橫風作用下高速鐵路橋梁全封閉聲屏障氣動特性的風洞試驗研究

韓 旭，彭 棟，向活躍，李永樂，曾 敏，蔡理平

(1.西南交通大學 土木工程學院,四川 成都 610031;2.中鐵第四勘察設計院集團有限公司，湖北 武漢 430063;3.廣鐵(集團)公司江門工程建設指揮部，廣東 江門 529000)

隨著我國高速鐵路的發(fā)展，噪聲問題越來越受到人們的關注。在自然和動物保護區(qū)等特殊地區(qū)的高速鐵路，對噪聲的控制提出了更高要求。目前，聲屏障是防治鐵路噪聲的主要方法，包括4種類型：直立式、折檐式、半封閉式和全封閉式[1]。前3種聲屏障應用相對較多，多用于居民聚集區(qū)[2-3]，而全封閉式聲屏障應用較少。全封閉聲屏障在運營過程中會受到橫向風和壓力波的作用。壓力波主要受斷面阻塞度、列車運行速度、列車長度等因素的影響。全封閉聲屏障形狀與隧道類似，在設計時可參考TB 10621—2014《高速鐵路設計規(guī)范》[4]中高速鐵路隧道斷面面積的相關規(guī)定，因此本文計算時未考慮全封閉聲屏障的壓力波。橋梁全封閉式聲屏障結構特殊，風荷載的確定沒有相關參考依據(jù)，且橋梁離地一般較高，風荷載相對較大[5-6]。因此，有必要研究橋上全封閉聲屏障的橫風氣動特性。

在已有研究中，Honda等[7]通過全橋風洞試驗對設置聲屏障時預應力混凝土斜拉橋的風致響應進行了研究。Holmes等[8]采用風洞試驗方法對聲屏障的風荷載進行了研究，分別對有無聲屏障對橋梁氣動性的影響進行了分析。鄭史雄等[9]通過數(shù)值模擬和風洞模型試驗對聲屏障的風荷載體型系數(shù)進行了研究，并分析了聲屏障位置和高度對全封閉聲屏障體型系數(shù)的影響。Xiang等[10]采用風洞試驗的方法，測試了聲屏障后側的流場分布，并分析了線路和聲屏障高度的影響，還通過數(shù)值模擬方法得到了列車風作用下聲屏障瞬態(tài)風荷載[11]，進一步分析了聲屏障表面的壓力分布。拉有玉、王爭鳴等[12-13]通過風洞試驗對蘭新鐵路第二雙線上設置的防風明洞這一措施進行了研究，得到了防風明洞表面壓力分布情況和結構整體風荷載。郭春等[14]通過數(shù)值模擬方法研究了蘭新線路基防風明洞的橫風氣動特性。然而，蘭新線的防風明洞在洞壁有一定的開孔，而全封閉聲屏障為了達到降噪效果，需保證全封閉聲屏障完全封閉。

綜上可知，國內外主要采用風洞試驗和數(shù)值模擬方法，針對直立式、半封閉式等聲屏障研究列車風和自然風作用下的聲屏障氣動荷載。對于橋上全封閉聲屏障橫風氣動特性風洞試驗的研究較為少見。本文采用風洞試驗的方法對橋梁全封閉聲屏障在橫風作用下的三分力系數(shù)和表面風壓進行測試，分析風速、雷諾數(shù)效應、風攻角、側視斷面位置對全封閉聲屏障橫風氣動特性的影響。

1 模型風洞試驗

深茂(深圳—茂名)鐵路通過廣東新會“小鳥天堂”，為控制噪聲在可接受范圍內，不影響鳥類的繁殖棲息，在小鳥天堂北側一定范圍內的橋梁上設置了全封閉聲屏障，全長2 km，其斷面形狀如圖1所示。全封閉聲屏障主要由立柱和吸聲板組成，其中立柱由3段圓弧構成。橋址區(qū)靠近沿海地區(qū)，地勢低平，平原開曠，大風天氣時有發(fā)生，100年一遇的10 min平均基本風速為32.6 m/s。全封閉聲屏障的橫風荷載是聲屏障設計的控制性因素之一。

圖1 全封閉聲屏障斷面(單位：mm)

由于橋梁和全封閉聲屏障的長度較長，屬于線狀結構，可以采用節(jié)段模型風洞試驗進行研究。風洞試驗在XNJD-3工業(yè)風洞進行，該風洞試驗段長36 m，寬22.5 m，高4.5 m，風速為1.0～16.5 m/s，來流最大湍流強度小于1.5%。模型的縮尺比為1/20，橋梁模型總長度為3.46 m，寬度為0.65 m，高度為0.62 m。本橋橋墩實際最大高度為17 m，故節(jié)段模型的主梁離地高度為0.85 m。為了減少邊界效應的影響，全封閉聲屏障測試段取節(jié)段模型的中間位置，長度為0.69 m。為方便制作節(jié)段模型，忽略了全封閉聲屏障表面的細節(jié)，簡化后的全封閉聲屏障斷面如圖2所示。安裝于風洞實驗室的節(jié)段模型如圖3所示。其中，α為來流風攻角；β為風壓測點的角度；CH，CV，CM分別為體軸坐標系下的阻力系數(shù)、升力系數(shù)、力矩系數(shù)；U為來流風速；L為測試段的長度。

圖2 簡化后的全封閉聲屏障斷面

圖3 試驗中的節(jié)段模型

對全封閉聲屏障的靜力三分力測試時，綜合考慮測力天平量程及測量精度。采用5 kg天平測試全封閉聲屏障的三分力系數(shù)，天平安裝在全封閉聲屏障內部，作用點距橋面高度為0.217 m。測試段全封閉聲屏障與兩側全封閉聲屏障分離，底部封閉后與橋面分離，僅與固定在橋面上的天平連接。

三分力系數(shù)可以反映結構的整體風荷載，但不能反映風荷載的分布情況，需對全封閉聲屏障表面的風壓進行測試。試驗時聲屏障模型與橋梁模型為一整體，測壓點均勻分布于節(jié)段模型斷面內，間隔為10°，共17個測壓點(參見圖2)。在橋軸線方向，設置3個測壓斷面，每個斷面間隔20 cm(參見圖3)。在模型前方來流處安裝了皮托管，用于測試來流靜壓。在模型兩端設置高度為4.0 m的端板，用來支撐節(jié)段模型并減小節(jié)段模型端部繞流的影響。

為研究雷諾數(shù)效應的影響和驗證測試結果的準確性，試驗中進行了4級風速的試驗，風速分別為6，8，10，12 m/s；每級風速下共測試了3種風攻角，分別為-3°，0°和3°。

2 數(shù)據(jù)處理

全封閉聲屏障測力試驗時，為降低試驗誤差，每級風速下各工況均測試2次，測試時間為50 s，采樣頻率為 2 000 Hz。得到全封閉聲屏障的靜力三分力系數(shù)[11]表達式為：

(1)

(2)

(3)

式中：FH，F(xiàn)V，M分別為阻力、升力和力矩；ρ為空氣密度；D,B分別為節(jié)段模型的高度和寬度，本文模型設置為D=0.483 m，B=0.69 m，L=0.69 m。

進行全封閉聲屏障測壓試驗時，每級風速下均測試3次，每次采集樣本長度為 3 000，再通過平均處理得到全封閉聲屏障表面風壓力。通過下式得到風壓系數(shù)CP[14-15]：

(4)

式中：P為全封閉聲屏障表面壓力；P∞為來流靜壓。

3 試驗結果

3.1 風速的影響

為了研究風速對全封閉聲屏障整體的氣動力影響，圖4給出了α=0°，風速為6～12 m/s時的三分力系數(shù)，以及全封閉聲屏障表面的風壓分布。

圖4 不同風速下全封閉聲屏障三分力系數(shù)和風壓系數(shù)

由圖4可知，隨著風速的增加，全封閉聲屏障的阻力系數(shù)有所降低，而升力系數(shù)明顯增加，高風速時全封閉聲屏障具有高升力的特點。全封閉聲屏障斷面為弧形，表面較為光滑，雷諾數(shù)效應對氣流經過全封閉聲屏障頂面時分離點的位置有較大影響。當風速較小時，氣流的分離點靠近全封閉聲屏障頂部的迎風側，根據(jù)伯努利方程可知，此時全封閉聲屏障頂部的風速較小，壓力較大，所以升力系數(shù)小，而阻力系數(shù)大。隨著風速的增加，分離點向全封閉聲屏障頂部的背風側移動[11]，此時全封閉聲屏障頂部的風速較大，而壓力比較小，所以升力系數(shù)較大，而阻力系數(shù)減小。由雷諾數(shù)計算公式Re=ρUd/μ(其中，d為特征長度，μ為動力黏性系數(shù))可知，風速由6 m/s增加到12 m/s時，雷諾數(shù)由1.83×105增加到3.66×105。結合圖4可知，雷諾數(shù)效應對全封閉聲屏障的升力系數(shù)有較為明顯的影響，而對阻力系數(shù)和力矩系數(shù)的影響較小。

測力時要求全封閉聲屏障為一個封閉的模型，所以在全封閉聲屏障底部增加了一塊木板，其與橋面間設置約5 mm的縫隙，以保證全封閉聲屏障與橋梁模型分離。測力的模型與風壓測試方法的模型有一定的差別，2種測試方法只能對阻力系數(shù)進行對比，可以判斷測試結果的準確性，但無法對比升力系數(shù)和力矩系數(shù)。針對圖4(b)中的風壓系數(shù)，通過對阻力方向的風壓進行積分得到整體氣動阻力，再由式(1)得到阻力系數(shù)，并與天平測力結果進行對比，見表1。可知，2種測試方法所得阻力系數(shù)有一定差異，但誤差在可接受范圍內。結合圖4可以看出:在不同風速下，β=60°～120°時風壓系數(shù)變化最為劇烈，在此范圍的壓力與升力系數(shù)有較大關聯(lián);升力系數(shù)在風速由6 m/s升到8 m/s 時也具有較大突變，測壓結果與測力結果的規(guī)律總體上比較對應。此外，與GB 50009—2012《建筑結構荷載規(guī)范》[16]中類似結構的風壓分布相比，高風速時本文風壓分布測試結果雖然有一定差異，但變化規(guī)律基本相似。

表1 阻力系數(shù)的不同測試方法對比

注：誤差=(天平測力值-風壓積分值)/天平測力值。

3.2 風攻角的影響

為了研究風攻角對全封閉聲屏障氣動特性的影響，針對-3°，0°和3°這3種風攻角的工況，測試了全封閉聲屏障的三分力系數(shù)。風攻角對全封閉聲屏障三分力系數(shù)的影響見圖5。可知：①3種工況下阻力系數(shù)均隨風速的增加總體呈降低趨勢；②風速相同時，阻力系數(shù)總體上隨風攻角的增加而減小；③風攻角對升力系數(shù)和力矩系數(shù)的影響相對較小；④3種工況下升力系數(shù)均在6～8 m/s時出現(xiàn)較大的突變，風速達到8～12 m/s 后，阻力系數(shù)和升力系數(shù)的變化均趨于平穩(wěn)。說明不同風攻角條件下，隨著雷諾數(shù)的增加，全封閉聲屏障的氣動力系數(shù)和風壓分布系數(shù)有相似的變化規(guī)律。

圖5 風攻角對全封閉聲屏障三分力系數(shù)的影響

圖6 風攻角對全封閉聲屏障風壓的影響

當風速為12 m/s時，風攻角對全封閉聲屏障風壓的影響見圖6。可知：①在全封閉聲屏障頂部位置，α=0°時的風壓系數(shù)最小，此時的升力系數(shù)最大(見圖5(b));②在全封閉聲屏障的迎風側，α=-3°時的風壓系數(shù)最大，而在全封閉聲屏障的背風側，α=0°時的風壓系數(shù)最小。通過全封閉聲屏障的前后壓力差可求得阻力系數(shù)，其變化規(guī)律總體上與天平測力結果吻合。由此可見，風攻角對整個全封閉聲屏障表面的風壓分布均有一定影響。

3.3 全封閉聲屏障風壓沿順橋向的分布

由于天平測力的方法難以得到沿順橋向的氣動力分布，因此采用測壓的方法研究全封閉聲屏障風壓沿順橋向的分布情況。當風速為12 m/s時，不同斷面位置的風壓系數(shù)見圖7。可知：①全封閉聲屏障3個斷面的風壓分布總體一致，中間斷面的風壓系數(shù)基本上處于另兩個斷面風壓系數(shù)的中間；②在全封閉聲屏障正上方附近(β=90°)，3個斷面的風壓系數(shù)差別稍大，原因是全封閉聲屏障形狀對雷諾數(shù)效應非常敏感，模型加工精度、風速沿順橋向的分布不均勻性等可能導致測試結果有一定的差異。

圖7 不同斷面位置的風壓系數(shù)

圖8 等效風壓系數(shù)

全封閉聲屏障通常由多塊吸聲板拼接而成，采用風壓系數(shù)更便于反映聲屏障受力的變化，但風壓系數(shù)在斷面內分布較為復雜，沿順橋向方向分布也有一定差異，因此直接采用圖7中的結果用于設計時有諸多不便。由于全封閉聲屏障通常較長，不同斷面風壓系數(shù)曲線具有相同的變化趨勢，可采用等效風壓系數(shù)將其簡化為二維結構。結合GB 50009—2012，對圖7中3個斷面的風壓系數(shù)取平均數(shù)后，將全封閉聲屏障斷面的風壓分布劃分為3個區(qū)域(如圖8所示)，取每個區(qū)域平均風壓系數(shù)的最大值作為斷面的等效風壓系數(shù)。3個區(qū)域的劃分節(jié)點為70°和130°，當β< 70°時，風壓分布較為均勻，β= 130°時接近正負壓力交替位置。由圖8可知，在全封閉聲屏障的迎風側、頂部和背風側，風壓系數(shù)可分別取1.1，-1.8和-0.4，而規(guī)范[16]中對應值分別為0.8，-0.8和-0.5。迎風側和頂部的風壓系數(shù)絕對值均比規(guī)范絕對值大，一方面與試驗的雷諾數(shù)和橋梁的干擾有關，另一方面與結構的形狀有關。關于結構形狀，可采用數(shù)值模擬與代理模型結合[17]的方法進行氣動外形的優(yōu)化。

4 結論

通過縮尺比為1/20的節(jié)段模型風洞試驗，測試了全封閉式聲屏障的三分力系數(shù)以及表面風壓分布。通過對比分析試驗結果，得出以下結論：

1)全封閉聲屏障節(jié)段模型的氣動力和表面風壓分布受雷諾數(shù)效應的影響較大；風速較低時，全封閉聲屏障頂部為正壓，風壓系數(shù)和升力系數(shù)均較小；當風速較高時，全封閉聲屏障頂部存在較大的負壓和升力系數(shù)。

2)風攻角對阻力系數(shù)有較大影響，對升力系數(shù)和力矩系數(shù)的影響較小;對全封閉聲屏障表面的風壓系數(shù)有一定的影響，且變化規(guī)律較為復雜。

3)全封閉聲屏障表面風壓系數(shù)沿順橋向的變化規(guī)律總體上一致，可劃分為3個區(qū)間。簡化后在全封閉聲屏障的迎風側、頂部和背風側，風壓系數(shù)可分別近似取1.1，-1.8和-0.4。