓峰值擴大了9.7倍，尾波負壓峰值擴大了2.4倍，最大壓力達到了3 685.6 Pa，持續時間也延長到了0.48 s，其氣動壓力變化率達到了7678.3Pa/s, 增大了2.5倍，最大壓差增大了5.9倍，持續作用時間擴大了2.4倍.這對風屏障的強度、剛度以及疲勞強度產生更高要求.