橫風(fēng)作用下高速鐵路橋梁全封閉聲屏障氣動特性的風(fēng)洞試驗(yàn)研究

韓 旭，彭 棟，向活躍，李永樂，曾 敏，蔡理平

(1.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院,四川 成都 610031;2.中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，湖北 武漢 430063;3.廣鐵(集團(tuán))公司江門工程建設(shè)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(guān)注。在自然和動物保護(hù)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(yīng)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(yīng)用較少。全封閉聲屏障在運(yùn)營過程中會受到橫向風(fēng)和壓力波的作用。壓力波主要受斷面阻塞度、列車運(yùn)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(shè)計(jì)時可參考TB 10621—2014《高速鐵路設(shè)計(jì)規(guī)范》[4]中高速鐵路隧道斷面面積的相關(guān)規(guī)定，因此本文計(jì)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(jié)構(gòu)特殊，風(fēng)荷載的確定沒有相關(guān)參考依據(jù)，且橋梁離地一般較高，風(fēng)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(fēng)氣動特性。

在已有研究中，Honda等[7]通過全橋風(fēng)洞試驗(yàn)對設(shè)置聲屏障時預(yù)應(yīng)力混凝土斜拉橋的風(fēng)致響應(yīng)進(jìn)行了研究。Holmes等[8]采用風(fēng)洞試驗(yàn)方法對聲屏障的風(fēng)荷載進(jìn)行了研究，分別對有無聲屏障對橋梁氣動性的影響進(jìn)行了分析。鄭史雄等[9]通過數(shù)值模擬和風(fēng)洞模型試驗(yàn)對聲屏障的風(fēng)荷載體型系數(shù)進(jìn)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(fēng)洞試驗(yàn)的方法，測試了聲屏障后側(cè)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(fēng)作用下聲屏障瞬態(tài)風(fēng)荷載[11]，進(jìn)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(fēng)洞試驗(yàn)對蘭新鐵路第二雙線上設(shè)置的防風(fēng)明洞這一措施進(jìn)行了研究，得到了防風(fēng)明洞表面壓力分布情況和結(jié)構(gòu)整體風(fēng)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(fēng)明洞的橫風(fēng)氣動特性。然而，蘭新線的防風(fēng)明洞在洞壁有一定的開孔，而全封閉聲屏障為了達(dá)到降噪效果，需保證全封閉聲屏障完全封閉。

綜上可知，國內(nèi)外主要采用風(fēng)洞試驗(yàn)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(fēng)和自然風(fēng)作用下的聲屏障氣動荷載。對于橋上全封閉聲屏障橫風(fēng)氣動特性風(fēng)洞試驗(yàn)的研究較為少見。本文采用風(fēng)洞試驗(yàn)的方法對橋梁全封閉聲屏障在橫風(fēng)作用下的三分力系數(shù)和表面風(fēng)壓進(jìn)行測試，分析風(fēng)速、雷諾數(shù)效應(yīng)、風(fēng)攻角、側(cè)視斷面位置對全封閉聲屏障橫風(fēng)氣動特性的影響。

1 模型風(fēng)洞試驗(yàn)

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(nèi)，不影響鳥類的繁殖棲息，在小鳥天堂北側(cè)一定范圍內(nèi)的橋梁上設(shè)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(gòu)成。橋址區(qū)靠近沿海地區(qū)，地勢低平，平原開曠，大風(fēng)天氣時有發(fā)生，100年一遇的10 min平均基本風(fēng)速為32.6 m/s。全封閉聲屏障的橫風(fēng)荷載是聲屏障設(shè)計(jì)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(jié)構(gòu)，可以采用節(jié)段模型風(fēng)洞試驗(yàn)進(jìn)行研究。風(fēng)洞試驗(yàn)在XNJD-3工業(yè)風(fēng)洞進(jìn)行，該風(fēng)洞試驗(yàn)段長36 m，寬22.5 m，高4.5 m，風(fēng)速為1.0～16.5 m/s，來流最大湍流強(qiáng)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(shí)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(yīng)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(xì)節(jié)，簡化后的全封閉聲屏障斷面如圖2所示。安裝于風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)室的節(jié)段模型如圖3所示。其中，α為來流風(fēng)攻角；β為風(fēng)壓測點(diǎn)的角度；CH，CV，CM分別為體軸坐標(biāo)系下的阻力系數(shù)、升力系數(shù)、力矩系數(shù)；U為來流風(fēng)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(yàn)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(nèi)部，作用點(diǎn)距橋面高度為0.217 m。測試段全封閉聲屏障與兩側(cè)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(jié)構(gòu)的整體風(fēng)荷載，但不能反映風(fēng)荷載的分布情況，需對全封閉聲屏障表面的風(fēng)壓進(jìn)行測試。試驗(yàn)時聲屏障模型與橋梁模型為一整體，測壓點(diǎn)均勻分布于節(jié)段模型斷面內(nèi)，間隔為10°，共17個測壓點(diǎn)(參見圖2)。在橋軸線方向，設(shè)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(shè)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(yīng)的影響和驗(yàn)證測試結(jié)果的準(zhǔn)確性，試驗(yàn)中進(jìn)行了4級風(fēng)速的試驗(yàn)，風(fēng)速分別為6，8，10，12 m/s；每級風(fēng)速下共測試了3種風(fēng)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(yàn)時，為降低試驗(yàn)誤差，每級風(fēng)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(dá)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(shè)置為D=0.483 m，B=0.69 m，L=0.69 m。

進(jìn)行全封閉聲屏障測壓試驗(yàn)時，每級風(fēng)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(fēng)壓力。通過下式得到風(fēng)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(yàn)結(jié)果

3.1 風(fēng)速的影響

為了研究風(fēng)速對全封閉聲屏障整體的氣動力影響，圖4給出了α=0°，風(fēng)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(fēng)壓分布。

圖4 不同風(fēng)速下全封閉聲屏障三分力系數(shù)和風(fēng)壓系數(shù)

由圖4可知，隨著風(fēng)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(fēng)速時全封閉聲屏障具有高升力的特點(diǎn)。全封閉聲屏障斷面為弧形，表面較為光滑，雷諾數(shù)效應(yīng)對氣流經(jīng)過全封閉聲屏障頂面時分離點(diǎn)的位置有較大影響。當(dāng)風(fēng)速較小時，氣流的分離點(diǎn)靠近全封閉聲屏障頂部的迎風(fēng)側(cè)，根據(jù)伯努利方程可知，此時全封閉聲屏障頂部的風(fēng)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(fēng)速的增加，分離點(diǎn)向全封閉聲屏障頂部的背風(fēng)側(cè)移動[11]，此時全封閉聲屏障頂部的風(fēng)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(jì)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(fēng)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(jié)合圖4可知，雷諾數(shù)效應(yīng)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(shè)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(fēng)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(jìn)行對比，可以判斷測試結(jié)果的準(zhǔn)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(fēng)壓系數(shù)，通過對阻力方向的風(fēng)壓進(jìn)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(jié)果進(jìn)行對比，見表1?？芍?，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(nèi)。結(jié)合圖4可以看出:在不同風(fēng)速下，β=60°～120°時風(fēng)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(guān)聯(lián);升力系數(shù)在風(fēng)速由6 m/s升到8 m/s 時也具有較大突變，測壓結(jié)果與測力結(jié)果的規(guī)律總體上比較對應(yīng)。此外，與GB 50009—2012《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》[16]中類似結(jié)構(gòu)的風(fēng)壓分布相比，高風(fēng)速時本文風(fēng)壓分布測試結(jié)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(fēng)壓積分值)/天平測力值。

3.2 風(fēng)攻角的影響

為了研究風(fēng)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(fēng)攻角的工況，測試了全封閉聲屏障的三分力系數(shù)。風(fēng)攻角對全封閉聲屏障三分力系數(shù)的影響見圖5?？芍孩?種工況下阻力系數(shù)均隨風(fēng)速的增加總體呈降低趨勢；②風(fēng)速相同時，阻力系數(shù)總體上隨風(fēng)攻角的增加而減??；③風(fēng)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(fēng)速達(dá)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(fēng)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(fēng)壓分布系數(shù)有相似的變化規(guī)律。

圖5 風(fēng)攻角對全封閉聲屏障三分力系數(shù)的影響

圖6 風(fēng)攻角對全封閉聲屏障風(fēng)壓的影響

當(dāng)風(fēng)速為12 m/s時，風(fēng)攻角對全封閉聲屏障風(fēng)壓的影響見圖6?？芍孩僭谌忾]聲屏障頂部位置，α=0°時的風(fēng)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(fēng)側(cè)，α=-3°時的風(fēng)壓系數(shù)最大，而在全封閉聲屏障的背風(fēng)側(cè)，α=0°時的風(fēng)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(jié)果吻合。由此可見，風(fēng)攻角對整個全封閉聲屏障表面的風(fēng)壓分布均有一定影響。

3.3 全封閉聲屏障風(fēng)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(fēng)壓沿順橋向的分布情況。當(dāng)風(fēng)速為12 m/s時，不同斷面位置的風(fēng)壓系數(shù)見圖7?？芍孩偃忾]聲屏障3個斷面的風(fēng)壓分布總體一致，中間斷面的風(fēng)壓系數(shù)基本上處于另兩個斷面風(fēng)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(fēng)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(yīng)非常敏感，模型加工精度、風(fēng)速沿順橋向的分布不均勻性等可能導(dǎo)致測試結(jié)果有一定的差異。

圖7 不同斷面位置的風(fēng)壓系數(shù)

圖8 等效風(fēng)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(fēng)壓系數(shù)更便于反映聲屏障受力的變化，但風(fēng)壓系數(shù)在斷面內(nèi)分布較為復(fù)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(jié)果用于設(shè)計(jì)時有諸多不便。由于全封閉聲屏障通常較長，不同斷面風(fēng)壓系數(shù)曲線具有相同的變化趨勢，可采用等效風(fēng)壓系數(shù)將其簡化為二維結(jié)構(gòu)。結(jié)合GB 50009—2012，對圖7中3個斷面的風(fēng)壓系數(shù)取平均數(shù)后，將全封閉聲屏障斷面的風(fēng)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(fēng)壓系數(shù)的最大值作為斷面的等效風(fēng)壓系數(shù)。3個區(qū)域的劃分節(jié)點(diǎn)為70°和130°，當(dāng)β< 70°時，風(fēng)壓分布較為均勻，β= 130°時接近正負(fù)壓力交替位置。由圖8可知，在全封閉聲屏障的迎風(fēng)側(cè)、頂部和背風(fēng)側(cè)，風(fēng)壓系數(shù)可分別取1.1，-1.8和-0.4，而規(guī)范[16]中對應(yīng)值分別為0.8，-0.8和-0.5。迎風(fēng)側(cè)和頂部的風(fēng)壓系數(shù)絕對值均比規(guī)范絕對值大，一方面與試驗(yàn)的雷諾數(shù)和橋梁的干擾有關(guān)，另一方面與結(jié)構(gòu)的形狀有關(guān)。關(guān)于結(jié)構(gòu)形狀，可采用數(shù)值模擬與代理模型結(jié)合[17]的方法進(jìn)行氣動外形的優(yōu)化。

4 結(jié)論

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

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

2)風(fēng)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(fēng)壓系數(shù)有一定的影響，且變化規(guī)律較為復(fù)雜。

3)全封閉聲屏障表面風(fēng)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(fēng)側(cè)、頂部和背風(fēng)側(cè)，風(fēng)壓系數(shù)可分別近似取1.1，-1.8和-0.4。