尹皓，李晏良，刘兰华，李耀增，辜小安

(中国铁道科学研究院节能环保劳卫研究所，北京 100081)



环境保护

高速铁路声屏障气动效应测量与评价方法

尹皓，李晏良，刘兰华，李耀增，辜小安

(中国铁道科学研究院节能环保劳卫研究所，北京 100081)

对我国高速铁路声屏障结构气动力影响状况进行了分析，初步给出了我国高速铁路声屏障气动效应测量及评价方法，对存在的问题进行了总结分析并提出了建议。分析研究结果表明：目前我国联调联试工作中采用的结构动力性能测点布置方案是合理的；脉动风压评判标准值宜采用高速铁路声屏障结构设计中的脉动风压取值；动变形现场测试结果进行相关计算后再与声屏障构件最大允许弹性挠度LA/100或H型钢立柱最大挠度L/200进行比较评判是比较合理的；固有频率现场测试结果与脉动风压频率进行比较评判的同时，还需与客运专线铁路声屏障通用参考图中给出的固有频率进行比较评判，以判断是否达到设计要求。

高速铁路；声屏障；气动效应；评价方法

声屏障是控制高速铁路噪声影响的重要措施之一。高速铁路桥梁声屏障一般设置于距离铁路外轨中心线3.4～4.2 m之间。高速行驶的列车使列车周围的空气产生强烈扰动，当列车高速通过声屏障时，将在线路两侧声屏障构件表面形成瞬态压力冲击，即列车驶过声屏障时产生的气动力。由于高速铁路车流密度较大，气动力的持久作用会对声屏障构件的疲劳寿命产生很大影响，极端情况下甚至可能使声屏障构件发生强度破坏，危及行车安全。

1 国内外研究现状

国外有关高速铁路声屏障气动力的研究主要在德国。关于声屏障结构气动力指标，德国主要采用风压、动变形、固有频率等参数，在纽伦堡—英戈斯塔特高速铁路线路上针对不同列车车型、列车速度、声屏障类型和端部/中部的气动风压进行了动力响应测试,并在高速铁路声屏障脉动风压测量结果的基础上给出了脉动风荷载的计算公式[1]。

德国声屏障气动力影响的经验教训，引起了我国相关部门和研究人员的高度重视，开展了一系列试验测试分析和研究工作。相关科研院所对声屏障的脉动风压等进行了试验测试分析研究和数值仿真计算，得到了不同工况条件下的声屏障脉动力结果，对比分析了试验测试和仿真计算结果[2～18]。根据《高速铁路工程动态验收技术规范》(TB10761—2013)的规定，在时速300 km及以上线路联调联试工作中对声屏障结构动力性能进行了大量测试。

截至目前，我国虽然在高速铁路声屏障气动力测试分析研究和仿真计算研究方面做了大量工作，但尚未建立完整和有效的高速铁路声屏障气动效应测量与评价方法。因此，在了解和掌握国外高速铁路声屏障结构气动力的测量方法和评价方式基础上，建立我国高速铁路声屏障结构气动力测量与评价方法十分必要。

2 我国高速铁路声屏障结构气动力影响状况分析

2.1 脉动风压随动车组运行速度的变化

图1为脉动风压随动车组运行速度变化统计分析结果。统计分析结果表明：动车组通过声屏障时，其脉动风压最值随速度增加而增大，大体与车速的平方成正比；声屏障顶部脉动风压值增长变化并不明显，相同高度处各测点压力值大小相近。

图1 脉动风压随动车组运行速度的变化

2.2 脉动风压随声屏障高度的变化

图2为脉动风压随声屏障高度变化统计分析结果。统计分析结果表明：当动车组通过2.15 m高声屏障时，风压的最大值出现在声屏障的根部至约1 m高处。与德国的测试研究结论基本一致。

图2 脉动风压随声屏障高度的变化

2.3 声屏障端部脉动风压分布

图3为距声屏障端部不同距离处最大正压比较分析结果，图4为声屏障端部脉动风压分布统计分析结果。统计分析结果表明：在声屏障相同高度处，从距声屏障端部2.5 m始，直至距离声屏障端部25 m处时压力仍然基本维持不变，而到屏障末端时压力下降到50%以下。与德国的测试研究结论完全一致。

图3 距声屏障端部不同距离处最大正压比较

图4 声屏障端部脉动风压分布

2.4 各型动车组脉动风压比较

图5为各型动车组脉动风压比较统计分析结果。统计分析结果表明：不同车型之间的脉动风压存在一定的差别。CRH2型重联动车组大于CRH2型动车组，CRH3型动车组最小。CRH2型动车组和CRH3型动车组最大负压基本相同，小于CRH2型重联动车组；CRH380BL通过测点时产生的脉动风压明显高于CRH380AL；对同种车型来说，在相同速度下，以下行方向通过测点时产生的脉动风压普遍高于以上行方向通过测点时产生的脉动风压。

2.5 脉动风压频率特性

图6为动车组以不同速度通过声屏障时的脉动风压频谱图。由图可以看出，动车组以300 km/h、350 km/h速度通过声屏障时，脉动风压主频为3.33 Hz、3.86 Hz；脉动风压主要能量集中在0～9 Hz之间。

图5 各型动车组脉动风压比较

图6 动车组不同速度通过声屏障时脉动风压频谱分析

2.6 脉动风压时程特性

动车组运行速度350 km/h时，3.15 m高声屏障最大正压约为1000 Pa，最大负压约为850 Pa。动车组运行速度350 km/h时，2.15 m高声屏障最大正压约为620 Pa，最大负压约为540 Pa。最大压力发生点的时程曲线见图7。

图7 最大压力发生点的时程曲线

2.7 声屏障动变形

动车组通过声屏障时，声屏障最大动变形随着列车速度的增加而增加，但对速度的敏感性不同。H型钢立柱位移随速度的增加缓慢增大，铝合金单元板位移的增长趋势更为明显。H型钢立柱最大动变形发生部位为距声屏障末端4 m处的H型钢立柱上，与风压场的分布规律较为一致；铝合金板上最大动变形发生部位为距声屏障末端5 m处的单元板上，其最大动变形是H型钢立柱最大动变形的数倍，说明铝合金单元板自身变形对动变形的贡献量明显大于声屏障整体变形对动变形的贡献量(见图8)。

图8 声屏障动变形随速度变化曲线

3 高速铁路声屏障气动效应测量及评价方法

国外声屏障结构气动力测试的主要目的在于通过测量确定作用于结构上的载荷，通过结构计算模型对声屏障进行动力分析和模拟，以便对其结构性能做出可靠的计算和预判。在我国相关标准和规范中要求[19]，对时速300 km及以上高速铁路，联调联试中应对线路两侧的声屏障进行声屏障结构气动力测试，以便为评估其在高速行车过程中是否安全可靠提供参考，因此必须有相应的评判标准来进行判定，但目前国内尚无正式颁布的针对高速铁路(客运专线)声屏障结构气动力的评判标准。

3.1 测量(试)方法

根据我国高速铁路列车速度与气动压力之间的关系、气动压力垂直剖面分布和气动压力纵断面分布等声屏障结构气动力性能分析结果可以看出，目前我国联调联试工作中采用的结构动力性能测点布置方案是合理的。即：结构动力性能测点布置在声屏障表面距端部(5±1)m处；插板式声屏障脉动风压测点布置在钢轨轨面至钢轨轨面以上1 m范围内的立柱上，动变形测点布置在立柱顶部和单元板结构中部，动应力测点布置在声屏障立柱根部和单元板结构中部，固有频率测点应布置在立柱顶部和中部以及单元板结构中部。

3.2 评判依据及评价方法

3.2.1 脉动风压

目前，在我国高速铁路声屏障结构设计中，脉动风压的取值主要依据的是《高速铁路设计规范》(TB10621—2014)7.2.19条中的相关规定[20]。在《高速铁路设计规范》发布前，我国客运专线铁路声屏障通用参考图[21～31]的脉动风压取值中采用了相同的方法，其结果与欧洲标准和德国标准DIN-Fb.101中的取值结果基本一致[1]。

因此，采用此脉动风压值(列车气动风压值)作为脉动风压的评判标准值才可真实反映与设计的符合性。几种典型声屏障脉动风压评判标准值见表1。

表1 几种典型声屏障脉动风压评判标准值

对于其它声屏障中心距轨道中心距离和列车运行速度情况，评判标准值可根据《高速铁路设计规范》(TB10621—2014)7.2.19条中的相关规定确定。

3.2.2 动变形

动变形是铁路声屏障抗风压性能的主要表征参数。《铁路声屏障声学构件技术要求及测试方法》(TB/T 3122—2010)中规定：声屏障构件最大弹性挠度不应超过LA/100(LA为声屏障构件最大自由长度)；客运专线铁路声屏障通用参考图中规定：最不利荷载组合下，H型钢立柱最大挠度不超过L/200(L为声屏障立柱最大自由长度)。

很显然，联调联试中测试得到的挠度值并不是最不利荷载组合下的挠度，因此，直接采用联调联试中测试结果与声屏障构件最大允许弹性挠度LA/100或H型钢立柱最大挠度L/200进行比较评判容易造成偏差。根据悬臂梁挠度与荷载的关系，应对测量结果进行如下计算后再进行比较评判。即：

(1)

式中：

Ddef—动变形评价量，mm；

Dmea—动变形测试结果结果，mm；

Pmea—脉动风压测试结果，Pa；

Pall—声屏障单元板必须能够抵抗的表面压力(抗弯曲断裂荷载)，Pa。

Pall在客运专线铁路声屏障通用参考图中可以查到。一般地区声屏障单元板必须能够抵抗3～5 kPa的表面压力(抗弯曲断裂荷载)；台风地区声屏障单元板必须能够抵抗8 kPa的表面压力。

3.2.3 固有频率

如果声屏障固有频率远高于或远低于脉动风压频率，动力学响应大约等于静态特性；而在声屏障固有频率接近于脉动风压频率的情况下，载荷大约高于静态载荷的3倍，在列车经过后，振动将持续相当长的时间。共振频率取决于屏障的阻尼，因此，声屏障的刚度和重量的选择应确保不会出现动力放大现象，即声屏障固有频率应远高于或低于脉动风压频率。

根据相关资料，脉动风压频率f与车厢长度Lcar及列车运营速度v有关[1]，即：

(2)

可以看出，当车厢长约25m、速度为300km/h(83.3m/s)时，脉动风压频率为3.3Hz；速度为350km/h时，频率为3.9Hz；速度为250km/h时，频率为2.8Hz。与现场测试结果一致。

在客运专线铁路声屏障通用参考图中均给出了声屏障的固有频率。因此，声屏障固有频率现场测试结果与脉动风压频率进行比较评判的同时，还需与客运专线铁路声屏障通用参考图中给出的固有频率进行比较评判，以评判在固有频率这一指标上是否达到设计要求。

4 结论及建议

4.1 结论

(1)目前我国联调联试工作中采用的结构动力性能测点布置方案是合理的。即：结构动力性能测点布置在声屏障表面距端部(5±1)m处；插板式声屏障脉动风压测点布置在钢轨轨面至钢轨轨面以上1 m范围内的立柱上，动变形测点布置在立柱顶部和单元板结构中部，动应力测点布置在声屏障立柱根部和单元板结构中部，固有频率测点应布置在立柱顶部和中部以及单元板结构中部。

(2)脉动风压评判标准值宜采用高速铁路声屏障结构设计中的脉动风压取值。可在客运专线铁路声屏障通用参考图中查取，或依据《高速铁路设计规范》(TB10621—2014)的相关规定查取。

(3)动变形现场测试结果进行相关计算后再与声屏障构件最大允许弹性挠度LA/100或H型钢立柱最大挠度L/200进行比较评判是比较合理的。

(4)固有频率现场测试结果与脉动风压频率进行比较评判的同时，还需与客运专线铁路声屏障通用参考图中给出的固有频率进行比较评判，以评判在固有频率这一指标上是否达到设计要求。

4.2 存在问题及建议

(1)动应力评判标准值尚需深入研究确定。根据德国研究结果和相关标准[1,33]，螺栓或螺杆具有低疲劳强度，其疲劳强度的特性值仅为△σDk=26.5 MPa。H型钢立柱和底板是焊接的，这也是容易发生疲劳破坏的地方，采用对焊时，其疲劳强度为△σDk=58.9 MPa，若采用角焊时，其疲劳强度仅为△σDk=26.5 MPa。这些研究结果直接用在我国高铁声屏障上是否适合需进一步研究确定，且疲劳安全系数也需研究确定。

(2)若声屏障固有频率接近于脉动风压频率时，需充分考虑动力放大现象。但动力放大系数需通过动力计算分析等方法才能确定，这给声屏障结构安全的评判带来很大不便。因此，需就动力放大系数、声屏障固有频率与脉动风压频率接近程度的关系开展进一步深入研究。

[1] 德国PEC+S工程设计咨询服务有限公司.客运专线声屏障咨询报告[R].2007.

[2] 中国铁道科学研究院.京津城际铁路整体系统联调联试环境噪声、振动及声屏障测试分报告[R].2008.

[3] 中国铁道科学研究院.京津城际铁路声屏障结构气动力及降噪效果的测试研究报告[R].2008.

[4] 铁道第三勘察设计院集团有限公司，中国铁道科学研究院，西南交通大学.武广客运专线声屏障试验研究报告[R].2009.

[5] 铁道第三勘察设计院集团有限公司，中国铁道科学研究院，西南交通大学.京沪高速铁路声屏障气动力作用技术措施试验研究报告[R].2011.

[6] 中国铁道科学研究院.京沪高速铁路综合试验研究总报告[R].2011.

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[11] 张继文，吕坚品，涂永明等.考虑防撞墙影响的高速铁路桥梁声屏障及翼缘板上脉动力数值分析[J].中国铁道科学，2009，30(3):27-31.

[12] 吕坚品,张继文，廖建州，等.既有铁路桥梁声屏障的高速列车脉动风致响应[J].西南交通大学学报，2009，40(4):547-551.

[13] 郑史雄，王林明.铁路声屏障风荷载体型系数研究[J].中国铁道科学，2009，30(4):46-50.

[14] 龙丽平，赵丽滨，刘立东.列车致声屏障结构的空气脉动力研究[J].工程力学，2010，27(3):246-250.

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[16] 邓跞，施洲，勾红叶.380 km/h高速列车脉动风荷载仿真分析[J].铁道建筑，2011(9):133-136.

[17] 陈向东，李树德，王召祜.基于ALE的高速列车声屏障脉动力数值模拟研究[J].铁道学报，2011，33(12):21-26.

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[19] TB10761—2013，高速铁路工程动态验收技术规范[S].

[20] TB10621—2014，高速铁路设计规范[S].

[21] 通环[2007]8321，客运专线铁路桥梁整体式混凝土声屏障[S].

[22] 通环[2008]8322，客运专线铁路路基整体式混凝土声屏障[S].

[23] 通环[2013]8223，时速250 km客运专线铁路 桥梁插板式金属声屏障[S].

[24] 通环[2009]8223，时速250 km客运专线铁路 桥梁插板式金属声屏障[S].

[25] 通环[2009]8225，时速250 km客运专线铁路 路基插板式金属声屏障[S].

[26] 通环[2009]8226，时速250 km客运专线铁路 路基插板式非金属声屏障[S].

[27] 通环[2013]8323，时速350 km客运专线铁路 桥梁插板式金属声屏障[S].

[28] 通环[2009]8323A，时速350 km客运专线铁路 桥梁插板式金属声屏障[S].

[29] 通环[2009]8323，时速350 km客运专线铁路 桥梁插板式金属声屏障[S].

[30] 通环[2009]8325，时速350 km客运专线铁路 路基插板式金属声屏障[S].

[31] 通环[2009]8326，时速350 km客运专线铁路 路基插板式非金属声屏障[S].

[32] TB/T 3122—2010，铁路声屏障声学构件技术要求及测试方法[S].

[33] EN 1993-1-8，Eurocode 3: Design of steel structures - Part 1-8: Design of joints[S].

The Aerodynamic Effect Measurement and Evaluation Methods of High-speed Railway Sound Barrier

YIN Hao，LI Yanliang，LIU Lanhua，LI Yaozeng，GU Xiaoan

(EnergySaving&EnvironmentalProtection&OccupationalSafetyandHealthResearchInstitute，ChinaAcademyofRailwaySciences，Beijing100081 ，China)

The aerodynamic effect situation of high-speed railway sound barrier was analyzed，and the aerodynamic effect measurement and evaluation methods of high-speed railway sound barrier was given，the existing problems are summarized and suggestions are put forward. Analysis results show that the dynamic measurement point layou in the joint-test t is reasonable. The pulsating wind pressure evaluation standard using the pulsating wind pressure value in the structure design of high-speed railway sound barrier is appropriate. Before to compare with the maximum allowable elastic deflection (LA/100) of sound barrier component or H stand column maximum deflectionL/200，the dynamic deformation field test results must be calculated. Natural frequency field test results must be compared with the fluctuating wind pressure frequency，at the same time，it also must be compared with the value in the structure design of high-speed railway sound barrier，in order to judge whether or not meet the design requirements.

high-speed railway; sound barrier; aerodynamic effect; measurement and evaluation methods

2095-1671(2015)05-0193-06

2015-09-15；

2015-09-18

中国铁路总公司科技研究开发计划课题《高速铁路声屏障气动效应监测、评价方法及维护保养作业方案研究》(编号：2013G009-J)。

尹皓(1963—)，男，湖南邵东人，研究员，主要研究方向为环境噪声振动影响和控制。

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