新型風聲屏障參數對車-橋系統氣動特性的影響

蔣碩，何旭輝，鄒云峰，蔡陳之，翟利華，農興中

(1. 中南大學土木工程學院，湖南長沙，410075；2. 高速鐵路建造技術國家工程實驗室，湖南長沙，410075；3. 廣州地鐵設計研究院股份有限公司，廣東廣州，510030)

風屏障能夠有效保障強風下的橋上行車安全，是重要的橋梁附屬設施[1-3]。低透風率的風障雖然有利于降低平均風速，但提高了屏障后的湍流動能，并不一定取得最優的防風效果[4-6]。對于路基風障，研究屏障后流場和車輛氣動特性可以較好地對風障防風效果進行評價和對參數進行優化。然而，當在橋梁上安裝使用時，風障會增強橋梁系統的鈍體特征并顯著改變橋梁周圍的流場。在保護車輛的同時，風障自身承受了較大風荷載并傳遞至橋梁，使橋梁阻力大幅提升，不利于橋梁的氣動穩定。研究表明，為減小橋梁系統受到的風荷載，設計風屏障時，應盡可能在保障列車安全舒適的前提下提高透風率[7-10]。隨著軌道交通的快速發展，越來越多的線路需要穿越人口密集區。在穿越城區的高架線路上，在橋梁兩側安裝屏障時除需考慮保障行車安全和減小橋梁風載外，還需要滿足人口密集區的降噪需求，傳統的風屏障往往無法滿足上述要求。聲屏障能夠有效隔絕噪聲，但其不透風的特性使得屏障自身風載過大。

一些學者開發了具有空氣流通通道的新型聲屏障對來流進行泄流以減小屏障所受風載，其風洞試驗結果和現場實測結果表明[11-13]，減載式聲屏障雖然具有開孔結構，但仍然能夠在有效降低屏障自身風載的同時提升降噪效果。然而，其研究對象多集中于屏障本身，對列車和橋梁氣動特性的考慮不足。車橋氣動特性對屏障的參數變化很敏感，即使高度、透風率等參數變化不大，屏障的其他構造參數如空間姿態等的改變依然可以劇烈改變屏體后流場，改變車橋氣動力和風壓分布[14-19]，因此，必須進一步研究新型防風降噪結構對車橋氣動性能的影響機理，為橋梁風聲屏障設計提供依據。

為此，本文提出一種新型風聲屏障。前期研究表明，該結構盡管具有一定透風率，但能夠在輪軌噪聲頻譜范圍內保障降噪效果，為此，通過風洞試驗研究屏障主要參數葉片傾角對車-橋系統氣動特性的影響規律，探明風聲屏障傾角參數變化對高架橋梁和橋上列車氣動特性的影響機理，以便為實際工程應用提供參考。

1 風洞試驗

1.1 風聲屏障簡介

為在達到降噪效果的同時保留足夠的空氣流通通道，新型風聲屏障采用消聲陣列與百葉窗導流葉片組合的構造方案(見圖1)，其中屏障高度取較為常見的聲屏障高度3 m。其降噪原理為：通過激發屏障內側2 排消聲陣列的共振消耗聲波能量，每排消聲陣列可對應1個中心頻率進行降噪，消聲陣列的周期性排布形成了類似聲子晶體的構造，可進一步增強降噪效果，前期的計算結果驗證了此結構具有良好的降噪效果。

外層導流葉片具有擋風和導流2種作用，其透風率可定義為導流葉片豎直投影間隙與屏障高度的比值，為保障降噪效果，新型風聲屏障僅保留了空氣流通通道，其透風率均為0。屏障主要設計參數為葉片傾角。導流葉片可在0°～180°內轉動，其轉動角定義見圖2。轉動角為0°時的狀態為完全打開狀態，轉動角小于90°時葉片指向橋面，轉動角大于90°時葉片背離橋面。為便于描述，以下將葉片傾角為0°～90°的姿態稱為葉片下傾姿態，葉片傾角為90°～180°的姿態稱為葉片上傾姿態。通過對導流葉片的傾角參數進行設計，可以實現不同的防風效果。

1.2 試驗模型及工況

試驗以某3跨地鐵簡支高架橋為研究背景，設計最高車速為120 km/h。橋梁模型制作時選取跨中斷面，并考慮橋梁兩側設置的1 m高防撞墻，橋梁原始寬×高為10 m×2 m，線間距為4.2 m；橋上列車模型依據形狀較規則的地鐵B 型車中車截面制作。為滿足風洞試驗規范要求(即橋梁模型長寬比大于2且模型總體阻塞率低于5%)，模型縮尺比設定為1∶15，同時確定橋梁和列車模型長度為1.5 m。模型采用剛度較大的優質木材和ABS 板制作以保障測試精度。制作時，忽略除防撞墻外的其他橋梁附屬設施和車輛轉向架等對氣動外形影響較小的構造。車橋測點布置如圖3所示，車橋來流方向皆為圖中由右至左。為獲取更準確的測試信息，在轉角及迎風面等風壓變化較大區域，測點均加密布置，其中橋梁每個斷面布置51 個測點，列車每個斷面布置32 個測點。試驗時，通過電子掃描閥系統對每個測點連續采集20 s 共6 600 個瞬時風壓；同時，試驗通過六分量動態測力天平獲取橋梁-屏障系統的瞬時氣動力。

考慮列車在橋上位置的影響，試驗共設置單車上游、單車下游和單橋共3 種車橋組合狀態(見表1)。為研究導流葉片傾角對系統氣動特性的影響，共考慮60°，75°，90°，105°和120°共5 種單一傾角狀態和2 種組合傾角狀態(如圖2 所示)，同時，對不安裝屏障時的車橋氣動力進行測試作為對比。試驗在均勻流場中進行，測試風速為12 m/s，風偏角為90°(橫風)。

表1 試驗工況Table 1 Test cases

1.3 數據處理

測點i處的風壓系數CPi(t)和脈動風壓系數CPri可由掃描閥采集數據轉換后直接獲得，其轉換過程如下：

式中：CPi(t)為測壓點i的風壓系數，以模型表面受壓為正；Pi(t)和P0分別為i點測得的風壓和無窮遠處靜壓；Pia(t)為平均風壓；ρ為試驗條件下空氣密度，取ρ=1.255 g/cm3；UH為試驗風速；N為每個測點的測試數據點個數，本試驗中為6 600個。

將各點風壓系數與對應的積分長度相乘后求和可得到體軸下車橋氣動三分力系數，將天平測得的橋梁-屏障系統氣動力與測壓所得橋梁自身氣動力求差后可得風屏障氣動力。三分力定義如下：

式中：CH(t)，CV(t)和CM(t)分別為體軸下的阻力系數、升力系數和扭轉力矩系數；Li為測壓點i處的積分長度；n為測點總數；αi為測點i處模型外法線向量與來流反方向夾角，以從來流反方向逆時針旋轉為正；計算列車氣動力系數時，H和B分別為列車模型的高度和寬度。計算橋梁及橋梁-屏障系統氣動力系數時，H和B分別取橋梁的高度和高寬；車橋扭轉力矩系數起距點分別為車橋形心。

2 風聲屏障參數對列車氣動特性的影響

2.1 傾角對列車氣動力的影響

不同傾角時列車氣動力系數變化趨勢如圖4所示。由圖4可知：安裝屏障能夠大幅度降低列車氣動力，列車阻力、升力和扭轉力矩系數絕對值均小于0.3，有利于保障行車安全；不論列車處在來流上游側或下游側，氣動力總體變化趨勢趨于一致，呈現阻力系數隨傾角先減小后增大、升力系數和扭轉力矩系數隨傾角先增大后減小的趨勢。值得注意的是，在單車上游時，氣動力系數并不總在傾角為90°時取得極值，這可能是近側屏障帶來的偏轉氣流所致；而在單車下游時，列車距離迎風側屏障較遠，列車受屏障影響減小，其氣動力系數絕對值則基本在傾角為90°時最小。

2.2 不同傾角時的列車表面平均風壓特性

列車表面平均風壓系數分布可以體現列車各區域平均風壓變化情況，進而探知列車整體氣動力變化原因。

車輛位于迎風側時，安裝各類型風聲屏障時列車表面平均風壓系數分布如圖5(a)所示。由圖5(a)可知：不安裝屏障時，迎風側中部區域出現正風壓系數，列車迎風側及車底和車頂轉角處受來流車體阻擋和繞流加速影響出現2 個負壓的極大值，這將使列車承受較大的阻力和扭轉力矩；安裝各類風聲屏障時，車體迎風側正壓消失，表面風壓波動均大幅度降低，傾角改變主要影響列車迎風側附近區域風壓，對列車背風側風壓影響較小；當葉片傾角為90°時，風聲屏障完全閉合，其抗風效果與直立式聲屏障的抗風效果相當，此時，列車表面平均風壓系數分布較均勻且絕對值較小，列車整體處于低速風環境，但屏障承受了較大的風載，不利于屏障自身和橋梁結構的安全，因此，有必要建立引流通道進行泄壓；當導流葉片下傾時，來流經葉片引流至橋面方向，列車迎風側下部部分區域受這部分氣流影響負壓減小，隨角度增大，該區域逐漸向車底移動，使得阻力系數升高；當傾角較小時，氣流更容易被引至列車底部，使得車底負壓增大，吸力增高，從而使列車升力降低；當導流葉片上傾時，來流經引流背離橋面，車肩附近負壓增大。由于該區域處在列車迎風側和車頂的交匯區域，上傾姿態屏障將使得列車阻力降低，升力增高。

在單一傾角姿態時，葉片下傾主要影響迎風側車底轉角區域風壓，葉片上傾主要影響迎風側車肩轉角處風壓，且單一傾角姿態無法同時優化列車阻力和升力，因此，考慮使用傾角組合進一步對列車風壓進行調節。由于傾角為60°和120°時屏障對列車風壓調節作用更明顯，因此，對這2種傾角進行組合：組合狀態1，屏障上半部分傾角為60°，下半部分傾角為120°；組合狀態2，上半部分傾角為120°，下半部分傾角為60°。由圖4可知：在組合狀態1時，車肩和車底轉角處極值風壓均得到有效抑制，僅在迎風側2種傾角葉片交匯區域出現由射流導致的負壓小幅度降低，列車整體氣動特性與安裝傾角為90°的屏障時的氣動特性較接近；在組合狀態2時，列車表面整體風壓系數分布較均勻，但車底轉角區域出現較大極值風壓，這可能導致列車扭轉力矩升高，不利于行車安全。

當車輛位于背風側時，安裝各類型風聲屏障時列車表面平均風壓系數分布如圖5(b)所示。由圖5(b)可知：不設置屏障時，列車受橋梁繞流和系統尾流影響，迎風側出現正壓，背風側及車底較單車上游工況負壓增大，使得車輛阻力較迎風側工況大幅增加；安裝各類型屏障時，由于距離迎風側屏障較遠，射流對列車影響較小，列車風壓系數整體分布較均勻；葉片下傾時，列車整體負壓隨傾角增加而增大，這是由于葉片下傾傾角接近90°時其阻風作用更強，來流越過屏障時產生更高的流速，使屏障后分離區域負壓增強；同時，當屏障傾角較小接近0°時，氣流更容易從車底通過經屏障導出，背風側屏障引流作用使列車背風側車底轉角區域負壓增高，列車阻力增大；當導流葉片上傾時，列車整體風壓分布較均勻，當傾角增大時，列車表面負壓更高。這是由于葉片上傾傾角愈接近0°時，軌道上方空氣流速愈快；使用傾角組合時，這2種組合狀態下車底背風側轉角處風壓波動均被抑制，由于列車迎風側負壓稍大于背風側負壓，列車阻力系數為負數，因此，在組合狀態1下，迎風側的負壓減小更有利于降低阻力系數絕對值。

2.3 不同傾角時列車表面脈動風壓特性

風屏障的防風效果不只是使平均風速降低，事實上，降低屏障后列車區域內的湍流動能可保障列車安全。列車表面脈動風壓系數能夠很好地反映列車表面的氣流脈動分量。

當車輛位于迎風側時，列車表面脈動風壓系數分布如圖6(a)所示，顯然，其形狀與風壓系數分布形狀不完全一致。不安裝屏障時，車頂處于系統繞流剪切層附近，整體處于高湍流強度風環境，并在車頂2 個轉角處達到極值；當導流葉片下傾時，脈動風壓系數在車底與背風側較小，在車頂與迎風側較大，在迎風側局部區域出現極值，這可能是屏障引起的射流影響所致，極值區域隨傾角增大逐漸向下移動。當導流葉片上傾時，脈動風壓整體分布特征與葉片下傾時的相似，但在迎風側與車頂交匯弧角處，受引射流影響，脈動風壓系數小幅度升高。值得注意的是，葉片上傾時列車迎風側與車底交匯區域亦出現極值，這可能是列車前緣分離區局部小尺度漩渦造成的。而當入射角更接近0°時，這種效應被抑制。當對葉片進行傾角組合時，無論使用哪種傾角組合，都會在列車迎風側2個轉角處出現極值，這可能導致整體脈動性提高。

當車輛位于背風側時，列車表面脈動風壓系數如圖6(b)所示。從圖6(b)可見：不安裝屏障時，列車背風側受系統尾流影響出現較大脈動風壓系數，其中極值出現在車底與背風側交界弧角處；安裝屏障后，背風側的強湍流在一定程度上被抑制，車底轉角處的脈動風壓系數極值基本消失，但車頂依然會保持有較大的脈動風壓系數。與葉片下傾姿態相比，使用上傾姿態葉片的屏障方案對背風側列車的湍流動能降低效果更好；使用組合傾角方案時，組合狀態1會造成下游列車背風側出現較大的湍流強度，組合狀態2時列車表面脈動風壓系數分布則較平穩。

3 風聲屏障對橋梁氣動特性的影響

3.1 不同傾角時的橋梁-屏障系統氣動力

安裝風聲屏障可使列車處于低速風環境，但其自身也將承受較大風荷載，同時，該荷載將由屏障立柱傳遞至橋梁。安裝各類傾角姿態屏障時，橋梁-屏障系統阻力系數和屏障自身的氣動力系數如圖7 所示，其中，橋梁-屏障系統氣動力系數為折線圖，屏障自身阻力系數為柱狀圖。從圖7可以看出：橋梁-屏障系統阻力系數變化趨勢與屏障阻力系數變化趨勢大體一致，安裝屏障后，橋梁-屏障系統阻力上升1倍以上，屏障參數設計對橋梁安全至關重要；與安裝直立式(90°)屏障相比，使用新型風聲屏障可大幅度減小屏障自身風荷載，且當葉片上傾時屏障荷載更小，其中，使用組合狀態1的傾角風聲屏障且在單車下游時，屏障阻力系數減小22%，新型風聲屏障結構有利于屏障和橋梁結構安全。

3.2 不同傾角時的橋梁表面平均風壓特性

3種車橋組合狀態下的橋梁表面平均風壓系數如圖8所示。由于不同工況下橋梁底部和背風側的風壓基本沒有變化，因此，圖8中僅給出了橋梁迎風側和橋面的風壓波動情況，其中測點編號4～17的風壓為橋面風壓，測點編號21～33的風壓為橋梁迎風側風壓，其余測點的風壓則顯示了兩側防撞墻內壁風壓分布情況。具體測點分布見圖3。

在裸橋工況條件下，與安裝各類屏障相比，不安裝屏障時橋梁迎風側負壓較小。由于迎風側防撞墻被遮擋，橋面平均風壓系數分布基本均勻，未出現明顯波動。安裝屏障后，受屏障遮擋效應影響，迎風側負壓增大，同時，橋梁整體風壓系數顯示出傾角愈小、負壓愈小的規律；當葉片下傾時，受葉片引流作用影響，橋面靠近屏障時存在2個明顯的負壓升高區域；當葉片上傾時，橋面風壓系數分布與直立屏障的風壓系數分布基本相同；當采用組合方案時，上傾姿態和下傾姿態時的橋面風壓系數分布特點均得以顯現。從圖8可以看出：橋面靠近迎風側區域對于屏障下半部分姿態較敏感，而靠近背風側區域受傾角組合變化影響不大；使用組合傾角屏障時，橋面負壓較安裝直立式屏障小，這有利于減小橋梁升力。

當車輛位于迎風側且不安裝屏障時，車輛底部至車輛后側存在一個明顯的較大負壓區域，這可能是車底氣流與系統繞流匯集所形成的旋渦所致。當安裝葉片下傾屏障時，由于部分氣流被葉片引導至橋面，該負壓極值區依然存在，但較無屏障時負壓極值減小25%以上；當葉片上傾時，橋面風壓系數波動消失，橋梁表面平均風壓系數分布與安裝直立式屏障風壓系數分布基本相同；安裝組合傾角屏障時，橋梁迎風側負壓減小，橋面風壓系數分布規律與安裝下傾姿態屏障的分布規律類似，但極值進一步減小。

當車輛位于背風側且不安裝屏障時，負壓極值區移動至列車前緣車底附近，橋面整體負壓較小，局部甚至出現正壓。安裝屏障后，受屏障遮擋效應影響，橋面負壓整體增大，橋梁迎風側部分區域負壓也增大，使得橋梁自身升力升高，阻力降低。當葉片下傾時，橋面除在列車前緣出現較大負壓外，在靠近迎風側屏障附近也出現由屏障射流引起的負壓極值；使用上傾姿態葉片屏障時，橋梁風壓系數分布與單車上游工況的風壓系數分布相似，說明葉片上傾時整個車輛高度范圍內流場都處在系統繞流場剪切層包裹范圍內。

綜上可以看出：安裝各傾角姿態屏障時，對橋面風壓造成較大影響的主要因素是迎風向下引起的射流和背風側屏障向上引起的氣流，受這兩者影響，橋面負壓降低，使得橋梁承受較小向上吸力，從而使橋梁氣動穩定性提高。

3.3 不同傾角時橋梁表面脈動風壓特性

各工況下的橋梁表面脈動風壓系數見圖9。由圖9可知：在裸橋工況且不安裝屏障時，橋梁迎風側下緣和橋面中后側有較高湍流強度，前者主要是橋梁轉角繞流所致，而后者則是因為氣流在橋梁表面形成的分離區使得橋面脈動風壓系數波動較大；安裝屏障后，因系統鈍體特征增強，使得橋梁迎風側風壓脈動性大幅度增加，同時橋面的分離區被抑制，使得橋面脈動風壓系數波動減小；當葉片下傾時，受屏障引流引起的小尺度特征湍流影響，整個橋面脈動風壓系數在小范圍內波動；當葉片上傾時，這種效應被抑制，整個橋面的脈動風壓系數分布都很均勻；而對于傾角組合，雖然依然有射流引起的特征湍流，但其影響微弱。

當橋上有車輛存在時，受列車遮擋作用影響，安裝各類屏障時橋面風壓脈動性大致相同，僅在靠近屏障的個別區域有小幅度變化。安裝屏障后，橋梁迎風側脈動風壓系數依然存在較強波動，且該波動隨屏障傾角減小而減小。

4 結論

1)列車氣動力隨屏障傾角改變而變化，下部葉片下傾時迎風側下部負壓減小，車底前緣轉角負壓增大，列車阻力升高，升力降低；當上部葉片上傾時，車頂前緣轉角負壓增大，列車阻力降低，升力增高；傾角組合可以同時對車底和車頂風壓進行調節，達到與安裝直立式聲障時相近的防風效果。

2)與安裝直立式聲障相比，新型風聲屏障迎風側葉片下傾會使車底前緣轉角處湍流強度增大，背風側葉片引流作用也會使得背風側列車車底后緣風壓脈動性提高；使用傾角組合時，上游列車2個迎風側轉角表面風壓脈動性同時提高。

3)屏障自身風荷載變化是橋梁-屏障系統阻力改變的主要原因，各傾角下新型風聲屏障阻力系數與直立式屏障的阻力系數均有不同程度降低，且葉片上傾對于減小屏障風載更有利。

4)新型風聲屏障葉片下傾時橋面靠近兩側屏障的區域負壓增大，有利于減小橋梁升力；橋梁迎風側風壓脈動性減小，且傾角愈接近0°，風壓波動減小幅度愈明顯；導流葉片引流作用使橋面局部區域風壓脈動性小幅度提高。