基于振動響應的高鐵聲屏障結構體系研究

衛 星 ，張 靖 ，魏歡博 ，胡 喆 ，溫宗意

（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）

高速列車的行駛引起了許多空氣動力學問題，其中列車行駛過程產生的脈動風壓所帶來的問題受到廣泛關注. 脈動風壓產生于列車在高速行駛下對其周圍的空氣所產生的強烈擾動，當行駛的列車通過聲屏障時，這一擾動將會加劇，使周圍的空氣產生的空氣壓力發生突變，形成一種瞬態的沖擊壓力，在很短的時間內(約幾十毫秒)相繼出現正、負壓力峰值，這種瞬態壓力沖擊即為列車駛過聲屏障時產生的壓力波，即稱為脈動風壓. 劉海濤[1]曾對比分析得到了不同橋寬、不同車型、不同速度下脈動風壓的分布規律，這種壓力波的存在實際會對聲屏障結構產生巨大影響，如果不加以重視，會引起聲屏障許多結構問題和疲勞問題，很多學者都曾針對脈動風壓開展了相關研究. 聲屏障風荷載體型系數上，劉磊等[2]通過縮尺風洞實驗，確定了聲屏障迎風面凈體型系數超過1.40，背風面體型系數接近0.30. 鄭史雄等[3]建議橋梁聲屏障的風荷載體型系數取1.65，路基聲屏障的風荷載體型系數取1.99. 聲屏障脈動風壓響應上，焦長洲等[4]對脈動風壓導致的聲屏障結構振動進行了研究. 鄧躒等[5]研究了金屬立柱插板式聲屏障在脈動風壓靜態作用下的靜力響應. 劉功玉[6]研究了不同車速下聲屏障結構在脈動風壓作用下動力響應規律，發現隨著車速的提高，列車經過聲屏障區域時的氣動壓力和氣動吸力也越來越大. 康健[7]研究了不同中心距的聲屏障結構在列車速度為350 km/h時產生的脈動風壓作用下疲勞性能規律. 張田等[8]發現防風板的應力遠高于立柱的應力，疲勞問題也更為顯著. 馬馳[9]研究了貨運鐵路大型全封閉聲屏障結構，發現較大的疲勞荷載作用下聲屏障柱腳螺栓會發生輕微松動，在設計過程中可以嚴格控制擰緊力矩防止螺栓松動發生，并定期對螺栓進行檢查. 結構優化方面，申真真[10]研究了不同的單元壁厚度和材料的高速鐵路插板式冷彎聲屏障的靜動力響應及疲勞性能規律，提出了一種綜合效益突出的結構組合.趙允剛等[11]針對采用聲屏障時高速列車運行過程中表面氣動阻力較大的問題，提出利用減載式聲屏障降低列車運行過程中受到的氣動阻力. 蘇衛青[12]研究了高速鐵路聲源特性、作用于高速鐵路聲屏障的氣動壓力和聲屏障結構的動力響應. 針對前述的研究，發現目前針對不同頂部開口長度的雙側封閉式聲屏障和不同頂部覆蓋長度的單側封閉式聲屏障在脈動風壓作用下的結構響應和疲勞性能規律的研究較少，事實上，頂部結構變化對列車行駛過程中氣流的釋放和結構優化有一定的意義. 本文研究不同頂部開口長度的雙側封閉式聲屏障和不同頂部覆蓋長度的單側封閉式聲屏障受力特征規律，并探究聲屏障的關鍵連接部位耐久性、疲勞特性，為高鐵橋上半封閉式聲屏障的設計提供有力的技術支持.

1 工程概況

某高鐵聲屏障結構采用單雙側封閉直立型金屬插板式聲屏障形式，列車運行車速為350 km/h，金屬插板式聲屏障主要由 H 型鋼立柱、H 型鋼底板、鋁合金單元板、橡膠等結構組成，鋼架部分采用Q345-B焊接工字鋼；鋁合金單元板采用標號不低于5A03、厚度不小于1.5 mm的鋁合金材料，面板和背板需進行鉻酸鈍化或類似的預處理；通透吸聲板采用厚度不小于20.0 mm的透明板，具有防撞擊、防破損保護措施及防鳥撞擊標志. 單元板及透明板四面加設鋁合金框，鋁合金框與型鋼立柱間采用插入式柔性連接[11].

聲屏障結構截面沿頂部直線段分割情況及列車所在位置（圖示右軌道）共分為3部分：近軌豎直聲屏障部分、遠軌豎直聲屏障部分及頂部橫向聲屏障部分. 聲屏障結構截面示意如圖1所示.

圖1 聲屏障結構截面示意Fig. 1 Cross sections of sound barrier structures

2 模型建立過程

本文探討雙側封閉聲屏障頂部開口間距為（即頂部不設置通透隔聲板和吸聲板）2、4、6、8 m以及單側封閉式聲屏障頂部覆蓋長度為（即頂部設置通透隔聲板）2、4、6、8 m 8種情況下聲屏障結構的受力特征. 工況參數如表1所示.

表1 工況參數Tab. 1 Operating parameters

2.1 脈動風壓時程函數提取

本文脈動風壓計算及結果參照李小珍等[13-14]的脈動風壓的CFD （computation fluid dynamics）模型，該模型 為行進中的高速鐵路半封閉聲屏障的列車通過開口間距雙側封閉聲屏障和頂部不同的覆蓋長度單側封閉聲屏障產生的. 用動態鋪層技術模擬移動列車表面流場，動網格部分模擬了高速列車表層及列車周圍因列車高速前進，受列車移動影響最大的空氣，模型如圖2所示. 在此CFD模型中，近軌豎直聲屏障部分分為17個區域，自下到上分別用N1～N17標記測點；遠軌豎直聲屏障部分設置17個區域，自下到上分別用F1～F17標記測點（單側封閉式聲屏障不布置）；頂部橫向聲屏障部分根據頂部開口間距的不同區域有所變化，靠近軌一側由近軌至開口處用T1～T10標記測點，靠遠軌用T15～T24標記測點，開口間距每增加2 m，頂部兩側測點從大序號依次各減少兩個. 測點的整體布置 （雙側封閉式聲屏障頂部開口間距2 m和單側封閉式聲屏障頂部覆蓋長度8 m） 如圖3.

圖2 CFD模型Fig. 2 CFD model

圖3 聲屏障結構測點布置Fig. 3 Layout of measuring points of sound barrier structures

一趟CRH3完整駛過后，記錄各個測點隨時間變化的受力情況，得到脈動風壓作用的時程曲線，梳理羅云柯[14]模型數據結果，以雙側封閉式頂部開口2 m模型為例，聲屏障近軌、遠軌、頂部風壓時程函數如圖4，結果用于整體模型動力計算.

圖4 雙側封閉式聲屏障頂部開口間距2 m模型脈動風壓時程函數Fig. 4 Time histories of pulsating wind pressure on the double-side closed sound barrier model with 2 m top opening spacing

考慮最不利的靜力風壓情況，提取其中風壓極值計算結果如圖5，結果用于整體模型靜力計算.

圖5 脈動風壓峰值Fig. 5 Peak values of pulsating wind pressure

2.2 整體模型建立

得到脈動風壓的時程曲線后，利用midas civil有限元軟件分別建立了頂部不同的開口間距雙側封閉式聲屏障及頂部不同覆蓋長度的單側封閉式聲屏障整體模型，用于分析自然風、靜力風壓和脈動風壓分別作用下，聲屏障立柱頂部位移、立柱根部彎矩、軸力及應力計算結果，并計算動力放大系數.

模型共截取10個聲屏障節段，聲屏障結構共計長度20 m，寬度間距12 m，高度7.75 m. 梁體材料選用C30，采用梁單元模擬；聲屏障立柱材料選用Q345鋼，采用梁單元模擬；聲屏障鋁合金復合吸聲板及通透吸聲板根據實際設計參數進行材料擬定，材料性能指標見表2和表3，采用板單元模擬.

表2 鋁合金復合吸聲板的性能指標Tab. 2 Performance indexes of aluminum alloy composite sound absorption board

8種不同開口形式的聲屏障整體結構如圖6、7所示.

圖7 不同頂部覆蓋長度的單側封閉式聲屏障整體模型Fig. 7 Global model of the single-side closed sound barrier with different top covering lengths

結構約束關系上，立柱底部與梁體固結，立柱與聲屏障板之間采用彈性約束模擬縱橋向橡膠連接作用，聲屏障板與板之間釋放部分端部約束模擬真實接觸效果.

2.3 瑞利阻尼

振型是結構的一個重要動力特性，振型的數量和各階振型對結構總體反應的貢獻直接影響到結構地震反應的計算結果.

本文通過振型分解將多自由度體系的振動轉化為單自由度體系振動的組合問題進行計算，模型結構的質量和剛度分布不均勻，振型分解反應譜法所需的振型數取振型參與質量達到總質量的90%時所需的振型數，8個模型所需振型數為93～101個.若假設阻尼與質量矩陣和剛度矩陣的組合成比例，則可表示為

式中：c為阻尼矩陣；α 和 β均為與頻率相關的參數；m和k分別為質量矩陣和剛度矩陣.

這種阻尼稱為瑞利阻尼. 利用瑞利阻尼法公式計算得到各階瑞利阻尼比為

式中：ω為模態對應頻率； ξ 為阻尼比.

依據鋼結構抗震要求[15-16]，ξ取0.02，相關參數α 和 β是隨頻率變化的，用頻率范圍的下限和上限代入式（2），聯立求解得到各個聲屏障結構的 α 和 β，結果如表4.

表4 各個聲屏障結構的 α 和 βTab. 4 Values of+α and+ β of each sound barrier structure

各個聲屏障結構的 α 和 β代入瑞利阻尼公式，計算得到聲屏障結構各階振型的阻尼比，用于動力計算.

2.4 風壓時程函數輸入

加載原則上，靜力作用時，考慮最不利的受力情況，提取各位置脈動風壓的峰值，按靜力方式作用于聲屏障結構，得到最大靜力響應結果a；動力計算采用振型疊加法，利用前述瑞利阻尼法計算所得的每一階振型的阻尼進行動力計算，動力計算分析采用CFD，取一個荷載子步為0.005 s動力時長共30 s，按各個測點分塊，按2 m一個節間，根據時程遞進，將脈動風壓時程曲線施加于整個聲屏障結構上得到靜力響應同一測點的動力響應結果b.b/a得到結構動力放大系數.

3 計算結果

不同開口形式的聲屏障結構在立柱的位移、應力、彎矩、軸向力、水平力的峰值位置基本一致，最大位移位置主要分布在近軌部分的立柱頂部；最大應力、最大彎矩位置主要分布在近軌部分的立柱底部；立柱結構最大軸力位置分布在遠軌部分的立柱底部；立柱結構最大水平力位置分布在近軌部分的立柱底部，以雙側頂部開口間距2 m的雙側封閉聲屏障為例，靜力動力計算結果示意如圖8、9.

圖8 雙側封閉頂部開口間距2 m聲屏障立柱靜力響應結果Fig. 8 Static responses of the double-side closed sound barrier columns with 2 m top opening spacing

所有聲屏障結構計算結果匯總見表5.

表5 受力特征結果Tab. 5 Force characteristic results

從計算結果來看，對于雙側封閉式聲屏障，隨著頂部開口間距的增大，響應減小，對于開口4、6 m內力變化影響不大，開口2 m的立柱動應力是開口8 m的立柱動應力的1.15倍，放大系數相差0.12，對于單側封閉式聲屏障中，覆蓋的長度增加，響應增大，覆蓋長度4～6 m后有較大變化，覆蓋8 m的立柱動應力是覆蓋2 m的立柱動應力的1.28倍，放大系數相差0.37.

圖9 雙側封閉式聲屏障頂部開口間距2 m模型動力時程響應曲線結果Fig. 9 Dynamic response time-histories of the double-side closed sound barrier model with 2 m top opening spacing

4 結 論

1） 立柱結構最大位移位置分布在近軌部分的立柱頂部；立柱結構最大彎矩位置分布在近軌部分的立柱底部；立柱結構最大軸力位置分布在遠軌部分的立柱底部；立柱結構最大水平力位置分布在近軌部分的立柱底部；立柱結構最大應力位置分布在近軌部分的立柱底部.

2） 雙側封閉式聲屏障結構中，立柱最大彎矩、最大應力和放大系數隨著頂部開口間距的增加有減小的趨勢；同理，單側封閉式聲屏障中，立柱最大彎矩、最大應力和動力放大系數隨著頂部覆蓋程長度的增加有增大的趨勢.

3） 雙側封閉式聲屏障中，最不利結構為頂部開口間距2 m的雙側封閉式聲屏障結構，單側封閉式聲屏障中，最不利結構為頂部覆蓋8 m的單側封閉式聲屏障結構. 兩種結構形式不同，單側封閉式聲屏障內力變化對頂部覆蓋長度更為敏感，且單側封閉式引起的動力響應更大，可能是由于雙側封閉后，遠軌側同樣受到了脈動風作用，近遠軌側脈動風的作用疊加減小了內力響應.