橫風(fēng)作用下高鐵全封閉矩形聲屏障氣動(dòng)性能

黃永明 ，何旭輝 ，鄧鍔 ，鄒云峰

(1. 中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410075；2. 中南大學(xué) 高速鐵路建造技術(shù)國家工程研究中心，湖南 長沙 410075；3.香港理工大學(xué) 國家軌道交通電氣化與自動(dòng)化工程技術(shù)研究中心香港分中心，香港 999077；4.香港理工大學(xué) 土木與環(huán)境工程系，香港 999077)

目前，我國高速鐵路建設(shè)已處于快速發(fā)展階段，總里程已達(dá)3.5萬km[1]，尤其在我國沿海地區(qū)已規(guī)劃(有部分已建成)多條重要的高鐵線路。隨著高鐵線路頻繁穿越居民聚集區(qū)，由列車高速運(yùn)行所引起的噪聲污染問題也逐漸凸顯[2]，多種型式的聲屏障在該區(qū)域的高鐵沿線得到大量推廣運(yùn)用。由于受東風(fēng)氣流、季風(fēng)槽和西太平洋副熱帶高壓的影響，在西太平洋上生成的臺(tái)風(fēng)有相當(dāng)大一部分會(huì)移向我國，主要在我國東南沿海地區(qū)登陸[3]，從而導(dǎo)致該地區(qū)高鐵橋上聲屏障結(jié)構(gòu)頻繁遭遇強(qiáng)橫風(fēng)侵襲。高鐵沿線上常用的聲屏障型式有直立板式、半封閉式、全封閉整體弧形式以及全封閉矩形式等[4-5]。其中，全封閉矩形式聲屏障已在部分工程中推廣應(yīng)用[6]，如：滬杭客專線閔行段經(jīng)林水美地苑小區(qū)段、杭長線金華市東上小區(qū)附近段以及武漢市軌道交通1號(hào)線從宗關(guān)至黃浦路段等。針對(duì)高鐵聲屏障的研究，當(dāng)前研究主要關(guān)注聲屏障的材質(zhì)以及外形等因素對(duì)其降噪性能的影響。LEE等[7]基于統(tǒng)計(jì)分析，對(duì)比金屬聲屏障與塑料聲屏障的吸聲效果差異；ZHANG等[6]對(duì)比研究了半封閉聲屏障與直立板聲屏障的隔音效果，結(jié)果表明：半封閉聲屏障的隔音效果比直立板聲屏障的隔音效果更佳，其中降噪量高達(dá)6 dB；LEE等[8]對(duì)新加坡和臺(tái)灣的地鐵聲屏障降噪性能進(jìn)行了對(duì)比研究，結(jié)果表明：懸臂聲屏障比直立板聲屏障的降噪效果更佳。有部分研究者關(guān)注到聲屏障在列車風(fēng)作用下的氣動(dòng)壓力問題，并展開了一系列相關(guān)研究。例如：DU等[9]通過開展1:20的動(dòng)列車模型試驗(yàn)，分析了由列車運(yùn)行引起的高度分別為0.125 m和0.25 m的直立板聲屏障氣動(dòng)壓力分布特征；XIONG等[10-11]針對(duì)由列車通過所引起的直立板聲屏障內(nèi)側(cè)氣動(dòng)壓力的脈動(dòng)特征展開了一系列現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)研究；MENG等[12]采用STAR計(jì)算流體軟件，基于延遲分離渦模擬方法(IDDES)建立1:16的列車-直立板聲屏障模型，研究了車頭鼻尖長度對(duì)聲屏障的壓力影響規(guī)律。上述研究表明：高速列車運(yùn)行對(duì)直立板式聲屏障的氣動(dòng)沖擊作用不容忽視。事實(shí)上，聲屏障在強(qiáng)橫風(fēng)作用下同樣易產(chǎn)生劇烈振動(dòng)，嚴(yán)重時(shí)甚至可能發(fā)生螺栓松動(dòng)、斷裂及聲屏障組件板破壞等現(xiàn)象。相對(duì)于直立板式聲屏障，全封閉矩形式聲屏障具有更大的迎風(fēng)面積；同時(shí)，為緩解高速列車進(jìn)(出)聲屏障時(shí)產(chǎn)生的微氣壓波效應(yīng)，往往需要在其進(jìn)、出口段的頂部進(jìn)行開孔處理[13-15]，因此該類聲屏障的抗風(fēng)性能及其間的氣動(dòng)性能差異將成為高鐵基礎(chǔ)設(shè)施結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中務(wù)必考慮的問題。然而，鮮有研究者關(guān)注橫風(fēng)作用下全封閉矩形聲屏障氣動(dòng)性能。本文參照中南大學(xué)軌道交通安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室1:16.8的列車-聲屏障動(dòng)模型試驗(yàn)裝置，建立相同比例的橫風(fēng)-列車-橋梁-聲屏障三維精細(xì)化CFD數(shù)值仿真模型，采用大渦模擬(LES)方法分析橫風(fēng)作用下2種全封閉矩形式聲屏障的氣動(dòng)壓力以及流場(chǎng)結(jié)構(gòu)；基于本征正交分解(POD)理論，采用Matlab軟件分別對(duì)橫風(fēng)作用下2種聲屏障的繞流流場(chǎng)進(jìn)行分解，探討各階模態(tài)對(duì)湍動(dòng)能的貢獻(xiàn)，以期為全封閉矩形式聲屏障的抗風(fēng)設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

1 CFD數(shù)值模擬

1.1 大渦模擬(LES)理論

大渦模擬(LES)方法[16]的基本思想是對(duì)Navier-Stokes方程進(jìn)行某種過濾，對(duì)大尺度渦結(jié)構(gòu)進(jìn)行直接求解，而將小于過濾尺度的湍流采用現(xiàn)有模型加以刻畫。其求解過程如下：

式中：G(r，xi)表示濾波函數(shù)；和分別表示過濾后分解得到的速度和壓力；表示亞格子尺度應(yīng)力張量(即殘余應(yīng)力)，

1.2 模型概況

數(shù)值模型計(jì)算域如圖1(a)所示，以列車模型高度H(H=0.23 m)為度量單位，計(jì)算域?qū)?3.5H，高17.8H，長386.9H。其中，全封閉矩形式聲屏障位于計(jì)算域中部的橋梁上，其長(L)、寬和高分別為106.1H，3.1H和2.2H；聲屏障底部的橋梁模型參照我國高鐵線路上使用頻率最高的32 m預(yù)應(yīng)力混凝土簡支箱梁按1:16.8比例進(jìn)行縮尺(該縮尺比例已滿足相關(guān)動(dòng)模型試驗(yàn)規(guī)范[9]的規(guī)定)，寬和高分別為3.1H和0.8H，橋面距離地面高度為4.4H。對(duì)于工況2，聲屏障每端頂部的開孔長度為13H，開孔寬度為1.5H。橫風(fēng)垂直于線路方向，風(fēng)速為15 m/s，此時(shí)列車(CRH380B型)已?？坑诼暺琳系闹胁?。氣動(dòng)壓力監(jiān)測(cè)點(diǎn)位于聲屏障迎風(fēng)面的內(nèi)、外兩側(cè)，如圖1(b)所示。

圖1 幾何模型及測(cè)點(diǎn)布置Fig. 1 Geometric model and arrangement of measuring points

模型中使用的邊界條件主要有3類。其中No-slip Wall用于列車表面、聲屏障表面、橋面以及試驗(yàn)室上下壁面等，Velocity-inlet被用于來流面，Pressure-outlet被用于計(jì)算域的前、后兩端以及來流面的對(duì)立面。

網(wǎng)格模型如圖2所示，計(jì)算域主要采用Poly-Hexcore類型的網(wǎng)格進(jìn)行離散，其中聲屏障的網(wǎng)格尺寸范圍為0.02～0.03 m，設(shè)置5層附面層，第1層網(wǎng)格厚度為0.002 m，相應(yīng)的y+值處于1～5的范圍(此時(shí)可保證第1個(gè)內(nèi)節(jié)點(diǎn)處于黏性底層的范圍內(nèi)，即配置到旺盛湍流區(qū)域)。網(wǎng)格單元總數(shù)量約為1 500萬，并采用Fluent中的LES方法進(jìn)行瞬態(tài)求解，時(shí)間步長設(shè)置為10-4s。

圖2 網(wǎng)格模型Fig. 2 Geometric model

1.3 數(shù)據(jù)處理

為使壓力結(jié)果具有可對(duì)比性，將數(shù)值計(jì)算所得的壓力數(shù)據(jù)按式(4)進(jìn)行無量綱化處理[17]。

式中：CP為壓力系數(shù)；ρ為空氣密度；Va為來流風(fēng)速；Pi為計(jì)算得到的測(cè)點(diǎn)壓力值；P0為環(huán)境的參考?xì)鈮骸?/p>

1.4 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證數(shù)值模型的可靠性，將動(dòng)列車模型試驗(yàn)結(jié)果與相應(yīng)的數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。在該試驗(yàn)中(如圖3)，列車模型運(yùn)行速度為350 km/h(經(jīng)估算，相應(yīng)的雷諾數(shù)不低于2.5×105，滿足歐盟標(biāo)準(zhǔn)的相關(guān)規(guī)定[9])，無橫風(fēng)作用，采用Honeywell DC030NDC4微差壓傳感器獲取聲屏障內(nèi)側(cè)(近車側(cè))測(cè)點(diǎn)#1-2，#5-2以及#9-2的壓力時(shí)程數(shù)據(jù)，并采用1階低通巴特沃斯濾波器對(duì)原始數(shù)據(jù)進(jìn)行濾波處理，濾波截止頻率為20 Hz；數(shù)值計(jì)算仍采用LES湍流模擬方案，橫風(fēng)風(fēng)速設(shè)置為0 m/s，聲屏障尺寸和車速等其余條件均與試驗(yàn)保持一致，二者相應(yīng)結(jié)果對(duì)比情況如圖4所示。

圖3 動(dòng)模型試驗(yàn)裝置Fig. 3 Device for moving train model test

由圖4可知，數(shù)值模擬所獲得的測(cè)點(diǎn)氣動(dòng)壓力時(shí)程曲線的脈動(dòng)規(guī)律與相應(yīng)試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，壓力幅值相差在5%以內(nèi)。因此，可認(rèn)為該數(shù)值模型以及模擬方案是可靠的。

圖4 結(jié)果對(duì)比Fig. 4 Comparison of results

為進(jìn)一步驗(yàn)證橫風(fēng)作用下聲屏障表面壓力結(jié)果的可靠性，參照敬海泉等[17]中縮尺比為1:15的全封閉弧形聲屏障風(fēng)洞試驗(yàn)裝置，基于本文的數(shù)值方法建立了一個(gè)與之對(duì)應(yīng)的數(shù)值模型(如圖5(b))，并取聲屏障中部斷面上外側(cè)的壓力系數(shù)作為驗(yàn)證指標(biāo)。圖5(c)為風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果與相應(yīng)的數(shù)值模擬結(jié)果的對(duì)比，由圖可知：二者結(jié)果最大差異處位于63°附近，相差僅為6.2%，可認(rèn)為本文的橫風(fēng)作用下的數(shù)值模擬結(jié)果仍是可靠的。

圖5 橫風(fēng)下聲屏障外側(cè)壓力結(jié)果驗(yàn)證Fig. 5 Verification of the results of aerodynamic pressure outside the noise barrier under crosswind

2 本征正交分解(POD)方法

本征正交分解(POD)是一種識(shí)別湍流特征和關(guān)鍵事件的重要方法[18]。進(jìn)行POD模態(tài)分解首先需要從各瞬態(tài)快照流場(chǎng)U(ξ，t)中分離出平均速度場(chǎng)U(ξ)，后續(xù)的流場(chǎng)分解主要針對(duì)流場(chǎng)脈動(dòng)分量x(t)展開。流場(chǎng)脈動(dòng)分量x(t)計(jì)算公式如下：

隨后計(jì)算給定流場(chǎng)數(shù)據(jù)的特征值λj與特征向量ψj，計(jì)算公式如下：

式中：R為流場(chǎng)脈動(dòng)分量x(t)的自相關(guān)矩陣，Rn為n維向量空間?？筛鶕?jù)下式計(jì)算：

矩陣X表示m張快照數(shù)據(jù)的組成的合矩陣，如下式所示。

求取以上特征值與特征向量后，POD模態(tài)通過下式構(gòu)建：

式中，特征值λj為每一階POD模態(tài)的湍流動(dòng)能，通過特征值大小可確定每一階POD模態(tài)對(duì)湍流流場(chǎng)的貢獻(xiàn)程度。通常，前r階POD模態(tài)往往占據(jù)流場(chǎng)90%以上的湍流動(dòng)能，因此僅需保留r(r

通過以上方法即可有效將高維(n維)流場(chǎng)轉(zhuǎn)化為僅包含r階模態(tài)的降階流場(chǎng)。POD系數(shù)計(jì)算公式如下：

為獲得可靠的POD模態(tài)，POD分解的采樣頻率為1 500 Hz，瞬時(shí)采樣數(shù)為1 000幀。

3 結(jié)果分析

3.1 氣動(dòng)壓力時(shí)程

圖6為橫風(fēng)風(fēng)速為15 m/s時(shí)，2種(工況1和2)全封閉矩形式聲屏障在同一高度(H)上內(nèi)側(cè)與外側(cè)各測(cè)點(diǎn)的壓力時(shí)程曲線，表1給出了各測(cè)點(diǎn)處壓力均值和相應(yīng)湍流強(qiáng)度的統(tǒng)計(jì)情況。圖7則進(jìn)一步給出了2個(gè)工況中C1和C5截面上不同高度測(cè)點(diǎn)的壓力時(shí)程曲線。

表1 2工況中各測(cè)點(diǎn)處的壓力均值與湍流度統(tǒng)計(jì)Table 1 Mean pressure and turbulence intensity at each measuring point in the two cases

圖6 各截面測(cè)點(diǎn)的氣動(dòng)壓力時(shí)程曲線Fig. 6 Time-history curves of the aerodynamic pressure at the measuring points of each section

由圖6和圖7分析可知：

圖7 C1和C5截面測(cè)點(diǎn)的氣動(dòng)壓力時(shí)程曲線Fig. 7 Time-history curves of the aerodynamic pressure at the measuring points of C1 and C5 sections

全封閉式聲屏障受橫風(fēng)作用時(shí)，盡管來流橫風(fēng)的風(fēng)速恒定，內(nèi)、外側(cè)測(cè)點(diǎn)氣動(dòng)壓力均出現(xiàn)劇烈波動(dòng)，且內(nèi)側(cè)壓力均值為負(fù)，外側(cè)壓力均值為正。2種全封閉式聲屏障所受的氣動(dòng)壓力均表現(xiàn)出劇烈的脈動(dòng)特性，且湍流強(qiáng)度在縱向分布上均呈現(xiàn)出兩端小、中間大的規(guī)律，內(nèi)側(cè)測(cè)點(diǎn)的湍流強(qiáng)度均高于外側(cè)相應(yīng)測(cè)點(diǎn)，該差異在C5截面上表現(xiàn)最為顯著。同一截面上不同高度處測(cè)點(diǎn)的壓力時(shí)程是幾乎吻合的，說明在橫風(fēng)來流均勻恒定的條件下，全封閉矩形聲屏障所受的氣動(dòng)壓力分布具有顯著的二維特性。

相對(duì)于工況1，在進(jìn)、出口頂部開孔的全封閉矩形式聲屏障內(nèi)側(cè)測(cè)點(diǎn)的負(fù)壓值進(jìn)一步降低，且湍流強(qiáng)度進(jìn)一步升高。以C5截面為例(表1)，內(nèi)側(cè)測(cè)點(diǎn)壓力均值降低82%，湍流強(qiáng)度升高114%。因此，全封閉矩形式聲屏障在進(jìn)、出口頂部開孔將導(dǎo)致橫風(fēng)風(fēng)致振動(dòng)加劇。

3.2 流場(chǎng)特性

圖8分別為2種聲屏障的橫斷面與水平面瞬態(tài)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)對(duì)比圖。由圖8分析可知：

在橫斷面上，2種工況中橋梁翼緣板下部以及聲屏障頂部隅角處均出現(xiàn)了相似的渦量局部增大現(xiàn)象。這是因?yàn)樯鲜鑫恢玫木植拷Y(jié)構(gòu)相同，流場(chǎng)經(jīng)過這幾個(gè)位置時(shí)受到阻礙，風(fēng)速出現(xiàn)扭轉(zhuǎn)應(yīng)力增大現(xiàn)象，從而導(dǎo)致渦量增加。除S1和S5截面外，2種全封閉式聲屏障的流場(chǎng)結(jié)構(gòu)高度相似，即：頂板出現(xiàn)正渦量區(qū)，背風(fēng)側(cè)由于橫風(fēng)繞流出現(xiàn)1至2個(gè)主渦旋。2種工況的流場(chǎng)結(jié)構(gòu)差異之處主要體現(xiàn)在進(jìn)出口段(S1和S5截面)，即：工況1頂部出現(xiàn)與頂板寬度相當(dāng)?shù)拇蟪叨葴u旋結(jié)構(gòu)，而工況2中由于聲屏障兩端結(jié)構(gòu)未封閉，其頂部難以形成大尺度渦旋結(jié)構(gòu)。此外，2種工況中，聲屏障的內(nèi)部流場(chǎng)均出現(xiàn)異于S2-S4截面的非源流性不規(guī)則流場(chǎng)，然而矩形進(jìn)出口開孔式聲屏障內(nèi)部則呈現(xiàn)更為劇烈的湍流現(xiàn)象，這可能是進(jìn)、出口開孔式聲屏障內(nèi)部測(cè)點(diǎn)壓力均值與脈動(dòng)程度均大于未開孔的全封閉矩形式聲屏障相應(yīng)值的原因。

在水平面上，2種聲屏障繞流流場(chǎng)的相似之處表現(xiàn)在：迎風(fēng)側(cè)的都處于均勻流場(chǎng)中，背風(fēng)側(cè)流場(chǎng)紊亂無序，渦量分布也無規(guī)律可循。2種聲屏障的兩端均出現(xiàn)端部繞流現(xiàn)象，從而引起進(jìn)出口段的渦量分布呈現(xiàn)無序性。2種聲屏障流場(chǎng)的主要差異在于：相比于工況1，進(jìn)、出口開孔式聲屏障出現(xiàn)端部繞流現(xiàn)象的縱向區(qū)域更長，這是矩形進(jìn)出口開口式聲屏障壓力兩端小中間大的主要原因。

3.3 POD模態(tài)特征

圖9給出了2種工況條件下對(duì)應(yīng)于圖8(a)中的聲屏障S1和S3截面的前10階模態(tài)能量占比圖。由圖9分析可知，對(duì)于2種全封閉矩形式聲屏障，隨POD模態(tài)階數(shù)增加，其繞流的湍流能占比均呈急劇下降，且1階和2階湍流能占比之和均達(dá)到百分之95%以上。S1截面的2階湍流能占比高于S3截面相應(yīng)值，說明全封閉矩形式聲屏障進(jìn)、出口段橫風(fēng)繞流的2階模態(tài)對(duì)湍流的貢獻(xiàn)大于中間截面。

圖9 兩工況條件下前10階模態(tài)湍流能占比Fig. 9 Turbulent energy proportion of the first 10 modes under 2 working conditions

為進(jìn)一步分析2種全封閉矩形式聲屏障進(jìn)、出口段POD模態(tài)差異，圖10(a)和10(b)分別給出了2種工況條件下聲屏障S1截面的平均模態(tài)及前3階模態(tài)，其中模態(tài)云圖采用渦量進(jìn)行染色。

由圖10分析可知：

圖10 2工況條件下聲屏障S1截面上繞流流場(chǎng)的POD模態(tài)Fig. 10 POD modes of flow field around S1 section of noise barrier under 2 working conditions

全封閉式聲屏障的平均模態(tài)與圖8(a)中的瞬態(tài)流場(chǎng)在渦量分布位置以及渦量相對(duì)大小等方面呈現(xiàn)出較高的相似性，說明本文所采用的POD分解方法真實(shí)可靠。

圖8 瞬態(tài)流場(chǎng)結(jié)構(gòu)對(duì)比Fig. 8 Comparison of transient flow field structures

2種全封閉矩形式聲屏障繞流流場(chǎng)的各階模態(tài)的特征基本一致，僅渦量值隨模態(tài)增加而降低，說明全封閉矩形式聲屏障繞流湍流的模態(tài)構(gòu)成較為簡單。

對(duì)于工況1，其頂板外側(cè)及背風(fēng)側(cè)板外側(cè)附著一系列小尺度正負(fù)交替渦旋，頂板處的渦是由橫風(fēng)受迎風(fēng)側(cè)隅角阻礙而產(chǎn)生，而附著于背風(fēng)側(cè)板的渦流則主要由橫風(fēng)擾流所致；同時(shí)，聲屏障內(nèi)部也可觀察到少量離散小渦，且大部分分布在頂板與迎風(fēng)側(cè)板，其主要是由端部繞流產(chǎn)生(圖8(b))。

相對(duì)于工況1，工況2的聲屏障內(nèi)、外部流場(chǎng)的各階模態(tài)的渦量梯度變化更為劇烈，且前3階模態(tài)之間的差異顯著，這進(jìn)一步表明進(jìn)、出口開孔式全封閉矩形聲屏障在進(jìn)、出口段橫風(fēng)繞流的湍流模態(tài)組成極為復(fù)雜，這也是工況2條件下聲屏障內(nèi)部壓力脈動(dòng)程度遠(yuǎn)高于工況1相應(yīng)值的主要原因。

4 結(jié)論

1) 全封閉矩形式聲屏障繞流流場(chǎng)的湍流強(qiáng)度在縱向分布上呈兩端小、中間大的規(guī)律，內(nèi)部區(qū)域流場(chǎng)的湍流強(qiáng)度高于相應(yīng)的聲屏障外側(cè)，該差異在聲屏障中間區(qū)段表現(xiàn)最為顯著。

2) 在聲屏障進(jìn)、出口頂部開孔將導(dǎo)致全封閉矩形式聲屏障內(nèi)側(cè)的負(fù)壓值進(jìn)一步降低，且湍流強(qiáng)度進(jìn)一步升高，其中相應(yīng)測(cè)點(diǎn)壓力均值降低82%，湍流強(qiáng)度升高114%。

3) 對(duì)于2種全封閉矩形式聲屏障，隨POD模態(tài)階數(shù)增加，其繞流的湍流能占比均呈急劇下降，且1階和2階湍流能占比之和均達(dá)到95%以上。

4) 相對(duì)于全封閉矩形式聲屏障，進(jìn)、出口開孔式聲屏障出現(xiàn)端部繞流現(xiàn)象的縱向區(qū)域更長，且相應(yīng)的湍流模態(tài)組成極為復(fù)雜，全封閉矩形式聲屏障在進(jìn)、出口頂部開孔將導(dǎo)致橫風(fēng)風(fēng)致振動(dòng)加劇。