林仁坤，黄莎，李志伟，吴京龙，杨龙飞
（五邑大学 轨道交通学院，广东 江门 529020）
因结构简单、降噪性能良好等优势，声屏障在铁路建设中被广泛应用[1].然而，声屏障外形呈钝体，在恶劣风环境作用下其气动性能显著恶化，常常因结构被破坏而被吹起，撞击经过车辆和行人引发安全隐患.下击暴流是由强下沉气流剧烈冲击地面而形成的一种近地面短时破坏性强风[2]，多发生在热带和亚热带气候地区，具有突发性强、破坏性大等特点.近年来，下击暴流在世界各地频发，造成了不同程度的经济损失，这种灾害性气象引起了风工程研究者们的重视[3-4].贵州坝陵河大桥在2016 年遭遇下击暴流灾害，桥上瞬时风速最高达到34 m/s，桥上部分设施遭到破坏[5].Chay 等[6-7]结合了风场实测数据，验证了数值模拟方法在研究下击暴流上的可行性.目前，下击暴流作用下铁路声屏障的相关研究还处于探索阶段[8]，为保证声屏障在此类极端天气影响下的结构安全，避免对经过列车和行人造成伤害，有必要对声屏障在下击暴流环境影响下的气动特性开展研究，为其结构安全性设计提供依据.
本文采用基于RNGk-ε湍流模型的数值仿真方法，研究下击暴流作用下铁路声屏障所受气动载荷和周围流场变化规律，分析距风场中心不同径向位置和下击暴流风速等参数对声屏障气动特性的影响，以期为保障铁路沿线设施安全提供理论依据.
1.1 下击暴流风场建模
壁面射流模型又称为冲击射流模型[9]，该模型主要研究下沉气流冲击地面后形成的外流，故本文采用冲击射流模型模拟下击暴流风场.如图1 所示，射流入口设定为圆形，射流直径Djet= 300 m.计算域的长和宽均为D=5Djet，高H= 4Djet，射流入口距离地面高度Z= 2Djet.为了准确模拟下击暴流风场，需要合理定义风场的边界条件，地面采用壁面条件，风场四周和顶部设置为压力出口，射流管壁面采用滑移壁面边界条件，射流入口给定速度入口，以模拟下沉气流喷发的过程.
图1 计算域及边界条件
1.2 桥-声屏障模型建立
本文选用厚度为0.05 m，高度为3 m 的直立式声屏障作为研究对象，将其设置在距地面高度为15 m 的桥面上，如图2 所示.桥上声屏障模型总长度为700 m，其长度中心位于下击暴流射流入口中心轴位置，如图3 所示.研究不同位置工况时，将桥上声屏障模型沿射流入口径向位置移动即可.
图2 桥上声屏障模型截面示意图
图3 风场-桥上声屏障计算域及边界定义
1.3 网格划分
计算模型采用切割体网格划分策略，由于桥上声屏障为主要研究对象，对其表面及附近网格进行加密处理，网格单元尺度约为0.15 m，声屏障表面网格向空间延伸过渡层为10 层.考虑到模型的计算精度和计算成本，最终网格总数量约为1 500 万，计算网格如图4 和图5 所示.
图4 风场横截面网格图
图5 桥上声屏障及附近网格加密
1.4 湍流模型及求解设置
由于本文研究的下击暴流风场最大风速为35 m/s，因此采用三维、不可压缩RNGk-ε湍流模型对下击暴流流场进行模拟，该湍流模型在标准k-ε模型的基础上做了相应改进，提高了旋涡流动的精度.由于k-ε湍流模型普遍用于求解充分发展的湍流，而近壁面处雷诺数较低，湍流发展不充分，因此近壁面处采用标准壁面函数处理.压力—速度耦合格式采用SIMPLEC 算法求解，控制体中的压力梯度采用格林—高斯基于单元体方法计算，控制方程压力项采用标准格式离散，动量、湍流动能和湍流耗散率均采用二阶格式离散.
1.5 声屏障监测单元布置
为监测不同位置声屏障受下击暴流影响的气动特性，需要在不同纵向位置布置监测单元.文献[10]对声屏障的屏体宽度给出了1.5 m 为节点的区间范围，实际应用中声屏障单元通常设计为2 m 或2.5 m，因此本文采用了以2 m 为单元的声屏障.考虑到下击暴流直径Djet= 300 m，声屏障上监测单元布置如图6 所示，其中，0 表示位于下击暴流风场射流入口中心轴位置监测单元，-2 和2 表示位于下击暴流风场射流入口边缘位置监测单元.除了位于下击暴流正下方的声屏障单元不区分近风场中心侧、背风场中心侧，其他位置工况下靠近风场中心的声屏障一侧为近风场中心侧，另一侧则为背风场中心侧.
图6 监测单元布置编号示意图
2.1 下击暴流风场特性
选取风速为Vjet= 25 m/s 的下击暴流分析风场特性，从图7 看出，风场射流入口区域的气流流动方向为竖直向下，风速较大，但由于空气粘性作用，在风场直径边缘区域流速逐渐降低为零；
靠近地面时，风速开始减弱，当气流撞击地面后，流动被滞止，风场中心轴位置流速接近零，但撞击地面后，流场向四周扩散，由竖直流动转为水平流动，水平风速大小随着高度增加而表现出先增大后减小的趋势.通过把水平风速与入口速度进行了归一化处理，风口高度与射流直径进行归一化处理，本次仿真数据提取径向距离r/Djet= 1.00位置的风速廓线与文献[11]的风速廓线进行匹配.从图8 看出数值模拟风场的风速变化趋势与其他试验数据有较高的一致性，且数值计算结果与参考文献结果误差最大为9%，满足误差要求，验证本文建立风场模型能够较准确地模拟下击暴流风场特性.
图7 下击暴流速度云图
图8 计算结果对比验证
为研究不同风速下击暴流的影响，本文分别取Vjet1= 15 m/s、Vjet2= 25 m/s 和Vjet3= 35 m/s3 个风速下的下击暴流风场速度云图，如图9 所示，同时亦对不同径向位置风速分布曲线进行比较，如图10所示.通过比较不同速度下的风场速度云图和风速分布曲线可以发现，下击暴流风速对风场分布规律影响不大，仅表现为风速大小随着风场射流速度的变化而变化.
图9 下击暴流各速度下风场中心云图
图10 不同径向位置竖向风剖线
2.2 声屏障周围流场与压力分布
为研究距离下击暴流中心不同径向距离的桥上声屏障受到的气动变化规律，本文将桥上声屏障模型分别放置于距风场中心轴线径向距离分别为0Djet、0 .50Djet、0 .67Djet、0 .83Djet、1 .00Djet和 1.25Djet共6 个位置.图11 给出了桥上声屏障在Vjet1= 15 m/s下击暴流风场不同径向距离的中心横截面速度流线图，可以看出：当桥上声屏障位于风场中心时，气流方向竖直向下，此时周围气流流速较低，当气流撞击声屏障时产生分离，并在桥梁底部形成两个旋向相反且对称的涡漩；
当桥上声屏障逐渐远离风场径向中心时，其附近风场流速随之增加，气流在声屏障近风场中心侧开始分离，在桥上两侧声屏障之间以及背风场中心侧声屏障远离风场一端形成涡旋.随着径向距离的增加，两声屏障之间的旋涡逐渐向背风场中心侧声屏障方向移动，使得背风场中心侧声屏障内侧面由正压逐渐减小至负压.
图11 桥上声屏障模型中心截面速度流线图
桥上声屏障在Vjet1= 15 m/s下击暴流风场不同径向距离的横截面处压力云图如图 12 所示.从图中观察得知，当模型位于风场中心正下方时，此时声屏障和桥体主要受到风场正向压力的主导作用.然而，随着模型远离风场中心，气流逐渐由下沉气流转为平运动气流，声屏障周围压力发生明显变化，开始出现近风场中心侧与背风场中心侧的压力差.当模型位于 0.50Djet时，声屏障近风场中心侧和桥面仍受到正向压力，而声屏障背风场中心侧和桥梁底部开始呈现负压状态；
当模型位于 0.83Djet时，正向压力主要在模型近风场中心侧区域分布，两声屏障之间由正压减小至负压分布；
随着径向距离增加，当模型位于 1.00Djet时，两声屏障之间负压值达到最大，随后由于周围流场流速逐渐减小，负压作用呈减弱的趋势.
图12 不同位置桥—声屏障中心截面压强云图
2.3 声屏障气动载荷分析
铁路声屏障在下击暴流作用下产生气动载荷变化，从而造成声屏障对铁路线路上的安全威胁.因此，对风场中心不同径向距离的声屏障气动载荷影响进行分析.不同径向位置声屏障监测单元侧向力变化情况如图13 所示.从图中可以看出：当声屏障位于靠近风场中心轴位置时，沿声屏障长度方向各监测单元侧向力变化不大；
但当声屏障距风场中心轴径向距离大于 0.50Djet后，长度方向靠近风场中心轴的监测单元侧向力较大，随后向两侧（远离风场中心）逐渐减小.背风场中心侧各监测单元受气动载荷规律与近风场中心侧基本相似.根据力的变化，可将声屏障分为3 个区段，依次为中心段（监测单元编号为 -1、0 和1），即下击暴流射流入口圈内；
过渡段（监测单元编号为 -2、2），即下击暴流射流入口圈边缘；
外围段（监测单元编号为 -5、-4、-3 和3、4、5），即为下击暴流射流入口圈外，其中中心段监测单元受到气动效应影响最大，即声屏障距风场中心轴线纵向距离主要影响范围在下击暴流风场射流入口圈内.
图13 不同径向位置声屏障各监测单元侧向力变化
为了分析声屏障侧向力随径向距离变化规律，图14 给出了两侧声屏障在Vjet1= 15 m/s 下击暴流风场不同径向位置的最大侧向力变化，图14-a 可以看出：随着风场径向距离的增加，近风场中心侧声屏障的侧向力呈现出不断递增的趋势，当声屏障位于 1.00Djet时所受到的侧向力最大，当径向距离大于 1.00Djet后，其侧向力数值呈现下降的趋势.图14-b 为不同径向位置声屏障背风场中心侧最大侧向力变化情况，随着径向距离的增加，其背风场中心侧产生气流阻碍作用愈加明显，背风场中心侧声屏障侧向力在 0.75Djet后由正向变为负向，但其侧向力绝对值依旧在 1.00Djet位置时达到最大.对比两侧声屏障侧向力，近风场中心侧受风场气动效应影响更为剧烈.
图14 不同径向位置声屏障监测单元最大侧向力随径向距离变化
2.4 不同下击暴流风速下桥上声屏障气动特性分析
桥上声屏障位于下击暴流风场中心径向位置为y= 1.00Djet时受到的气动效应最明显，为探究不同风速下击暴流对桥上声屏障气动特性的影响，对下击暴流风场风速分别为Vjet1= 15 m/s、Vjet2= 25 m/s 和Vjet3= 35 m/s时，位于径向距离y= 1.00Djet时的桥上声屏障气动特性进行分析.
声屏障在不同风速下击暴流影响下其声屏障监测单元侧向力变化如图 15 所示.随着下击暴流风速增加，近风场中心侧声屏障受到水平风速流速增大，因而其侧向力数值整体呈现递增趋势，而其长度方向监测单元侧向力分布规律保持不变.背风场中心侧声屏障侧向力与近风场中心侧变化规律表现一致，其绝对值整体变化随着风速的增加而呈递增趋势.
图15 不同风速下声屏障监测单元侧向力图
为了得到声屏障侧向力与风速间的关系，图16 给出了声屏障监测单元最大侧向力绝对值随下击暴流风场风速的变化曲线，可以看出，两侧声屏障侧向力最大绝对值均与风速的平方近似成正比.
图16 声屏障最大侧向力绝对值随下击暴流风速变化曲线
通过对下击暴流作用下高速铁路声屏障气动特性影响进行分析可以得到：1）沿声屏障长度方向，当声屏障位于靠近风场中心轴位置时，各监测单元侧向力变化不大.但当声屏障距风场中心轴径向距离大于 0.50Djet后，长度方向靠近风场中心轴的监测单元侧向力较大，随后向两侧（远离风场中心）逐渐减小，声屏障距风场中心轴线纵向距离主要影响范围在下击暴流风场射流入口圈内；
2）随着风场径向距离的增加，近风场中心侧声屏障的侧向力呈现出先增大后减小的趋势，当声屏障位于 1.00Djet时所受到的侧向力最大.背风场中心侧声屏障侧向力在 0.75Djet后由正向变为负向，但其侧向力绝对值同样在 1.00Djet位置时达到最大.对比两侧声屏障侧向力，近风场中心侧受风场气动效应影响更为剧烈；
3）随着下击暴流风速增加，两侧声屏障侧向力均逐渐增大，并与下击暴流风速的平方近似成正比.
本文研究结果可为桥上声屏障在下击暴流作用下的结构安全提供重要的理论依据，但本次选择的模型尺寸较为单一，后期将进一步针对不同设计尺寸的声屏障模型开展全面的模拟与分析.
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