高速列车脉动压力作用下声屏障疲劳性能分析

作者：张毅

  目前国内外对铁路声屏障的研究主要集中在降噪、声屏障顶部结构优化、列车脉动压力的分布规律以及声屏障的振动特性等方面，在列车脉动压力对声屏障疲劳性能的影响方面研究很少。我国目前铁路声屏障的结构设计仍以静力分析为主，疲劳设计则以脉动压力的最大值乘以动载放大系数作为平均压力载荷，显然这是不合理的。本文基于ANSYS采用计算流体动力学方法仿真计算列车通过时声屏障所受脉动压力，利用单向流固耦合将脉动压力加载到声屏障表面，采用有限元结构分析方法进行强度计算，并分析其疲劳性能，为声屏障设计与安装提供一定参考。

1流场计算分析

1.1流场三维模型

  参考《路基插板式金属声屏障通环(2009) 8225，8325》（简称通环标准）和CRH2型车，建立列车通过声屏障路段的流场模型。声屏障高3. 95 m，双线轨道，线间距5m，轨道面高于声屏障基座0.9 m。根据通环标准，声屏障单元板挠度限值小于7.5 mm，H型钢立柱挠度小于1／200，相对外流场很小，流场计算时可以忽略声屏障结构变形及细微结构的影响，将其看成光滑等厚长直板。车体采用头车、中间车和尾车的三节车模型，视为光滑表面，忽略受电弓、空调换气口等细微结构，总长度为76.9 m。列车高速通过声屏障时周围为三维、黏性、可压缩、非稳态紊流空气场，采用雷诺时均形式的瞬态N-S方程、k一e方程紊流模型和标准壁面函数对该流场进行数值模拟。图1为单车和会车流场局部网格模型，箭头表示列车行驶方向。

1.2  流场计算结果分析

为分析不同轨道中心线与声屏障的距离（简称中心距）和列车速度对脉动压力的影响，计算了3种中心距(3. 34 m、3.90 m、4.65 m)和5种列车速度(200 km/h、250 km/h、300 km/h、350 km/h、400 km/h)单车与会车情况的流场。中心距4. 65 m、车速350 km/h单车和会车时的压力云图分别见图2和图3。

从图2和图3可知，声屏障受到的脉动压力在头车和尾车均存在一个正压区和一个负压区，且中心压力绝对值最大并向周围辐射减小。声屏障受到的列车脉动压力随时间的变化情况如图4所示。第1个波为头波，第2个波为尾波，中间的小幅波动是车厢接头的影响。由此可见，列车脉动压力是随空间和时间变化的。

将脉动压力在声屏障上积分并除以积分长度得到单位长度声屏障受到的气体作用力（简称气体力），该力随积分长度的减小而增大，当积分长度小于1 m时，气体力几乎不变。本文以0.1 m作为积分长度，仿真计算多工况的气体力并拟合气体力最大值F(N) 与列车速度v( m/s)和中心距D(m)的二元函数关系，单车通过和等速会车时的关系分别如式(1)和式(2)所示：

对比式(1)、式(2)可以发现，车速的阶次大于中心距的阶次，这说明车速对列车脉动压力的影响更大，且会车通过比单车通过时速度的影响更为明显。表1是仿真得到的气体力与通过拟合函数式(1)和式(2)计算得到的气体力的对比。

2  声屏障强度分析

2.1  声屏障固体模型

  根据通环标准，路基插板式金属声屏障由H型钢立柱和铝合金单元板构成，单元板与立柱用单管橡胶垫承接，立柱、底板、加劲板互为焊接，材料为Q235B钢，底板与预埋钢板用螺栓连接。立柱间距2m，形状参数符合GB/T11263 - 2010标准要求。

声屏障在列车行进方向具有周期性，因此截取“三柱两板”作为特征单元来计算，固体模型和相关命名如图5所示。图5中H1、H2、H3分别为三根H型钢立柱，BAN1表示Hl与H2之间的吸声板，BAN2表示H2与H3之间的吸声板。声屏障单元板与钢立柱之间建立只受压缩的弹簧单元以符合单管橡胶垫的力学特性，底板底面为固定面，声屏障受脉动压力和自重双重作用。采用流固耦合方法实现流场压力在固体表面的加载。

2.2  H型钢立柱的变形分析

采用上述模型分别对单车与会车3种中心距(3. 34 m、3.90 m、4.65 m)和3种车速(300 km/h、350 km/h、400 km/h)共18个工况进行强度计算。根据计算结果，最大位移在中间立柱顶端的4个角点，最大应力在中间立柱与加劲板上部焊接处。测点布置如图6所示，a、b、c、d是立柱顶部位移测点，A、B、C、D是加劲板与立柱焊接处的应力测点。

图7是中心距4. 65 m、速度350 km/h单车通过时测点位移曲线。由X轴位移曲线可知：头波到达时，立柱先向外侧弯曲后向内侧弯曲；尾波到达时，立柱先向内弯曲然后向外弯曲，最大变形小于头波，各个工况的变形规律相同，仅变形大小不同。由Z轴位移曲线可知，列车通过时H型钢立柱存在扭转变形，头波到达时，a、b两点位移经历了先负后正再负的变化，c、d两点位移经历了先正后负再正的变化，表明立柱先逆时针扭转后顺时针扭转再逆时针扭转；尾波时各点位移与头波时方向相反。原因是脉动压力分布不均匀，立柱两边单元板受到的两个不同压力相对于立柱产生一个XZ平面的力矩，使立柱发生扭转。

  综上所述，列车通过声屏障时，H型钢立柱出现弯扭组合变形，且弯曲经历2次换向，扭转经历4次换向，这可能造成声屏障疲劳破坏。

2.3  H型钢立柱疲劳分析

由上述可知，列车通过声屏障路段时，H型钢立柱发生弯扭组合变形，因此，按第四强度理论得到应力测点的等效应力，采用等效应力进行疲劳分析。图8为中心距4. 65 m、车速350 km/h单车通过时的等效应力曲线。由图8可见，4个测点的等效应力曲线趋势一致，并都表现为4个脉冲的形式。

  查询文献[9]得到Q235B钢存活率99. 9%材料的S-N曲线，利用雨流计数法得到各工况危险点的等效应力谱，并采用Goodman图进行平均应力修正。通环标准规定，设计每天210对列车通过，立柱设计寿命为50年。若按每年365天记，则设计循环为3 832 500次。实际运行中，需要考虑会车情况。运用线性疲劳累积理论，不考虑加载顺序对疲劳损伤的影响，得到设计寿命下不同会车比例时声屏障的疲劳安全系数，如表2所示。

  根据通环标准，立柱许用疲劳安全系数在1.5～2.5，设计速度为350 km/h的无砟轨道和有砟轨道声屏障与轨道中心线距离分别为4. 65 m和4.75 m。由表2可知，中心距4. 65 m、车速350 km/h，会车比例在0%～50%时，安全系数大于2.5，表明按现有标准设计的声屏障H型钢立柱可能存在材料浪费。

3结论

  通过以上计算分析，得到如下结论：①声屏障受到的列车脉动压力是一个在时间和空间上分布极不均匀的力，任意一点受到的压力均呈现为两个脉冲形式的变化；②声屏障受到的气体力随列车速度的增加而增加，随中心距的增加而减小，车速对气体力影响更明显；③头波到达时，声屏障整体先向外侧弯曲，然后再向内侧弯曲，尾波到达时的情况相反，脉动压力分布的不均匀性造成H型钢立柱为弯扭组合变形，扭转在头波和尾波各要经历两次换向；④H型钢立柱在所分析的工况下均满足50年设计寿命的要求，但按现有标准设计的声屏障H型钢立柱疲劳安全系数偏大，可能存在材料浪费。

4摘要：采用计算流体力学数值仿真方法计算列车通过时的声屏障表面受到的列车脉动压力，利用流固耦合与有限元结构分析方法，对声屏障结构进行强度计算和疲劳性能分析。计算结果表明：列车通过时产生的脉动压力随时间和空间变化，列车速度变化对声屏障气体作用力的影响比中心距（轨道中心线与声屏障的距离）变化更大；每当列车经过一次，H型钢立柱发生弯扭组合变形，且弯曲有2次换向，而扭转则经历4次换向；按照现有标准设计的声屏障立柱疲劳安全系数可能偏大。