高速鐵路封閉式聲屏障的風壓荷載試驗研究

敬海泉，彭天微，何旭輝，周繼超，張世峰，張海瑜

(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實驗室，湖南 長沙410075；3. 中國鐵路設計集團有限公司，天津300308)

聲屏障是經濟實效的降噪措施，在高速鐵路領域得到了廣泛應用[1]。我國部分規劃及新建高鐵，為降低特殊敏感點的噪聲，已開始采用封閉式聲屏障[2]。封閉式聲屏障結構外形與隧道結構類似，列車經過時產生列車風效應。因此，封閉式聲屏障在服役過程中受到列車風和橫風共同作用，可能發生結構破壞并影響高鐵行車安全。已有學者對聲屏障的風壓荷載進行了研究。鄭史雄等[3]對直立式聲屏障展開分析，獲得了風荷載體型系數。XIONG 等[4?5]研究高速列車經過聲屏障而產生的瞬態空氣動力壓力與壓力變化，得出壓力幅值沿聲屏障表面的分布規律。DU 等[6]研究了列車速度與聲屏障高度對聲屏障所受到的壓力幅值的影響。韓旭等[7]系統分析了風速、雷諾數效應、風攻角、側視斷面位置等因素對全封閉聲屏障氣動特性的影響。何旭輝等[8]對高速鐵路全封閉聲屏障氣壓荷載數值模擬研究,獲得壓力極值和氣壓荷載分布規律。朱正清等[9]通過對列車駛過聲屏障時氣動力模擬和試驗測試，驗證了聲屏障壓力波與速度、聲屏障高度和屏軌距的關系。王宏朝等[10]通過數值模擬分析在不同的風向角及風速下，自然風荷載對聲屏障所受列車風致脈動力的影響。目前高速鐵路聲屏障的風荷載研究已取得很大進展，但研究對象多為直立式聲屏障。封閉式聲屏障大多設置在路堤或橋梁段，與隧道環境差異較大，列車通過隧道的氣動特性不完全適用于封閉式聲屏障。本文以京雄城際鐵路橋梁段封閉式聲屏障作為研究對象，通過橫風?移動列車風洞試驗，研究了列車風與橫風作用對聲屏障結構的風壓荷載影響規律，研究結果對高速鐵路全封閉式聲屏障結構設計具有指導意義。

1 風洞試驗

中南大學風工程研究中心基于既有風洞實驗室，研制了一套橫風-移動列車風洞試驗系統，可用于移動列車的氣動特性、移動車-橋系統風荷載風洞試驗。整套裝置測試段位于中南大學高速鐵路風洞大試驗段內，來流區域寬12.0 m，高3.5 m，風速0～20 m/s 連續可調，紊流度低于1.0%；在風洞試驗段的兩端分別為上下行列車模型的彈射與減速設備，模型運行軌道貫通風洞測試段，來流風向與列車行駛方向垂直。

1.1 試驗模型

列車、橋梁和封閉式聲屏障均采用1:15 的縮尺比例制作幾何縮尺模型，列車車型為CRH380A高速列車，橋梁為單箱梁，橋墩高度按照實際情況縮尺。如圖1 所示，封閉式聲屏障截面為圓弧形，橋梁模型貫穿整個風洞長12 m，為降低風洞試驗阻塞率，聲屏障模型長度取8 m。在聲屏障兩端，中間以及1/4 長度處共設置4 個測試截面，兩端截面距離聲屏障實際出入口0.5 m。

圖1 試驗模型Fig.1 Test model

測點布置如圖2所示，每個截面的內外壁面均等距布設20個測點，試驗不考慮近地面的風剖面，來流橫風為均勻流。通過電子掃描閥測量聲屏障內外壁的風壓分布，試驗中采用最長測管為1.2 m。

圖2 封閉式聲屏障測點布置圖Fig.2 Test points of closed sound barrier

1.2 動模型彈射系統

中南大學高速鐵路風洞列車模型彈射系統[11]如圖3所示。彈射系統在風洞外的加速段利用電機同步帶傳動機構將列車模型加速至設定速度，接近風洞壁面時將列車模型彈出，列車模型沿軌道進入風洞試驗段，當列車模型穿越風洞試驗段，沿軌道繼續前進，滑行進入阻尼滯速階段，速度快速下降直到停止。測控系統位于風洞兩側列車模型進出入口位置，對列車模型的進出速度進行測量。

圖3 列車模型彈射系統Fig.3 Moving train model system

1.3 風壓荷載測試

試驗采用DTC Initium 網絡智能式風洞電子壓力掃描閥，測量聲屏障表面測點壓力以及測試流場的總壓與靜壓，通過下式得到測點的風壓系數Cp[12]：

式中：P為封閉式聲屏障外壁風壓；P∞為來流靜壓；U為試驗風速；ρ為空氣密度。

平均風壓系數Cpmean與脈動風壓系數Cprms[13]定義如下：

式中：Cpmean為平均風壓系數；Cprms為脈動風壓系數；Cp(t)為t時刻的風壓系數；N為測壓試驗采樣點數，試驗采樣點數為20 000個。

進行橫風作業下聲屏障外壁風壓系數研究時，取來流6，8 以及10 m/s 3 種風速,對應雷諾數為3.7×105，4.9×105和6.1×105。進行列車風作用下聲屏障內壁風壓系數研究時，取14，17以及23 m/s 3種列車車速，為保證試驗結果的穩定性和準確性，每種工況均重復測量3次。

2 橫風作用下聲屏障外壁的風壓分布

2.1 風壓系數沿環向的變化規律

圖4 為10 m/s橫風作用下聲屏障的風壓系數沿環向的分布規律。由于4個截面的風壓系數分布規律相似，僅以中間截面為例分析。 聲屏障在迎風側?23°～20°范圍內平均風壓系數為正，其值由1.0不斷下降至0；由20°開始，風壓系數均為負值，20°～63°范圍內平均風壓系數的數值不斷增大，在63°附近出現最大負風壓，其值為?3.04；63°～95°范圍內圓柱表面的平均風壓系數數值持續減小，在95°趨近穩定，其值為?1.0。整體來看，沿順時針方向，迎風側的風壓迅速由正變負，并在頂部取得極值負風壓后風壓值先減小后趨于平穩，在背風側區域風壓為負并保持穩定。聲屏障的脈動風壓系數在?24°～52°范圍內保持穩定(約為0.12)，在52°～107°范圍內脈動風壓系數出現最大值0.38，在107°～203°范圍內又趨近穩定。此全封閉式聲屏障結構平均風壓系數分布規律與單圓柱在臨界雷諾數區域內的風壓系數分布規律[12]相似。

圖4 風壓系數沿聲屏障表面分布圖Fig.4 Distribution of wind pressure coefficient on the surface of sound barrier

2.2 雷諾數對聲屏障平均風壓系數的影響

圖5展示了不同雷諾數下聲屏障平均風壓系數的變化規律。結果顯示，在3.7×105～6.1×105的雷諾數范圍內，雷諾數對聲屏障結構頂部的平均風壓系數有影響，對迎風側和背風側的平均風壓系數影響很小。隨著雷諾數的增大，頂部的平均極值風壓系數值從?3.38變為?3.04，背風側的風壓穩定點在一定范圍內逐步向來流方向推移。

圖5 不同風速下的平均風壓系數分布Fig.5 Distribution of mean pressure coefficient under different wind speeds

2.3 風荷載體型系數

封閉式聲屏障的平均風壓系數沿展向差異不大，而環向分布較大，可按等效風壓系數考慮結構的風荷載體型系數。在實際工程中，按不同角度劃分范圍內的風壓系數較為繁瑣，不利于方便工程師應用，需對封閉式聲屏障的風壓系數進行簡化。根據建筑結構荷載規范(GB50009—2012)[14]和相關文獻[7]，常用3 種方法簡化：利用規范確定外形相似結構的體型系數，區域極值法與平均值法。如圖6 所示，3 種方法得到的風荷載體型系數差異明顯。規范建議值與聲屏障迎風側分布相近，而頂部與背風側則相差較大，一方面試驗受雷諾數影響，同時沒能考慮橋梁對聲屏障結構來流的干擾，另一方面聲屏障結構形狀與規范并不完全一致。平均值法和極值法則根據聲屏障結構不同區域的風壓分布特點來劃分，即迎風側風壓為正，頂部負風壓最大，背風側負風壓數值較穩定，其中平均值法采用各區域風壓系數的平均值作為體型系數，極值法采用各區域內風壓系數的極值作為體型系數。

圖6 風荷載體型系數Fig.6 Wind load carrier type coefficients

為了對比以上3種簡化方法計算的風荷載系數的準確性，采用MIDAS/civil 軟件建立全封閉聲屏障主拱肋有限元模型，將等效風荷載施加于模型之上，計算結構靜力響應并與采用試驗風荷載計算的結果進行對比。依據我國某高速鐵路客運專線實際工程，全封閉聲屏障拱肋采用H 型鋼材，具體尺寸如圖7 所示，材料采用Q345 鋼材，柱腳邊界條件設置為固定支撐。

圖7 拱肋截面尺寸Fig.7 Arch rib section size

在10 m/s橫風作用下，結構的橫向位移分布如圖8 所示。在4 種風荷載作用下，聲屏障結構位移值均呈“拱頂較大，最大值在拱頂附近，且沿拱頂兩側逐漸減小，柱腳處最小”的分布規律。采用試驗風荷和平均值簡化風荷載計算的橫向位移分布相似，采用規范給定的風荷載計算所得的橫向位移的數值偏小，采用極值簡化風荷載計算所得的橫向位移偏大，遠大于采用試驗風荷載計算所得的橫向位移。

圖8 橫向位移分布Fig.8 Lateral displacement distribution

表1總結了采用幾種等效風荷載計算的全封閉聲屏障拱肋拱頂的橫向位移和拱腳的內力。結果表明：風荷載采取規范建議取值時，最大位移值、柱腳內力均偏小；采用平均值等效方法取值時，最大位移值和柱腳內力都與采用試驗風荷載計算的結果接近；采用極值等效方法取值時，最大橫向位移值與一側柱腳彎矩值明顯大于采用試驗值計算的結果，其中最大位移和柱腳彎矩是采用試驗值計算結果的2 倍，柱腳側向力為1.3 倍。從經濟、安全以及工程實際角度綜合考慮，建議采用平均值乘以放大系數作為聲屏障結構的風荷載體型系數。綜合考慮最大位移值與柱腳內力與采用試驗風荷載計算一致的要求，建議放大系數取值1.3，從而全封閉式圓截面聲屏障的風荷載體形系數建議取值為：迎風側0.8，頂部?2.5，背風側?1.4。

表1 拱頂橫向位移和柱腳內力對照表Table 1 Comparison table of lateral displacement of vault and internal force of column foot

3 列車風作用下聲屏障內壁風壓分布

圖9為列車風作用下封閉式聲屏障內壁的脈動風壓時程曲線。列車通過時的脈動風壓波峰、波谷，即正壓峰值、負壓峰值，且列車模型與聲屏障同比例縮尺，其列車試驗速度與實際車速相等。

圖9 脈動壓力時程曲線(1/4處截面)Fig.9 Pulsating pressure time history of the inner wall of the sound barrier

3.1 單車通過聲屏障的風壓荷載

圖10為不同車速下聲屏障(中間截面)的壓力峰值分布，正峰值和負峰值均隨列車運行速度的增加而增大，近軌側的壓力峰值明顯高于頂部和另一側。車速較低時，列車運行引起的壓力波較小，測點間的壓力差不明顯。在23 m/s車速時，近側的壓力峰值均明顯高于遠側，最大相差達16%。可見同一截面上的壓力峰值存在著明顯差異，可能對結構受力不利。隨著列車車速的提高，環向風壓差異更加明顯，這種現象與高速列車通過隧道橫截面上壓力分布結論一致[15]。

圖10 不同車速下聲屏障的壓力峰值Fig.10 Extreme wind pressure of sound barrier under different train speeds

圖11 為3 種運行速度下聲屏障中間截面的壓力最大幅值。結果顯示，聲屏障壓力幅值與列車運行速度的平方近似成正比關系。這與文獻[15?16]隧道空氣動力學的研究結論相近，其中文獻[16]擬合的列車穿過隧道時車速與隧道壁面壓力幅值關系為y=0.013x2.15。

圖11 聲屏障壓力幅值同車速關系Fig.11 Relationship between sound barrier pressure amplitude and train speed

圖12 為單列車以17 m/s 車速通過聲屏障的壓力峰值圖。沿聲屏障長度方向，不同截面的壓力變化情況不完全相同。出入口截面受洞口效應影響，列車經過引起的氣流會變形迅速傳遞至聲屏障外。從圖中可知，列車駛入聲屏障時，正壓峰值有一個從小變大再減小的過程，1/4 處截面的壓力峰值(58 Pa)較大，入口截面(52 Pa)次之，出口截面(約為22 Pa)最小，中間截面正壓峰值約等于1/4處截面和出口截面的平均值(40 Pa)，整體來看聲屏障內壁的正壓峰值沿環向變化不大。負壓峰值在行車一側(測點1～6)達到?54 Pa，頂部(測點7～14)達到?44 Pa，遠側(測點15～20)僅?37 Pa，可看出負壓峰值沿環向差異明顯，均服從近側較大、遠側較小的規律。

圖12 壓力峰值分布Fig.12 Pressure peak distribution

3.2 會車時聲屏障的風壓荷載

圖13 為列車以17 m/s 車速會車時聲屏障的壓力峰值分布，試驗中下游列車的車速稍高于上游車速，導致該側壓力增幅稍大。會車時，各截面測點的壓力峰值較單車時加強明顯，交會處測點的極值負壓(?89 Pa)大于1/4 處截面(?73 Pa)，兩者壓力峰值分布相似，沿測點變化正壓峰值變化較小，負壓峰值變化稍大。出入口截面的壓力峰值沿測點變化較大，兩側的壓力峰值有明顯的加強。可知，當列車在聲屏障內交會時，交會區域的壓力峰值明顯較高，頂部位置的壓力極值(79 Pa)近似為單車時(40 Pa)的2 倍；在非交會區域，列車近側的測點壓力峰值較大，遠側測點的壓力峰值較小。

圖13 會車工況壓力峰值分布Fig.13 Peak pressure distribution under driving conditions

4 結論

1) 聲屏障外壁的平均風壓系數和脈動風壓系數分布規律與單圓柱的風壓分布相似；雷諾數對聲屏障結構頂部的平均風壓系數影響稍大，對迎風側和背風側的平均風壓系數影響較小；根據橫向最大位移和柱腳內力等效的原則，建議聲屏障風荷載體型系數取值為：迎風側0.8，頂部?2.5，背風側?1.4。

2) 列車通過聲屏障時，沿聲屏障長度方向，不同截面的壓力變化情況不完全相同；聲屏障內壁的負壓峰值沿環向差異明顯，服從近側較大，遠側較小的規律，且壓力幅值與列車速度的平方近似成正比關系。

3)2 車交會時，交會區域的極值風壓明顯高于單車通過，最大極值風壓出現在交會截面；交會區域極值風壓高于非交會區域，最高極值風壓約為單車通過時極值風壓的2倍。