350＇～40＇0＇ｋｍ·ｈ－1高速列车作用于舟山绍兴宁波声屏障厂家的脉动风荷载特性研究
紊流模型，采用移动网格的数值仿真计算多种车速、多种屏轨距条件下列车通过舟山绍兴宁波声屏障厂家区域的动态风场过程，得出舟山绍兴宁波声屏障厂家各部位的脉动风荷载时程曲线等各类结果数据及多种参数的影响规律，并与实测资料进行对比分析。
结果表明：30＇0＇～40＇0＇ｋｍ·ｈ－1列车脉动风荷载随列车速度的增加而加速增大，与舟山绍兴宁波声屏障厂家至线路中心距离呈现近
双曲线性反比关系，风压值分布沿舟山绍兴宁波声屏障厂家高度呈现底部大、顶部小的规律；理论计算风压值及其与实测列车脉动风荷载时程曲线形状、参数影响规律等均相符较好，部分计算风压量值略大于实测值，原因在于计算中列车
及舟山绍兴宁波声屏障厂家模型光滑表面的模拟方法忽略了实际粗糙表面的风阻等因素。在仿真与实测的基础上，提出380＇～40＇0＇ｋｍ·ｈ－1高速列车脉动风荷载的最大风压取值建议及广义振动频率范围1．96～4．79Ｈｚ等动力设计建议。
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关键词：高速铁路；舟山绍兴宁波声屏障厂家；列车脉动风荷载；风压值；谱特性
中图分类号：Ｕ238；Ｕ260＇．17 文献标识码：Ａ ｄｏｉ：10＇．3969／ｊ．ｉｓｓｎ．10＇0＇1－4632．20＇18．0＇2．13
就开始了列车空气动力学的研究工作。此后，高速
引 言
随着我国高速铁路不断发展并走向世界，列车
运行速度也越来越高，沿线噪声问题将变得愈发显
著，空气动力噪音与列车运营速度的6到8次方成
正比，是制约高速铁路向更高速度发展的主要因素
1
果表明，高速列车的中上部噪声约占总噪声源的
［］
3
但其结构需要承受高速通行列车车体冲击、扰动空气产生的脉动风压的作用。该风压对舟山绍兴宁波声屏障厂家的结构
列车空气压力与车头形状的关系、列车高速交会产生的压力波问题、高速列车进出舟山绍兴宁波声屏障厂家区域或隧道的空气动力问题的研究也不断取得进展［6］。高速列
车作用于舟山绍兴宁波声屏障厂家结构脉动风的研究方法主要有试验
实测及数值仿真分析两种。德国在纽伦堡—英戈斯达特高速线路上系统实测了列车车速160＇～330＇
［］
良等人［8］在分析德国高速铁路舟山绍兴宁波声屏障厂家气动力测试的基础上，结合京津城际铁路舟山绍兴宁波声屏障厂家结构开展高速铁路舟山绍兴宁波声屏障厂家结构气动力的试验研究工作。随着流体力
学与计算机技术的迅速发展而蓬勃兴起的数值仿真
方法为列车空气动力特性研究开辟了新的途径。在
安全性造成威胁，并曾导致舟山绍兴宁波声屏障厂家结构的破坏
［5］
高速列车作用于舟山绍兴宁波声屏障厂家结构脉动风荷载的数值仿真
随着设计时速分别达到380＇，40＇0＇ｋｍ的和谐号ＣＲＨ380＇、复兴号ＣＲ40＇0＇的投入运营，列车最高速度有望进入350＇～40＇0＇ｋｍ·ｈ－1区间，相应列车
脉动风荷载问题更为突出。列车的空气动力学问题
早已引起关注，日本的原朝茂早在20＇世纪60＇年代
研究中，邓跞等人［9］开展了380＇ｋｍ·ｈ－1高速列车
的脉动风荷载的数值仿真分析，并系统分析了脉动
风荷载的特性。陈向东等人［10＇］基于ＡＬＥ方法，建
立高速列车舟山绍兴宁波声屏障厂家脉动力三维数值模型，采用并行计算技术研究作用于舟山绍兴宁波声屏障厂家的列车脉动风荷载。
收稿日期：20＇17－0＇8－30＇；修订日期：20＇18－0＇1－25
基金项目：国家自然科学基金青年科学基金资助项目（5140＇8496）
第一作者：施 洲（1979—），男，江苏滨海人，副教授。Ｅ－ｍａｉｌ：ｚｓｈｉ1979＠ｓｗｊｔｕ．ｅｄｕ．ｃｎ
摘 要：针对350＇～40＇0＇ｋｍ·ｈ高速列车作用于舟山绍兴宁波声屏障厂家的脉动风荷载问题，基于三维非稳态的ｋ－ε两方程
之一［］。国内京津、京沪等高速线路的实测噪声结
ｋｍ·ｈ－1下不同类型舟山绍兴宁波声屏障厂家的脉动风压值7。李晏
52％～75％2。为降低高速铁路沿线噪声，目前的
主要措施之一是设置舟山绍兴宁波声屏障厂家［－4］。舟山绍兴宁波声屏障厂家用于降噪，
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10＇4
中 国 铁 道 科 学 第39卷
目前，尽管国内高速铁路发展迅速，相关列车
作用于舟山绍兴宁波声屏障厂家的脉动风荷载在理论计算及现场实测
的基础上取得不少成果，但时速350＇～40＇0＇ｋｍ列
车的脉动风荷载资料极少。高速列车作用舟山绍兴宁波声屏障厂家的脉动风荷载受列车尺寸、速度，舟山绍兴宁波声屏障厂家的尺寸、形状及其与线路中心的距离等多种因素影响，高速列
车作用于舟山绍兴宁波声屏障厂家的最大风压量值分布特性以及振动
谱特性等尚有待于进一步完善。针对高速铁路舟山绍兴宁波声屏障厂家的脉动风荷载问题，基于计算流体力学理论建立高速列车、舟山绍兴宁波声屏障厂家的三维数值模型，本文模拟列车
通过舟山绍兴宁波声屏障厂家区域时舟山绍兴宁波声屏障厂家承受的脉动风压及其分布
特性，并结合国内外高速列车作用于舟山绍兴宁波声屏障厂家的脉动风压实测结果，系统研究列车速度、舟山绍兴宁波声屏障厂家距离等多种参数对脉动风荷载的影响状况与规律；在此基础上系统分析研究时速350＇～40＇0＇ｋｍ列车脉动风荷载的静动力特性，为高速铁路舟山绍兴宁波声屏障厂家结构的静、动力设计提供参考资料与技术储备。
1 高速铁路舟山绍兴宁波声屏障厂家与列车脉动风荷载
在国外的高速铁路舟山绍兴宁波声屏障厂家应用中，大多采用金属立柱插板式，立柱为Ｈ型钢，插板为金属铝包
板、混凝土板、加劲纤维板以及亚克力等透明隔声
板，如图1。在国内，除广泛使用金属立柱插板式
舟山绍兴宁波声屏障厂家外，还开发了整体式混凝土舟山绍兴宁波声屏障厂家。前者在京津城际铁路、京沪高速铁路等线路上使用，后者
在武广客运专线等高速线路上应用，如图2。由于
高速铁路噪声源位置相对较高［2－11］，为有效降低噪声，舟山绍兴宁波声屏障厂家应有足够的高度。与此同时，还应考虑到线路信号、列车司机的视线、乘客视野等因素。因此，列车车窗高度以上部分舟山绍兴宁波声屏障厂家结构采用透明舟山绍兴宁波声屏障厂家，甚至全高度透明舟山绍兴宁波声屏障厂家结构。
在沿海台风地区或特定阵风区域，自然风荷载对舟山绍兴宁波声屏障厂家结构作用显著，需要严格设计验算。列车脉动
风荷载是由列车高速通行时扰动空气而产生的特殊
动态风荷载，列车脉动风荷载最大风压量值显著，并具有明显频率特征的振动特性，对舟山绍兴宁波声屏障厂家结构的长期疲劳受力影响显著。列车脉动风荷载的风压值与列车速度、舟山绍兴宁波声屏障厂家至轨道中心线的距离、列车外形、车厢长度以及舟山绍兴宁波声屏障厂家的形状和高度等参数有关。列车脉动风荷载的频率特性则主要与列车速度、车厢长度有关。
图2 带透明隔声板的混凝土整体式舟山绍兴宁波声屏障厂家
2 列车脉动风荷载的数值仿真分析理
论与模型
2．1 数值仿真分析理论
在列车脉动风荷载的数值仿真分析中，为便于理论分析，作如下简化与假设：假定列车车厢表面完全光滑，忽略车辆表面的不平顺如车窗门凹凸、受电弓及转向架突起物、车厢连接构造等；仅考虑舟山绍兴宁波声屏障厂家的直线区域，忽略线路坡度，并假定舟山绍兴宁波声屏障厂家表面是光滑的，忽略舟山绍兴宁波声屏障厂家表面复杂的吸声构造等；数值仿真分析中，设定流场处于紊流状态，流
场的雷诺数Ｒｅ以车宽作为特征长度取值，采用ｋ－
ε两方程紊流模型模拟列车进入舟山绍兴宁波声屏障厂家区域全过程
的紊态流场，相应控制微分方程为［12］
ρ＋（ρｕ）＋（ρｖ）＋（ρｗ）＝0＇（1）
ｔｘｙｚ
动量守恒方程为
图1 金属立柱插板式舟山绍兴宁波声屏障厂家
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高速铁路舟山绍兴宁波声屏障厂家主要功能为降噪，其结构还需
要承受高速列车的脉动风压荷载、自然风荷载等。
ｔρｘ
ｔρｙ
ｔρｚ
（2）
（3）
（ρｕ）＋ｄｉｖ（ｕｕ）＝ｄｉｖ（ｕｇｒａｄｕ）－ｐ＋ＳＭｘ
（ρｖ）＋ｄｉｖ（ｖｕ）＝ｄｉｖ（ｕｇｒａｄｖ）－ｐ＋ＳＭｙ
（ρｗ）＋ｄｉｖ（ｗｕ）＝ｄｉｖ（ｕｇｒａｄｗ）－ｐ＋
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第2期 350＇～40＇0＇ｋｍ·ｈ－1高速列车作用于舟山绍兴宁波声屏障厂家的脉动风荷载特性研究
10＇5
ＳＭｚ（4）
能量守恒方程为
（ｉ）κｔ
ｔρｃｐσＴ
（5）
紊动能方程为
（ｋ）ｔ
ｔρｋ
μｔＰＧ（6）
紊动能耗散率方程为
（ε）ｔ
ε
2
＋ｔ1Ｇ（7）
其中，
ε
222
ｘｙｚ
22
＋＋
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ｙｘｚｘ
2
ｖｗ
式中：ρ为空气密度；ｕ，ｖ，ｗ为流程速度在ｘ，ｙ，ｚ坐标方向的分量；μ为空气运动黏性系数；μｔ
为紊流黏度；ｋ为紊流动能；ε为紊流动能耗散率；Ｔ为空气温度；κ为空气热导率，ｃｐ为空气质量定压热容；Ｃ1，Ｃ2，Ｃμ，σｋ，σε均为常数，经验值分
别取1．44，1．92，0＇．0＇9，1．0＇0＇，1．30＇；Φ＝μＰＧ为
耗散函数；ＳＭｘ，ＳＭｙ，ＳＭｚ分别为ｘ，ｙ，ｚ方向动
量方程的源项。
列车进入舟山绍兴宁波声屏障厂家区域前后，考虑列车、舟山绍兴宁波声屏障厂家周围空气介质具有一定的黏性及可压缩性，根据
ｋ－ε方程紊流模型模拟的流场，采用耦合式求解器隐式方案对三维Ｎａｖｉｅｒ－Ｓｔｏｃｋｓ方程求解。计算分析利用Ｆｌｕｅｎｔ软件完成，采用动网格法，模拟高
速列车进出舟山绍兴宁波声屏障厂家区域的全过程。
2．2 高速铁路舟山绍兴宁波声屏障厂家数值仿真分析模型
在高速列车作用于舟山绍兴宁波声屏障厂家的脉动风荷载数值仿
真分析中，选择高速铁路双线线路，线路间距为
5．0＇ｍ。分析中模拟舟山绍兴宁波声屏障厂家区域长度为40＇0＇．0＇ｍ，舟山绍兴宁波声屏障厂家最高为轨顶面以上3．5ｍ。舟山绍兴宁波声屏障厂家区域及其网格划分见图3。列车以8辆编组形式的ＣＨＲ380＇Ｂ型、ＣＲ40＇0＇ＢＦ型为例，ＣＨＲ380＇Ｂ型车体宽度3．3ｍ，车高3．9ｍ，列车全长20＇0＇．3ｍ；ＣＲ40＇0＇ＢＦ车辆宽3．4ｍ，车高4．1ｍ，车体长度
25．0＇ｍ，前者用于时速380＇ｋｍ及以下速度工况计算，后者用于时速40＇0＇ｋｍ工况计算。列车车体网格见图4。
图3 舟山绍兴宁波声屏障厂家及其周围区域网格划分
图4 ＣＲＨ380＇Ｂ型列车车体网格
为系统分析高速列车作用于舟山绍兴宁波声屏障厂家的脉动风荷载特性，对不同参数情况下对应的多种工况进行详
细的ＣＦＤ分析。列车速度ｖ包括30＇0＇，350＇，380＇和40＇0＇ｋｍ·ｈ－1共4个工况，舟山绍兴宁波声屏障厂家距离轨道中心线距离Ｄ取值3．0＇，3．8，4．6，5．2和6．8ｍ时的多个工况，共分析20＇多个工况下高速列车作用于
舟山绍兴宁波声屏障厂家的脉动风荷载。
3 列车脉动风荷载的仿真分析与实测
结果对比
3．1 列车脉动风荷载仿真结果与分析
采用数值仿真分析的方法，对列车通过舟山绍兴宁波声屏障厂家
区域的过程进行详细分析计算，考虑了不同车速、
不同舟山绍兴宁波声屏障厂家至轨道中心线距离等多工况下舟山绍兴宁波声屏障厂家所
承受的列车动态风压力作用。在列车风压力计算结
果的分析中，主要分析两侧舟山绍兴宁波声屏障厂家开始处0＇，50＇，10＇0＇，20＇0＇，30＇0＇，40＇0＇ｍ（末端）截面处的最大风
压计算结果。在每个截面处，沿舟山绍兴宁波声屏障厂家高度方向分
别于舟山绍兴宁波声屏障厂家底端以上0＇．0＇，1．8，3．5，3．8ｍ（对应轨顶面以上3．15ｍ）处各布置一个提取点。
列车以匀速进入舟山绍兴宁波声屏障厂家区域后，舟山绍兴宁波声屏障厂家、列车
的瞬时风压力如图5所示，可见高速运行列车车头
［（
）
］
ρ＋ｄｉｖ（ｉｕ）＝ｄｉｖ＋μｇｒａｄＴ＋Φ
［（μ＋σμ）ｇｒａｄｋ］－ρε＋
ρ＋ｄｉｖ（ｋｕ）＝
ρ＋ｄｉｖ（εｕ）＝ｄｉｖμ＋μｇｒａｄ［（
）］
ｔρσε
－ρＣ2εＣεＰ
ｋμｋ
μｔ＝ρＣμｋ2
［（）（）（）］＋
ＰＧ＝2ｕ
＋ｖ
＋ｗ
（）（）＋
ｕｖ
＋ｕｗ
（ｚ＋ｙ）
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10＇6
中 国 铁 道 科 学 第39卷
承受较大的脉动风荷载，车身及舟山绍兴宁波声屏障厂家承受的风荷载相对较小。在列车通行的全过程中，舟山绍兴宁波声屏障厂家各点均承受动态的风压作用，包括头车的最大值脉冲风压、中部车厢的微幅振动风压以及尾车的次峰值脉冲风压。在特殊的会车工况中，会车对舟山绍兴宁波声屏障厂家最大脉动风压影响并不大，但在会车的瞬时也会形成一个次峰值脉冲风压，会车时舟山绍兴宁波声屏障厂家承受的风压时程
曲线如图6所示。从分析结果可知，不同车速等工
况下近侧及远侧舟山绍兴宁波声屏障厂家上不同测点压力峰值差距显
著。舟山绍兴宁波声屏障厂家距离轨道中心线3．8ｍ工况下近侧最大脉动风压见表1。从高速列车通行舟山绍兴宁波声屏障厂家区域的
各工况下计算分析结果均表明，作用于舟山绍兴宁波声屏障厂家的最大风压力均出现在舟山绍兴宁波声屏障厂家的下部，最大正压力稍大
－1
图5 380＇ｋｍ·ｈ－1通行时舟山绍兴宁波声屏障厂家及列车的风压分布
大风压值分别为1 430＇，1 694和2 286Ｐａ，发生于
舟山绍兴宁波声屏障厂家至轨道中心线3．0＇ｍ工况下舟山绍兴宁波声屏障厂家长度的中部。在单一列车通行舟山绍兴宁波声屏障厂家区域，远侧的舟山绍兴宁波声屏障厂家承受风压力远小于近侧舟山绍兴宁波声屏障厂家风荷载。会车时作用于舟山绍兴宁波声屏障厂家的最大风压略有增加，但并不显著。
3．2 列车脉动风荷载的参数影响规律
在高速列车的脉动风荷载仿真分析中，分别对舟山绍兴宁波声屏障厂家至线路中心的距离、行车速度等多种参数进行分析讨论。
（1）舟山绍兴宁波声屏障厂家至线路中心距离的影响：不同车速
下舟山绍兴宁波声屏障厂家承受的最大脉动风压值与舟山绍兴宁波声屏障厂家至线路中
心距离的关系曲线见图7。从图中可见，舟山绍兴宁波声屏障厂家距
离线路中心越远风压值越低，两者呈现近似双曲线性反比关系。
（2）列车速度的影响：分别计算分析30＇0＇，350＇，380＇，40＇0＇ｋｍ·ｈ－1下的最大风压值情况，舟山绍兴宁波声屏障厂家距离线路中心线3．8ｍ时高度0＇～3．8ｍ处最大列车风压值与速度的关系曲线见图8。从两者的
关系曲线可见，舟山绍兴宁波声屏障厂家最大脉动风荷载随速度的增加而显著增大，并呈现加速增大的趋势。
图6 380＇ｋｍ·ｈ－1通行时50＇ｍ处测点的风压时程
图7 舟山绍兴宁波声屏障厂家最大风压值同屏障距离的关系
表1 舟山绍兴宁波声屏障厂家距线路中心3．8ｍ时最大风压
舟山绍兴宁波声屏障厂家位置
最大风压／Ｐａ
纵向
距离／ｍ
高度／
ｍ
350＇ｋｍ·ｈ－1 380＇ｋｍ·ｈ－1 40＇0＇ｋｍ·ｈ－1
正压负压正压负压正压负压
50＇
10＇0＇
20＇0＇
0＇．0＇ 1 425 1 0＇87 1 686 1 271 1 888 1 4331．8 1 279 964 1 513 1 144 1 668 1 3783．5 723 565 850＇ 678 932 8563．8 723 565 850＇ 678 898 8450＇．0＇ 1 411 1 0＇88 1 662 1 317 1 868 1 4971．8 1 262 969 1 487 1 174 1 60＇8 1 4343．5 712 568 843 679 899 8393．8 712 568 843 679 889 8440＇．0＇ 1 430＇ 893 1 694 1 0＇45 1 857 1 1871．8 1 281 810＇ 1 512 952 1 624 1 0＇883．5 713 494 842 583 891 750＇3．8 713 494 842 583 885 736
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图8 舟山绍兴宁波声屏障厂家最大风压值同列车速度的关系
于最大负压力。350＇，380＇和40＇0＇ｋｍ·ｈ速度下最
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第2期 350＇～40＇0＇ｋｍ·ｈ－1高速列车作用于舟山绍兴宁波声屏障厂家的脉动风荷载特性研究
10＇7
（3）舟山绍兴宁波声屏障厂家高度的差异：沿着舟山绍兴宁波声屏障厂家的高度方
向，高速列车脉动风荷载的风压值分布有显著的差异，呈现舟山绍兴宁波声屏障厂家底部风压大、顶部风压小的规律。
－1
心线3．8ｍ时，不同长度位置处沿舟山绍兴宁波声屏障厂家高度方向的最大风压值分布如图9。从图中可见，舟山绍兴宁波声屏障厂家
底部的风压值最大，沿高度向上至舟山绍兴宁波声屏障厂家一半高度处缓慢减小，并在一半高度处至顶部附近减小至底
部风荷载的1／2左右，而在顶部大约0＇．3ｍ高度范
围内变化不大。
（4）沿线路纵向的差异：列车通行舟山绍兴宁波声屏障厂家区域
时，沿舟山绍兴宁波声屏障厂家纵向的最大风压值分布略有差异。声
屏障距离线路中心线3．8ｍ、车速380＇ｋｍ·ｈ－1时，最大正压力值沿纵向分布见图10＇。从图中可
见，舟山绍兴宁波声屏障厂家顶部、中部及底部的脉动风荷载沿纵向分布均呈现出舟山绍兴宁波声屏障厂家开始处相对较小，沿着列车前
进方向0＇～50＇ｍ范围内增至最大，后稍减小并在
10＇0＇～40＇0＇ｍ范围内保持平稳的特点。
图9 380＇ｋｍ·ｈ－1时最大风压值沿高度分布
值及规律等最直接的方法，现场测试通常是在线路联调联试阶段或运营阶段，通过固定于舟山绍兴宁波声屏障厂家内侧
表面的空气压力传感器配合动态数据采集分析仪来测试高速列车以不同速度通行时产生的脉动风压结
果。至目前，国内外已有多条线路的现场实测列车脉动风荷载资料，部分线路最大风压的现场实测结
果与仿真分析计算结果的对比见图11。德国在纽纶堡—英戈斯塔特线路上，列车以330＇ｋｍ·ｈ－1通
过全高3．9ｍ距离线路中心4．0＇ｍ舟山绍兴宁波声屏障厂家时实测最大风压为673Ｐａ［7］。京津城际铁路实测2种高度舟山绍兴宁波声屏障厂家，舟山绍兴宁波声屏障厂家距离线路中心均为4．2ｍ，320＇ｋｍ·ｈ－1速度下轨道顶面以上高2．2ｍ舟山绍兴宁波声屏障厂家的最大风压为30＇0＇Ｐａ，330＇ｋｍ·ｈ－1速度下轨道顶面以上高3．2ｍ舟山绍兴宁波声屏障厂家的最大风压为70＇0＇Ｐａ［13］。对照图11中理论计算结果曲线中屏轨距4．0＇ｍ时，30＇0＇和350＇ｋｍ·ｈ－1速度下578．6和795．5Ｐａ的结果，
相符良好。津秦客运专线舟山绍兴宁波声屏障厂家内缘距线路轨道中
心3．4ｍ，舟山绍兴宁波声屏障厂家由铝合金单元板和钢立柱联接组成，实际高度为2．2ｍ，轨面以上约2．1ｍ。津秦
客运舟山绍兴宁波声屏障厂家实测风压结果［14］明显小于理论计算值，速度越高差异越大，主要原因是实际舟山绍兴宁波声屏障厂家高度为
2．2ｍ，而理论计算的舟山绍兴宁波声屏障厂家均为轨道顶面以上
［］
舟山绍兴宁波声屏障厂家试验段进行了实测，插板式舟山绍兴宁波声屏障厂家由铝合金
单元板和Ｈ型钢立柱装配而成，舟山绍兴宁波声屏障厂家高度3．2ｍ，距离线路轨道中心3．3ｍ，以ＣＲＨ2型动车组为试验车辆，试验列车以260＇～350＇ｋｍ·ｈ－1通行
时实测风压结果同理论计算结果非常相符。
图10＇ 380＇ｋｍ·ｈ－1时最大风压值沿线路方向分布
3．3 列车脉动风荷载仿真与实测结果的对比
列车脉动风荷载的现场测试是获取风荷载压力
图11 舟山绍兴宁波声屏障厂家最大风压理论值与实测结果对比
仿真分析结果与实测资料的对比表明，列车脉
动风荷载时程曲线形式基本一致；沿着舟山绍兴宁波声屏障厂家高度方向同样呈现底部大、越往上越小的分布规律；轨顶面以上2．2ｍ高舟山绍兴宁波声屏障厂家的风压明显小于轨顶面
列车以380＇ｋｍ·ｈ速度通行，舟山绍兴宁波声屏障厂家距离线路中
3．2ｍ。中铁三院朱正清等人15在某铁路特大桥的
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中 国 铁 道 科 学 第39卷
以上3．2ｍ高舟山绍兴宁波声屏障厂家；相同车速及轨道中心至声
屏障距离下的仿真分析最大风压值结果与现场实测
结果总体相符良好，小部分计算值稍大于实测风压值，主要原因是仿真分析计算中将舟山绍兴宁波声屏障厂家及列车均
模拟为光滑表面而忽略了实际舟山绍兴宁波声屏障厂家与列车表面的
宁波声屏障厂家规格型号隔声护栏价格舟山绍兴高速高铁地铁声屏障隔声墙
风阻等作用，但计算风压值是偏于安全的。
4 高速列车脉动风荷载谱特性
高速列车脉动风荷载是一种特殊的动态风压荷载，在目前的舟山绍兴宁波声屏障厂家结构设计中，按照最大风压值进行静力的常规设计，并同时需要进行结构动力响应等动力计算设计。因此，在列车脉动风荷载特性研究中，通常从最大风压值及振动特性两方面进行分析。
4．1 列车脉动风荷载最大风压值
在30＇0＇～40＇0＇ｋｍ·ｈ－1高速列车脉动风压力仿
真分析结果的基础上，分析不同速度、不同线路中心距下列车脉动风压的最大、最小值，考虑风载系
数影响等，并与现有350＇ｋｍ·ｈ－1及以下列车脉动
风压规范值进行对比分析。在此基础上，采用拟
合、风压值局部调整的方法，拟合出380＇～40＇0＇
ｋｍ·ｈ－1列车最大风压值，如图12及表2。
－1
由高速列车脉动风荷载的仿真分析结果可见，380＇～40＇0＇ｋｍ·ｈ－1列车仿真风压结果随舟山绍兴宁波声屏障厂家至
线路中心线距离减小而加速增大，呈现双曲线形的变化规律，与现有规范是一致的。对于最大脉动风
－1
屏障至线路中心线距离3．5ｍ以内，风压值与现有规范250＇～350＇ｋｍ·ｈ－1的发展趋势值相符良好。由于ＣＲ40＇0＇ＢＦ车辆宽度及高度的增加，因而40＇0＇
－1
至线路中心线距离大于3．5ｍ时，仿真风压结果稍大于现有规范250＇～350＇ｋｍ·ｈ－1的发展趋势值，
原因主要在于，仿真分析模拟中忽略了舟山绍兴宁波声屏障厂家粗糙表面、列车门窗等凹凸、轨道及两侧地表等实际存在的风阻作用，进而导致仿真计算值略偏大于现场实测风压值，但其应用于舟山绍兴宁波声屏障厂家设计计算是偏于安全的。
表2 高速铁路舟山绍兴宁波声屏障厂家脉动风压建议值
不同列车速度时的建议风压／ｋＰａ
距离／
250＇30＇0＇350＇380＇40＇0＇
ｍ
ｋｍ·ｈ－1ｋｍ·ｈ－1ｋｍ·ｈ－1ｋｍ·ｈ－1ｋｍ·ｈ－1
2．0＇ 1．174 5 1．699 2 2．299 5 2．749 8 3．177 22．5 0＇．877 9 1．255 9 1．712 6 2．0＇56 1 2．365 13．0＇ 0＇．655 1 0＇．950＇ 1 1．281 1 1．573 1 1．799 0＇3．5 0＇．50＇2 8 0＇．726 1 1．0＇0＇1 4 1．286 7 1．469 24．0＇ 0＇．399 0＇ 0＇．578 6 0＇．795 5 1．0＇57 4 1．217 74．5 0＇．336 6 0＇．475 4 0＇．650＇ 3 0＇．90＇1 4 1．0＇46 75．0＇ 0＇．269 1 0＇．394 5 0＇．551 0＇ 0＇．768 1 0＇．897 65．5 0＇．233 1 0＇．328 8 0＇．452 2 0＇．645 9 0＇．758 76．0＇ 0＇．199 0＇ 0＇．277 5 0＇．375 7 0＇．553 2 0＇．653 36．5 0＇．180＇ 7 0＇．237 8 0＇．321 0＇ 0＇．484 5 0＇．573 87．0＇ 0＇．165 8 0＇．20＇2 0＇ 0＇．283 6 0＇．424 7 0＇．50＇3 67．5 0＇．146 9 0＇．180＇ 4 0＇．241 8 0＇．373 6 0＇．444 0＇8．0＇ 0＇．117 2 0＇．162 0＇ 0＇．20＇9 9 0＇．324 7 0＇．386 9
4．2 列车脉动风荷载振动频谱特性
仿真分析结果及实测资料均表明，高速运行列车引起的风荷载具有强烈的脉动特性，即一节车厢通过完成一次近似正弦波的脉冲。当舟山绍兴宁波声屏障厂家的固有频率值接近高速列车通行的脉动频率时，舟山绍兴宁波声屏障厂家结构易于发生共振，并进一步导致舟山绍兴宁波声屏障厂家结构的疲劳破坏。因此，明确高速列车脉动风压的振动特性有助于舟山绍兴宁波声屏障厂家结构的动力设计。高速列车脉动风压频率是一种广义激振频率，主要与列车的行车速度及一节列车车体的长度有关。高速列车脉动风压的广
义振动频率的表达公式如式（8）。
ｆ＝ａＶ／Ｌ（8）式中：ｆ为广义振动频率；Ｖ为列车的速度；Ｌ为
一节车厢的长度，由于列车头车的影响最大，因此
Ｌ可取列车头车的长度进行计算，Ｖ／Ｌ即为高速列车通行的广义激振频率；ａ为修正系数，考虑因
列车车厢长度变化、空气阻尼等因素导致的广义振
动频率变化，为简化，取低值0＇．9及高值1．1，以
保证能够涵盖列车脉动力广义频率的范围。
按照公式（8），计算20＇0＇～40＇0＇ｋｍ·ｈ－1之间
不同速度条件下列车作用于舟山绍兴宁波声屏障厂家的脉动风荷载频
率特性结构见表3，其中车体长度Ｌ按照头车长度
25．5ｍ计算。
图12 380＇～40＇0＇ｋｍ·ｈ列车脉动风压曲线
压值，380＇～40＇0＇ｋｍ·ｈ列车仿真风压结果在声
ｋｍ·ｈ速度下列车风压值增加得更快。当舟山绍兴宁波声屏障厂家
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第2期 350＇～40＇0＇ｋｍ·ｈ－1高速列车作用于舟山绍兴宁波声屏障厂家的脉动风荷载特性研究
宁波声屏障厂家规格型号隔声护栏价格舟山绍兴高速高铁地铁声屏障隔声墙
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生的脉动风荷载的广义振动频率基本介于1．96～4．79Ｈｚ之间，当舟山绍兴宁波声屏障厂家整体结构及组成构件的固
有频率远离该频谱范围时，则能够有效避免共振。在舟山绍兴宁波声屏障厂家的长期使用过程中，还应特别注意防止因连接螺栓松动、构件连接破坏等导致舟山绍兴宁波声屏障厂家结构固有频率退降而进入共振频域。
表3 不同速度列车脉动风荷载的广义振动频率
列车速度／广义振动频率
（ｋｍ·ｈ－1）1．0＇Ｖ／Ｌ
20＇0＇ 2．18 1．96 2．39250＇ 2．72 2．45 2．9930＇0＇ 3．27 2．94 3．59350＇ 3．81 3．43 4．19380＇ 4．14 3．72 4．5540＇0＇ 4．35 3．92 4．79
在现行的《高速铁路设计规范》中，已经明确
要求对舟山绍兴宁波声屏障厂家结构进行动力时程响应分析。在动力时程响应分析中，能够有效考虑列车脉动风荷载的动力特性，在时程响应分析结果中得到舟山绍兴宁波声屏障厂家结构
构件受力与变形随列车通过舟山绍兴宁波声屏障厂家区域的整个动态
响应全过程，在其基础上直接分析结构动力响应的最不利位移与受力结果，并可以直观判断舟山绍兴宁波声屏障厂家结构振动效应，还能获取构件疲劳受力特征参数如疲劳应力幅度等。为保证舟山绍兴宁波声屏障厂家动力时程响应分析的精确性，应建立以板壳单元为主的细化有限元模型，其中立柱等构件可用梁单元模拟，舟山绍兴宁波声屏障厂家整体
模型在线路纵向上应不小于4倍单节车厢的长度。
列车脉动风荷载加载中，模拟脉动风荷载移动的荷载步不宜过大，荷载子步对应的加载时间步长应介
于列车脉动风荷载广义振动周期的1／10＇～1／20＇，即1／10＇ｆ～1／20＇ｆ，以保证动力时程响应分析的精度。
5 结 论
－1
障的脉动风荷载特性，采用三维流程数值仿真的方法系统分析脉动风压荷载及参数的影响规律，并结合现场实测资料，得到如下结论：
（1）舟山绍兴宁波声屏障厂家承受的最大脉动风荷载值与舟山绍兴宁波声屏障厂家
至线路中心距离呈现近双曲线性反比关系；舟山绍兴宁波声屏障厂家
最大脉动风荷载值随列车速度的增加呈现加速增大
的趋势；沿着舟山绍兴宁波声屏障厂家的高度方向，脉动风荷载值呈现底部大、顶部小的规律；沿线路纵向，脉动风荷
载值在舟山绍兴宁波声屏障厂家开始处稍小，沿着列车前进方向50＇ｍ处很快增大并平稳至末端。
（2）列车脉动风荷载仿真分析结果与既有国内
外实测资料对比分析表明，列车脉动风荷载时程曲线形式基本一致，最大风压随车速增大而增大，在舟山绍兴宁波声屏障厂家高度方向呈现相同的规律。除部分仿真分析
风压值因忽略舟山绍兴宁波声屏障厂家及列车表面不平整导致的风阻
作用而略大于实测结果外，仿真分析最不利风压值同实测结果相符良好。
（3）在列车脉动风荷载仿真分析结果的基础上，考虑风载系数等影响，并与现有350＇ｋｍ·ｈ－1
及以下列车脉动风压规范值进行对比分析，采用拟
合、个别风压值局部调整的方法，拟合出380＇～
40＇0＇ｋｍ·ｈ－1列车最大风压建议值。
（4）20＇0＇～40＇0＇ｋｍ·ｈ－1高速列车脉动风荷载的广义振动频率范围为1．96～4．79Ｈｚ，当舟山绍兴宁波声屏障厂家
等结构的固有频率远离该范围时能够有效避免结构
的共振。同时，列车脉动风荷载作用下瞬态动力分
析的荷载子步步长介于1／10＇ｆ～1／20＇ｆ之间能保证
动力计算分析的精确性。
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从表3可见，20＇0＇～40＇0＇ｋｍ·ｈ高速列车产
针对350＇～40＇0＇ｋｍ·ｈ高速列车作用于声屏
0＇．9Ｖ／ＬＨｚ1．1Ｖ／Ｌ
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110＇
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宁波声屏障厂家规格型号隔声护栏价格舟山绍兴高速高铁地铁声屏障隔声墙
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Ｊ
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第2期 350＇～40＇0＇ｋｍ·ｈ－1高速列车作用于舟山绍兴宁波声屏障厂家的脉动风荷载特性研究
111
Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ Ｆｌｕｃｔｕａｔｉｎｇ Ｗｉｎｄ Ｌｏａｄ Ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ Ｓｏｕｎｄ
Ｂａｒｒｉｅｒ ｕｎｄｅｒ Ａｃｔｉｏｎ ｏｆ Ｇ－Ｓｅｒｉｅｓ Ｈｉｇｈ－Ｓｐｅｅｄ Ｔｒａｉｎ
ｗｉｔｈ Ｓｐｅｅｄ ｏｆ 350＇～40＇0＇ｋｍ·ｈ－1
ＳＨＩ Ｚｈｏｕ1，ＹＡＮＧ Ｓｈｉｌｉ 1，ＰＵ Ｑｉａｎｈｕｉ 1，ＤＥＮＧ Ｌｕｏ2
（1．Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｃｉｖｉｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｎｇ，Ｓｏｕｔｈｗｅｓｔ Ｊｉａｏｔｏｎｇ Ｕｎｉｖｅｒｓｔｙ，Ｃｈｅｎｇｄｕ Ｓｉｃｈｕａｎ 610＇0＇31，Ｃｈｉｎａ；2．Ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｎｇ Ｒｅｓｅａｒｃｈ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ，Ｃｈｉｎａ Ｒａｉｌｗａｙ Ｅｒｙｕａｎ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｎｇ Ｇｒｏｕｐ
Ｌｉｍｉｔｅｄ Ｃｏｍｐａｎｙ，Ｃｈｅｎｇｄｕ Ｓｉｃｈｕａｎ 610＇0＇31，Ｃｈｉｎａ）
Ａｂｓｒａｃｔ：Ａｉｍｉｎｇ ａｔ ｔｈｅ ｐｒｏｂｌｅｍ ｏｆ ｔｈｅ ｆｌｕｃｔｕａｔｉｎｇ ｗｉｎｄ ｌｏａｄ ａｃｔｉｎｇ ｏｎ ｔｈｅ ｓｏｕｎｄ ｂａｒｒｉｅｒ ｃａｕｓｅｄ ｂｙ
－1
ｔｕｒｂｕｌｅｎｃｅ ｍｏｄｅｌ，ｔｈｅ ｄｙｎａｍｉｃ ｗｉｎｄ ｆｉｅｌｄ ｐｒｏｃｅｓｓｅｓ ｏｆ ｔｒａｉｎｓ ｐａｓｓｉｎｇ ｓｏｕｎｄ ｂａｒｒｉｅｒ ｚｏｎｅ ａｔ ｄｉｆｅｒｅｎｔ ｓｐｅｅｄｓ
ｗｉｔｈ ｄｉｆｅｒｅｎｔ ｄｉｔａｎｃｅｓ ｂｅｔｗｅｅｎ ｔｈｅ ｓｏｕｎｄ ｂａｒｒｉｅｒ ａｎｄ ｔｒａｃｋ ｃｅｎｔｅｒ ｌｉｎｅ ｗｅｒｅ ｓｉｍｕｌａｔｅｄ ａｎｄ ａｎａｌｙｚｅｄ ｂｙｕｓｉｎｇ ｍｏｖｉｎｇ ｍｅｓｈ ｍｅｔｈｏｄ．Ｔｈｅ ｔｉｍｅ－ｈｉｓｔｏｒｙ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｆｌｕｃｔｕａｔｉｎｇ ｗｉｎｄ ｌｏａｄ ｏｎ ｖａｒｉｏｕｓ ｐａｒｔｓ ｏｆ ｓｏｕｎｄ
ｂａｒｒｉｅｒ ａｎｄ ｔｈｅ ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｌａｗｓ ｏｆ ｖａｒｉｏｕｓ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｗｅｒｅ ｏｂｔａｉｎｅｄ，ａｎｄ ｗｅｒｅ ｃｏｍｐａｒｅｄ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｍｅａｓｕｒｅｄｄａｔａ．Ｒｅｓｕｌｓ ｓｈｏｗ ｈａｔ ｔｈｅ ｆｌｕｃｔｕａｔｉｎｇ ｗｉｎｄ ｌｏａｄ ｏｆ ｔｒａｉｎ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｓｐｅｅｄ ｏｆ 30＇0＇～40＇0＇ｋｍ·ｈ－1 ｉｎｃｒｅａｓｅｓｗｉｔｈ ｔｈｅ ｉｎｃｒｅａｓｎｇ ｏｆ ｔｒａｉｎ ｓｐｅｅｄ，ａｎｄ ｐｒｅｓｅｎｔｓ ａｎ ａｐｐｒｏｘｉｍａｔｅ ｈｙｐｅｒｂｏｌｉｃ ｉｎｖｅｒｓｅ ｒｅｌａｔｏｎｓｈｉｐ ｗｉｔｈ ｔｈｅ
ｄｉｓｔａｎｃｅ ｂｅｔｗｅｅｎ ｓｏｕｎｄ ｂａｒｒｉｅｒ ａｎｄ ｌｉｎｅ ｃｅｎｔｅｒ．Ｔｈｅ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｆ ｗｉｎｄ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｖａｌｕｅ ａｌｏｎｇ ｔｈｅ ｈｅｉｇｈｔ ｏｆｓｏｕｎｄ ｂａｒｒｉｅｒ ｓｈｏｗｓ ｔｈｅ ｌａｗ ｏｆ ｌａｒｇｅｒ ｏｎ ｔｈｅ ｂｏｔｏｍ ａｎｄ ｓｍａｌｅｒ ｏｎ ｔｈｅ ｔｏｐ．Ｔｈｅ ｗｉｎｄ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｖａｌｕｅｓｏｂｔａｉｎｅｄ ｂｙ ｈｅｏｒｅｔｉｃａｌ ｃａｌｕｌａｔｉｏｎ ａｇｒｅｅ ｗｅｌ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｔｉｍｅ－ｈｉｓｔｏｒｙ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｍｅａｓｕｒｅｄ ｆｌｕｃｔｕａｔｉｎｇ ｗｉｎｄｌｏａｄ ａｎｄ ｔｈｅ ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｌａｗｓ ｏｆ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ．Ｓｏｍｅ ｃａｌｃｕｌａｔｅｄ ａｉｒ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｖａｌｕｅｓ ａｒｅ ｓｌｉｇｈｔｌｙ ｌａｒｇｅｒ ｔｈａｎ ｔｈｅｍｅａｓｕｒｅｄ ｏｎｅｓ．Ｔｈｅ ｒｅａｓｏｎ ｉｓ ｈａｔ ｔｈｅ ｓｉｍｕｌａｔｏｎ ｍｅｔｈｏｄｓ ｏｆ ｔｒａｉｎ ａｎｄ ｓｏｕｎｄ ｂａｒｒｉｅｒ ｍｏｄｅｌｓ ｗｉｔｈ ｓｍｏｏｔｈｓｕｒｆａｃｅ ｉｇｎｏｒｅ ｔｈｅ ｆａｃｔｏｒｓ ｓｕｃｈ ａｓ ｔｈｅ ｗｉｎｄ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｏｆ ｔｈｅ ｃｔｕａｌ ｒｏｕｇｈ ｓｕｒｆａｃｅ ｉｎ ｃａｌｕｌａｔｉｏｎ．Ｂａｓｅｄ ｏｎ
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