DOI: 10.11817/j.issn.1672-7207.2018.07.022

风屏障对桥梁及车桥系统气动特性影响的数值研究

周蕾^{1, 2, 3}，何旭辉^{1, 2, 3}，陈争卫³，谢台中³，敬海泉^{1, 2, 3}

(1. 中南大学 土木工程学院，湖南 长沙，410075；

2. 中南大学 高速铁路建造技术国家工程实验室，湖南 长沙，410075；

3. 中南大学 轨道交通安全关键技术国际合作联合实验室，湖南 长沙，410075)

摘 要：

法探究风屏障参数对流线型桥梁气动特性的影响；分析风屏障对不同桥型气动特性的影响并进行横向对比；讨论风屏障的透风率对车桥系统的气动特性以及流场的影响，通过分析车桥的三分力系数、压力云图、速度流线图、车桥表面风压分布以及风剖面等特征，揭示风屏障对车桥系统气动特性的影响机理。研究结果表明：风屏障能降低主梁上方的流速，从而减小列车的阻力和力矩，但同时也增加了桥的阻力，因此，安装风屏障可提高列车的行驶安全性但不利于桥梁抗风；针对流线型主梁断面，当风屏障高度为3 m且透风率为30%时为最优组合，此时车桥系统的阻力系数可达到最小值1.33；风屏障对不同桥型的遮蔽效应不同，相同的风屏障遮蔽效应对流线型主梁断面的影响远大于对钝体主梁断面的影响。

关键词：

风屏障；车桥系统；横风；透风率；

中图分类号：U270.2        文献标志码：A         文章编号：1672-7207(2018)07-1742-11

Numerical study of effect of wind barrier on aerodynamic of bridge and train-bridge system

ZHOU Lei^{1, 2, 3}, HE Xuhui^{1, 2, 3}, CHEN Zhengwei³, XIE Taizhong³, JING Haiquan^{1, 2, 3}

(1. School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China;

2. National Engineering Laboratory for High Speed Railway Construction, Changsha 410075, China;

3. Joint International Research Laboratory of Key Technology for Rail Traffic Safety, Central South University, Changsha 410075, China)

Abstract: The numerical simulation method was used to study the effects of wind barrier parameters(porosity rate and height) on aerodynamic characteristics of streamlined bridges. The influence of wind barriers on aerodynamic characteristics of different bridge types was systematically analyzed and compared laterally, and in addition, the influence of wind barriers on aerodynamic characteristics of train-bridge system and its flow field were discussed, the potential mechanism of wind barrier on the aerodynamic performance train-bridge system was revealed by analysing the characteristics of three-component force coefficient, pressure contour, velocity flow field, wind pressure distribution and wind profile. The results show that the wind barrier can reduce drag force and lift moment on the train, but also significantly increase the drag force of the girder since it declines the average flow velocity above the main beam.Therefore, the installation of wind barriers can improve the driving safety of the train but can be harmful for the wind resistance of the bridge. The optimal combination of wind barrier for streamlined bridge-deck section is 3 m with porosity rate of 30% since the drag force coefficient reaches the minimum value 1.33 in this case. The sheltering effect of wind barrier is different for different girder types, normally, the sheltering effect of the same wind barrier on streamlined bridge-deck section is much larger than that of bluff bridge-deck section.

Key words: wind barrier; train-bridge system; crosswind; porosity rate

随着列车质量越小，行驶速度越来越高，其对横风的作用更敏感。由于“以桥代路”的建设理念致使桥梁里程所占高速铁路里程比例非常高，且列车在桥梁上行驶时距离地面的高程加大，导致列车所受到的风速明显大于近地面风速。如兰新线(兰州—新疆乌鲁木齐)常年遭受50~60 m/s强风，为了降低列车周围的风速保证行车安全性，在铁路沿线安装风屏障以减小侧风影响^[1]。大跨度桥梁风屏障除了考虑风屏障对车辆的防风效果外，还需考虑风屏障对桥梁自身抗风性能的影响。风障虽然可以减少列车的气动力，但因增大了桥梁的迎风面积且会对流场施加干扰，增大湍流效应，使得桥梁周围的风场更复杂，不利于桥梁的抗风设计^[2]，因此，大跨度桥梁风屏障均具有一定的透风率，以减小迎风面积。其中，格栅型风屏障因为美观、视线好，便于加工、施工拼装及维护，还可与栏杆合在一起，减小桥迎风面积等，在桥梁上得到广泛应用^[3]。目前，国内外研究者通过风洞试验和数值模拟的方法对风屏障进行了研究。DONG等^[4]在风洞中使用PIV(particle image velocimetry)技术研究了不同类型风屏障后的湍流场，发现风屏障的迎风面遮蔽效应对湍流的产生影响很大，减小透风率会使得垂直方向的平均速度减小，但湍流效应增大。然而，人们对遮蔽效应与湍流相关的机理目前还不甚了解。TELENTA等^[5]通过试验和数值模拟的方法研究了风屏障挡板转角的变化与产生不同的湍流流动的机理。KOZMAR等^[6-7]通过实验研究了风屏障对高架桥周围流场的影响，优化了风屏障高度和透风率。然而，这些研究仅仅关注了风屏障单独存在时的流场，并未考虑风屏障对车桥系统的影响。HE等^[8]利用风洞试验研究了风屏障的高度和透风率对列车/桥系统的气动力的影响，但只针对典型高铁高架桥断面进行研究且未从流场和风压分布的角度解释机理。XIANG等^[9]通过风洞试验研究了铁路桥上列车与开孔型风屏障的气动相互作用。TELENTA等^[10]利用分离涡模拟(DES)方法模拟了受风屏障保护的车辆周围流场及车辆的气动特性，并没有讨论风屏障对桥梁以及车桥系统的作用。这些研究并没有精细研究格栅型风屏障的参数(如高度和透风率等)对不同桥型和车桥系统作用的机理。为此，本文作者在验证了数值计算方法正确性的前提下，利用数值模拟方法通过分析三分力系数、压力云图、速度流场、车桥表面的压力分布以及风屏障后的风剖面，首先探讨风屏障参数(透风率和高度)对流线型桥梁的气动特性的影响，并给出此工况下风屏障的高度和透风率的最优组合；系统分析风屏障对不同桥型气动特性的影响并进行横向对比，讨论风屏障的透风率对车桥系统的气动特性以及流场的影响，以便阐明风屏障对车桥系统气动特性的影响机理并对工程应用提供参考。

1  模型参数设置

桥梁主梁断面的形式对其在横风作用下所受的气动力有很大影响，本文基于工程背景，选用3种典型大跨桥梁或者铁路桥梁的主梁为研究对象，探讨风屏障对不同类型主梁断面气动特性的影响。

桥梁的主梁断面选用如图1所示的3种形式。

1) 流线型主梁断面。该断面以重庆高家花园轨道专用桥为工程研究背景，该桥为双塔双索面混合梁斜拉桥，用于双向城市轨道交通，桥长为583.22 m，桥宽为19.60 m，高为1.96 m，宽高比为10，风嘴角度为75°。

2) 半流线型主梁断面。该断面以台湾某大跨斜拉桥为工程背景，主梁宽为35.00 m，高为3.20 m，宽高比为10.9。

3) 桁架桥主梁断面。该断面以某大跨悬索桥为工程背景，主梁宽为27.00 m，高为8.00 m，宽高比为3.0。列车选用与重庆高家花园专用桥轨道配套的列车模型，如图1(d)所示。模型仅考虑了车桥的气动外形，忽略了桥梁上检修道、栏杆、拉索等附属设施，列车的轮对、转向架、受电弓等细节的影响。

风屏障采用格栅型风屏障，其布局如图2所示。风屏障中单块挡风板的高h=30.00 cm，长为4.00 m，厚度为5.00 cm，风屏障由n块单板组成。图2中，H为风屏障的总高度，s为风屏障中相邻挡风单板的间隔距离，s/2为桥面与风屏障之间的距离，为风屏障的透风率。n和s的计算公式如下：

               (1)

                (2)

图1  模型的几何断面

Fig. 1  Geometric section of models

图2 风屏障的布局

Fig. 2  Configuration of wind barrier

2  数值模拟方法

基于三维、非定常、不可压缩、黏性流场对风屏障和车桥模型进行流场数值分析，采用工程上应用广泛的SST k-ω湍流模型^[11-12]，利用Fluent进行计算，选取QUICK格式，控制方程用有限体积法(FVM)求解。

计算域对数值计算的结果有重要影响^[13]。为了平衡计算资源的有限性与计算结果的精确有效性之间的矛盾，选择如图3所示的计算域和边界条件，使得湍流尾流得到充分发展，同时消除计算域边界对模型周围流场的干扰。设B为桥的宽度，模型的长度约等于2B，速度入口到模型的距离设置为5B，压力出口到模型的距离设置为10B，上、下对称边界到模型的距离都为5B，前后对称边界到模型的距离为5B。当有车时，设置桥和风屏障的边界条件为移动无滑移壁面以模拟车和桥之间的相对运动，在其余情况下，桥和风屏障的边界条件设置为无滑移壁面。

图3  计算域和边界条件

Fig. 3  Calculation domain and boundary conditions

为节省计算资源，仅考虑车桥的气动外形，并对实际的车桥外形进行简化，忽略桥梁上检修道、栏杆、拉索等附属设施以及列车的轮对、转向架、受电弓等。计算采用1:40节段模型，计算网格是在OpenFOAM中用SnappyHexMesh生成的六面体非结构化网格。为了得到车桥系统周围流场变化的详细信息，设置如图4(a)所示的精加密区和粗加密区，最大畸变度为1.49，网格增长因子设置为1.00。为了准确模拟壁面效应，在车、桥和风屏障的表面分别添加6层、6层和10层附面层，如图4(b)所示；根据壁面雷诺数y⁺=1将第1层附面层的厚度设置为0.028 mm。

图4  计算网格

Fig. 4  Computational mesh around models

3  数值模型试验验证

为了验证数值计算的准确性，在中南大学风洞高速试验段进行节段模型试验。高速测试段长为15 m、宽为3 m、高为3 m，风速在0~94 m/s范围内可连续调节。所有试验均匀来流风速为u=10 m/s，相应雷诺数Re为1.61×10⁵，湍流强度I_u控制在0.5%以内。

桥梁模型固定在可转动圆盘上，在两端分别装有2个动态测力天平，专用数据采集软件可将各天平采集到的数据同步记录在电脑上；桥梁可绕桥梁端部的测力天平作同轴转动，以便于风攻角调节。为保证风攻角调节精度，在圆盘上设计定位孔，通过固定不同的定位孔可精确调节风攻角；测力装置由固定在风洞地板上的竖向支撑系统支撑。使用的动态测力天平为日本NITTA公司生产的IFS型六分量动态天平，测力分辨率为0.02 N，本次试验采样频率设定为1 kHz，采样时长30 s。来流风速使用放置在测试模型中心位置上游1.5 m处的澳大利亚TFI眼镜蛇探针进行测试。

为了便于分析，在进行公式拟合、规律分析时，采用量纲系数对比车和桥所受的气动力。三分力系数的定义如下：

；；   (3)

式中：来流风速u=10 m/s；为空气密度，取=1.225 kg/m³；L为测力节段模型长度；H为桥梁或车的特征高度；B为桥梁或车的特征宽度；C_D，C_L和C_M分别为阻力系数、升力系数和升力矩系数；F_D，F_L和F_M分别为阻力、升力和升力矩。图5所示为数值模拟的三分力系数与风洞试验的对比图。从图5可见：与升力系数和升力矩系数相比，模拟和试验的阻力系数相对误差最大，为5.7%，说明本文数值模拟方法在计算三分力系数的精度时是可靠的。

图5  风洞试验和数值模拟的三分力系数结果对比

Fig. 5  Comparison between wind tunnel test and numerical simulation results

4  结果与讨论

4.1  风屏障透风率和高度对桥梁气动特性的影响

为探究风屏障的参数(透风率和高度)对桥梁气动特性的影响，设置2个工况。

工况1：在流线型主梁上设置风屏障，保持风屏障的高度为3 m，依次改变风屏障的透风率(20%，30%和40%)，并与未设置风屏障的裸桥进行对比。

工况2：在流线型主梁上设置风屏障，保持风屏障透风率为30%不变，改变风屏障的高度(2，3和4 m)，并与无风屏障裸桥进行对比。

仅改变风屏障的透风率时，桥面风压分布变化规律如图6所示。从图6可见：对于裸桥，风压在风嘴处为最大正压63.6 Pa，然后在迎风侧上方下降至 -49.7 Pa；在迎风侧下方风压保持先增后减的趋势，从负压-32.4 Pa增加为正压接着降至更大负压-92.6 Pa；对于桥面顶板，前部负风压较高，最高值为-64.6 Pa，后部则保持较小的负风压，为-2.5 Pa，背风面风压较小，保持在-1.2 Pa左右；底板处风压均为负值，两端处的负压最大，而底板的中心部分风压几乎保持不变。在背风面的底部，风压从前端的-94.2 Pa增加到后端的-1.5 Pa；当在桥上安装风屏障后，风屏障的存在对桥面风压有明显影响，但并没有改变分布规律；风屏障的存在使得桥迎风面上侧的风压变为正值，桥迎风面下侧变为负值，桥上表面前侧的风压变为正值，桥背风面的负压增大，且桥底面处的负压随着风屏障透风率的增大而增加。本主梁断面属于流线型扁平钢箱梁，其压力分布与HAN等^[14]研究的苏通大桥的压力分布基本一致，这也验证了本文数值模拟方法的正确性。

图7所示为风屏障透风率变化后不同位置的风剖面图。Y坐标的原点设置在桥面的左端点，当桥梁上装有风屏障时，由于遮蔽效应，能显著降低风屏障后所有位置的平均速度。风屏障高度存在速度梯度，这是风屏障上的高速气流区与受风屏障阻挡后的低速气流区相互作用所致。在相同透风率下，当距离风屏障的位置变远时，风屏障的影响高度也上升。对于同一位置的风剖面，透风率较低的风屏障总是有较强的屏蔽作用。此外，由于渗流与壁面边界层之间的相互作用，当透风率大于20%时，梁表面速度梯度明显。

对于小透风率(20%)的情况，风屏障之后所有位置的平均速度均较小且分布均匀，有利于列车运行安全。当距离大于1H时，透风率为30%的速度分布与透风率为20%的平均速度分布较接近。对于较大透风率(40%)的情况，平均速度也比没有风屏障时的小，但减少幅度明显比透风率较小时的小。因此，考虑到风屏障遮蔽效率，透风率为30%是较优的选择。

图6  桥面风压分布图

Fig. 6  Pressure distribution maps around deck

图7  风屏障后不同位置的风剖面

Fig. 7  Wind profiles at different locations behind wind barrier

图8所示为不同高度风屏障作用下桥梁的速度流线图。对于速度流线分布而言，裸桥的风速在迎风侧风嘴处附近减小，小于迎风面的来流风速。在桥上表面迎风侧，风速明显加快，使最高速度超过12 m/s，这将对列车运行造成危害。在桥底面的2个拐点处，因为流动分离存在2个加速区域，桥的背风侧有1个狭窄的尾流减速区域，其宽度接近桥面高度。在尾流中没有观察到大的涡结构，当主梁安装挡风板时，主梁周围的流场发生显著变化。加速区域上升到风屏障的顶部。风屏障阻挡了部分来流，降低了梁的上表面风速，这有利于列车的安全行驶，但同时显著增大了尾流的宽度，也增加了桥梁下表面附近的风速，使得桥梁的阻力增加，对桥梁安全性产生危害。当风屏障高度为3 m时，风屏障后方遮蔽的低速风速区远比不设置风屏障和风屏障高度为2 m时的大，且不会像图8(d)所示那样在桥面和列车底部附近形成较高风速区，因此，当风屏障高度设置为3 m时对安全行车更有利。

图9(a)所示为桥三分力系数随着风屏障透风率的变化规律。从图9(a)可见：随着风屏障透风率增大，阻力系数不断下降，但下降趋势越来越慢；升力系数呈现类似趋势，从透风率为20%时的-0.038降至透风率为100%时的-0.323；升力矩系数的变化趋势不明显，基本上在0附近波动。图9(b)所示为桥梁三分力系数随着风屏障高度的变化规律。从图9(b)可见：安装风屏障后，由于遮蔽效应存在，桥梁的阻力系数均有不同程度增加；随着风屏障高度增加，阻力系数先减小后增加，升力系数先增加后减小；升力矩系数受风屏障高度的影响较小，由于该桥为大跨度悬索桥，对强风较敏感，较高的阻力系数会危害该桥的静力稳定性。因此，考虑到桥梁的安全性，当风屏障的透风率大于30%时，桥梁的气动性能较优。

何旭辉等^[15]通过研究得出各透风率下均可能有1个最优高度，当风屏障高度小于最优高度时，气动力随高度增加而减小，超过最优高度后，气动力将基本保持不变甚至增大。工况2中，设定透风率为30%，当风屏障的高度为3 m时，阻力系数出现拐点，且此时的阻力系数为桥面设置风屏障时的最小值。考虑到桥梁的安全性，本文研究的大跨度斜拉桥在透风率为30%的风屏障作用下较优化高度为3 m，因为此时的阻力系数最小，升力矩系数最接近于0，对该桥在横风作用下的静风稳定性危害最小，这也符合前面对桥梁流场和风压分布分析得出的结论。

图8  不同高度风屏障下桥梁的速度流线图

Fig. 8  Velocity streamline maps of bridge with wind barrier of different heights

图9  桥的三分力系数与透风率和高度的关系

Fig. 9  Relationship between tri-component coefficients of bridge and porosity rate and height

4.2  风屏障对不同类型主梁断面气动特性的影响

基于前面得出的流线型主梁最优风屏障高度和透风率，为研究风屏障对3种类型主梁断面(流线型闭口箱梁，半流线型闭口箱梁和桁架式主梁)气动特性的影响，将风屏障的参数设定为高度为3 m，透风率为30%，并将研究结果与无风屏障时的研究结果^[16]进行比较，如表1所示。从表1可见：在4种主梁断面中，桁架式主梁由于结构复杂，主梁高度较高，气动外形较差，因此，对于相同宽度的主梁，桁架式断面的阻力系数C_D在4种主梁断面中是最大的，流线型闭口箱形主梁由于断面外形气动性能良好，该断面的阻力系数C_D在4种断面形式中是最小的；从升力系数来看，桁架式主梁的升力系数是较大的，这也是由于该主梁断面下部纵横梁较多，风经过时在下部的形成的流场容易形成涡流，流场情况复杂，引起了较大的升力^[17]。桁架式结构主梁高度虽然大于半流线结构主梁高度，但由于桁架式结构的透风率较大且半流线断面宽度更大，因此，这2种结构的阻力系数相差很小。安装同样的风屏障后，流线型闭口箱梁、半流线型闭口箱梁和桁架式主梁的阻力系数分别增加58.19%，18.45%和9.48%，虽都有增加，但增加幅度不同，变化最大为流线型闭口箱梁，变化最小为桁架式主梁，这说明风屏障对不同桥型的遮蔽效应不同，对钝体主梁的影响要小于对流线型主梁的影响。

表1 3种主梁三分力系数比较

Table 1  Comparison of tri-component coefficients between three types of girder

图10所示为3种主梁断面的压力分布云图和流线图。从图10可以看出：桁架式主梁由于高度最大，其迎风面处存在的正压区域最大，主梁截面越呈现流线型，存在的负压区域越多；压力云图中，流线型闭口箱梁在风嘴处和下表面2个拐点处均存在明显的负压区域且3个负压区域相互贯通，半流线型闭口箱梁存在2个负压区域^[18-20]，桁架式主梁的负压区域较为分散且没有明显集中的负压区域。流线型闭口箱梁和半流线型闭口箱梁由于其流线型气动外形，风速减速区域主要是由于风屏障的遮蔽效应，因而主要位于桥面的上方。而由于桁架式主梁属于钝体结构，遮蔽效应由风屏障和桥梁自身两者共同产生，所以，低风速区域存在范围较大，在桥面的上、下部均存在。

4.3  风屏障透风率对车桥系统气动特性的影响

以流线型闭口箱梁为例，保持风屏障的高度为3 m不变，改变透风率(20%，30%，40%和100%)，探讨风屏障透风率对车桥系统气动特性的影响。在横风作用下，桥面迎风侧车桥系统三分力系数随着风屏障透风率的变化规律见图11。从图11可知：阻力系数在1.5附近波动；当透风率为30%时出现拐点，达到最小值1.33；升力矩系数在0附近略微增加，升力系数始终为负值且平缓下降。阻力系数小有利于列车的运行安全和大跨桥梁抗风稳定，因此，从车桥系统看，透风率为30%的风屏障较优。

图10  不同桥型下的压力云图和速度流线图

Fig. 10  Pressure maps and velocity streamline maps of different types of bridge with wind barrier

图11  车桥系统三分力系数

Fig. 11  Tri-component coefficients of train-bridge system

图12显示了具有不同孔隙率的风屏障迎风侧列车的压力系数。在车身周围布置20个压力测点(压力测点见其中插图)。从图12可见：列车上的阻力主要受迎风侧的正向风压力控制，因为风屏障大大降低了迎风面的正向风压，小幅度降低了背风面的负风压，因此，列车阻力降低。

列车由于风屏障的遮蔽效应在背风侧仅存在负压，且随着风屏障透风率的增大而增大，风障对顶部和底部表面的压力影响不大。当风屏障透风率为20%和30%时，迎风侧压力系数的变化趋势基本相同。当风屏障透风率为40%和100%时，迎风侧压力系数曲线趋势基本一致，透风率低的风屏障使得列车迎风面风压较低。例如，列车迎风侧的风压在风屏障孔隙率为20%时为负值，当孔隙率为30%时风压大约为0 Pa，在孔隙率为40%时风压变为正值；当风障透风率从30%增加到40%时，压力系数曲线发生突变，由内凹转变为外凸，这意味着30%的透风率是流场急剧变化的关键点^[21-23]，也验证了图11中阻力系数在透风率为30%时出现最小值拐点，因而为本工况下的最优透风率。

图12  车体表面的分压系数分布图

Fig. 12  Pressure coefficient distribution around train surface

图13所示为车桥系统在不同透风率的风屏障作用下的速度流线图，速度方向从左到右。从图13可见：没有设置风屏障时，存在3个主要的涡旋(V1，V2，V3)。其中，V2是所有涡流中最大和最强的涡流；当透风率为20%时，涡流V2的冲击半径和强度明显减小；当透风率为30%时，涡流V2对水平方向的影响宽度最大，形状变长且平坦；当透风率为40%时，涡旋V2的影响高度在垂直方向最大，同时，涡流V3的半径和强度随着透风率的增加而减小；随着透风率从20%增加到40%，涡流V1的半径逐渐变大，并且涡流V1的位置逐渐变高，形状从规则的圆形变为椭圆形。V4表示迎风屏障与列车之间流动扰动产生的涡流，当透风率为20%和40%时，V4在宽度方向上的发展较紊乱，而在透风率为30%时发展平缓，几乎没有大的涡流存在，这有利于行车的安全性和稳定性，从而减小列车侧翻倾覆事故的发生。因此，透风率为30%时的风屏障效果较优。

图13  不同透风率风屏障下车桥系统的速度流线图

Fig. 13  Velocity streamline maps of train-bridge system with wind barriers at different porosity rates

5  结论

1) 风屏障降低了桥梁的抗风能力。风屏障虽然能阻挡部分来流风，但增加了梁的尾流宽度，导致桥梁上的阻力和力矩增加。低透风率的风屏障对桥梁的抗风能力更不利。在特定的透风率下均可能存在1个最优高度，当风屏障高度小于最优高度时，气动力随风屏障高度的增加而减小，超过最优高度后，气动力将基本保持不变甚至增大。

2) 风屏障对不同桥型的遮蔽效应不一样。对于流线型主梁，风速减速区主要由风屏障的遮蔽效应产生；而对于桁架型主梁，风速减速区由风屏障和桁架桥共同的遮蔽效应产生，且风屏障对钝体结构主梁的流场影响效果要远小于对流线型主梁流场的影响效果。

3) 风屏障大大降低了行车区域内的平均风速，因此，明显提高了列车的行车安全性。当桥梁上安装挡风屏障时，列车的阻力系数和力矩系数均减小。对于本文研究的流线型主梁断面，当风屏障的高度为3 m且透风率为30%时为最优组合，因为此时车桥系统的阻力系数可达到最小值1.33，对于车桥系统更有利。

参考文献：

[1] 田红旗. 中国高速轨道交通空气动力学研究进展及发展思考[J]. 中国工程科学, 2015, 17(4): 30-41.

TIAN Hongqi. Study evolvement and thinking of high-speed track traffic aerodynamics in China[J]. Engineering Sciences, 2015, 17(4): 30-41.

[2] HE Xuhui, WU Teng, ZOU Yunfeng, et al. Recent developments of high-speed railway bridges in China[J]. Structure and Infrastructure Engineering, 2017, 13(12): 1584-1595.

[3] 向活跃, 李永乐, 胡喆, 等. 铁路风屏障对轨道上方风压分布影响的风洞试验研究[J]. 实验流体力学, 2012, 26(6): 19-23.

XIANG Huoyue, LI Yongle, HU Zhe, et al. Effects of wind screen on wind pressure distribution above railway tracks by wind tunnel test[J]. Journal of Experiments in Fluid Mechanics, 2012, 26(6): 19-23.

[4] DONG Zhibao, LUO Wanyin, QIAN Guangqiang, et al. A wind tunnel simulation of the turbulence fields behind upright porous wind fences[J]. Journal of Arid Environment, 2010, 74(2): 193-207.

[5] TELENTA M, DUHOVNIK J, KOSEL F, et al. Numerical and experimental study of the flow through a geometrically accurate porous wind barrier model[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 2014, 124(1): 99-108.

[6] KOZMAR H, PROCINO L, BORSANI A, et al. Sheltering efficiency of wind barriers on bridges[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 2012, 107(8): 274-284.

[7] KOZMAR H, PROCINO L, BORSANI A, et al. Optimizing height and porosity of roadway wind barriers for viaducts and bridges[J]. Engineering Structures, 2014, 81: 49-61.

[8] HE Xuhui, ZOU Yunfeng, WANG Hhanfeng, et al. Aerodynamic characteristics of a trailing rail vehicles on viaduct based on still wind tunnel experiments[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 2014, 135(12): 22-33.

[9] XIANG Huoyue, LI Yongle, CHEN Suren, et al. A wind tunnel test method on aerodynamic characteristics of moving vehicles under crosswinds[J]. Wind and Structure, 2015, 163(4): 237-247.

[10] TELENTA M, UBELJ M, AR J T, et al. Detached Eddy simulation of the flow around a simplified vehicle sheltered by wind barrier in transient yaw crosswind[J]. Mechanika, 2015, 21(3): 193-200.

[11] MENTER F R. Two-equation eddy-viscosity turbulence models for engineering applications[J]. AIAA Journal, 1994, 32(8): 1598-1605.

[12] HAQUE M N, KATSUCHI H, YAMADA H, et al. Flow field analysis of a pentagonal-shaped bridge deck by unsteady RANS[J]. Engineering Applications of Computational Fluid Mechanics, 2015, 10(1): 1-16.

[13] 刘钥, 陈政清, 张志田. 箱梁断面静风力系数的CFD数值模拟[J]. 振动与冲击，2010, 29(1): 133-137.

LIU Yue, CHEN Zhengqing, ZHANG Zhitian. CFD numerical simulation for aerostatic coefficients of a box girder section[J]. Journal of Vibration and Shock, 2010, 29(1): 133-137.

[14] HAN Yan, CHEN Hao, CAI Chunsheng. Numerical analysis on the difference of drag force coefficients of bridge deck sections between the global force and pressure distribution methods[J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 2016, 159(12): 65-79.

[15] 何旭辉，邹云峰，杜风宇. 风屏障对高架桥上列车气动特性影响机理分析[J]. 振动与冲击，2015, 34(3): 66-71.

HE Xuhui, ZOU Yunfeng, DU Fengyu. Mechanism Analysis of Wind Barrier’s effects on aerodynamic characteristics of a train on viaduct[J]. Journal of Vibration and Shock, 2015, 34(3): 66-71.

[16] ANDRIJA B, HRVOJE K, STANISLAV P, et al. Aerodynamic and aeroelastic characteristics of typical bridge decks equipped with wind barriers at the windward bridge-deck edge[J]. Engineering Structures, 2017, 137(15): 310-322.

[17] 向活跃. 高速铁路风屏障防风效果及其自身风荷载研究[D]. 成都: 西南交通大学土木工程学院, 2013: 12-13.

XIANG Huoyue. Protection effect of wind barrier on high speed railway and its wind loads[D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University. School of Civil Engineering, 2013: 12-13.

[18] 梅群锋. 挡风屏对强侧风作用下行车安全性的影响[D]. 成都: 西南交通大学土木工程学院, 2012: 23-38.

MEI Qunfeng. The effect of porous fence on operational safety of vehicle under strong crosswind[D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University. School of Civil Engineering, 2012: 23-38.

[19] 何玮, 郭向荣, 朱志辉, 等. 风屏障高度对城轨专用斜拉桥车桥系统气动特性的影响[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2017, 48(8): 2238-2244.

HE Wei, GUO Xiangrong, ZHU Zhihui, et al. Effect of wind barrier’s height on train-bridge system aerodynamic characteristic of cable-stayed bridge for urban railway transportation[J]. Journal of Central South University(Science and Technology), 2017, 48(8): 2238-2244.

[20] 史康, 褚杨俊, 何旭辉, 等. 轨道交通百叶窗型风屏障防风效果研究[J]. 振动工程学报, 2017, 30(4): 630-637.

SHI Kang, CHU Yangjun, HE Xuhui, et al. Study on windshield performance of the louver style wind barrier of rail transit[J]. Journal of Vibration Engineering, 2017, 30(4): 630-637.

[21] 董香婷，党向鹏．风障对侧风作用下列车行车安全影响的数值模拟研究[J]. 铁道学报, 2008, 30(5): 36-40.

DONG Xiangting, DANG Xiangpeng. Study on influence of wind barriers on traffic safety of trains under crosswind by numerical simulation[J]. Journal of the China Railway Society, 2008, 30(5): 36-40.

[22] 李永乐, 苏洋, 武兵, 等. 风屏障对大跨度桁架桥风致振动及车辆风载荷的综合影响研究[J]. 振动与冲击, 2016, 35(12): 141-146, 159.

LI Yongle, SU Yang, WU Bing, et al. Comprehensive effect of wind screens on wind induced vibration of long span truss bridge and wind loads of vehicles[J]. Journal of Vibration and Shock, 2016, 35(12): 141-146, 159.

[23] 张田, 夏禾, 郭薇薇. 风屏障导致的风载突变对列车运行安全的影响研究[J]. 振动工程学报, 2015, 28(1): 122-129.

ZHANG Tian, XIA He, GUO Weiwei. Running safety analysis of the train considering sudden change of wind load induced by wind barrier[J]. Journal of Vibration Engineering, 2015, 28(1): 122-129.

(编辑  陈灿华)

收稿日期：2018-02-10；修回日期：2018-04-08

基金项目(Foundation item)：高铁联合基金重点资助项目(U1534206)；国家重点研发计划项目(2017YFB1201204)；中南大学中央高校基本科研业务费专项资金资助项目(502211715) (Project(U1534206) supported by Jointed Fund of High Speed Rail; Project (2017YFB1201204) supported by the National key Research & Development of China; Project(502211715) supported by the Fundamental Research Funds for the Central Universitied of Central South University)

通信作者：何旭辉，教授，从事桥梁风工程研究；E-mail: xuhuihe@csu.edu.cn

摘要：利用数值模拟方法探究风屏障参数对流线型桥梁气动特性的影响；分析风屏障对不同桥型气动特性的影响并进行横向对比；讨论风屏障的透风率对车桥系统的气动特性以及流场的影响，通过分析车桥的三分力系数、压力云图、速度流线图、车桥表面风压分布以及风剖面等特征，揭示风屏障对车桥系统气动特性的影响机理。研究结果表明：风屏障能降低主梁上方的流速，从而减小列车的阻力和力矩，但同时也增加了桥的阻力，因此，安装风屏障可提高列车的行驶安全性但不利于桥梁抗风；针对流线型主梁断面，当风屏障高度为3 m且透风率为30%时为最优组合，此时车桥系统的阻力系数可达到最小值1.33；风屏障对不同桥型的遮蔽效应不同，相同的风屏障遮蔽效应对流线型主梁断面的影响远大于对钝体主梁断面的影响。