地铁全封闭声屏障阻塞工况自然通风效果模拟研究

2022-03-22杨启凡邵建霖

制冷与空调 2022年1期

刘冰杨启凡邵建霖余涛

（1.中铁工程设计咨询集团有限公司北京 100055；2.西南交通大学成都 610031）

0 引言

地铁列车在市区高架线上运行时，对附近的地面建筑物产生严重的噪声污染，需采取减振降噪措施保障周围的噪声环境质量[1]。声屏障是城市轨道交通地面段噪声污染的主要治理措施，通常采用直立开敞型或下部直立顶部弧形的全封闭声屏障形式，可有效治理地铁高架线上的噪声污染[2-4]。全封闭声屏障的降噪效果虽好，但会对声屏障内的热环境和排烟效果造成不利影响[5,6]。列车在声屏障区间内正常运行时，会产生较强的活塞风，与外部空气的掺混强，区间内温度不会太高。但列车因事故阻塞在声屏障区间内时，大量放热引起列车周围空气温度迅速升高；同时，由于夏季太阳辐射强，全封闭声屏障顶部采用透光材料，太阳辐射进入后加热声屏障内部，声屏障内外的换气和换热弱，内部热环境差，空气温度过高可导致列车空调系统无法正常运行[7]。结合火灾排烟需求，声屏障顶部不能完全封闭，顶部可设置通风消声百叶开口，使各工况下声屏障内外进行通风换气，有助于改善全封闭声屏障的排热和排烟效果。

目前，针对全封闭声屏障通风设计的研究较少，《地铁设计规范》GB 50157-2013[7]也未对其进行明确规定。声屏障顶部开口的通风设计方案可满足排热和排烟需求，开口面积越大越有利于通风和排烟，但由此导致的漏声现象会大大降低声屏障的隔声效果。近年来，降噪减振措施、景观设计方案、结构动力性能分析等是地铁声屏障的研究重点。刘磊等[6]基于流体动力学的三维数值仿真方法，研究了地铁全封闭声屏障的自然排烟性能及影响因素。刘磊等[8]还利用CFD 方法对列车通过双线桥封闭式声屏障全过程的活塞风压进行了模拟分析。对顶部开口的地铁全封闭声屏障自然通风效果开展研究，在满足通风排热要求的同时降低漏声量，解决通风与降噪的矛盾，对全封闭声屏障降噪的发展具有重要的意义。

本文以北京地铁5 号线某区间高架段的全封闭声屏障为研究对象，采用三维数值模拟计算方法研究列车在该高架段阻塞时全封闭声屏障顶部不同开口下的内部空气温度分布及自然通风换气效果，为类似地铁工程的降噪设计提供参考。

1 工程概况

北京地铁5 号线是首条贯穿城市中心、连接南北郊地区的快速轨道交通干线，线路南起丰台区宋家庄站，北至昌平区天通苑北站，线路全长27.5km，其中地下段21.5km、地面段1km、高架段5.5km。共设23 座车站，其中地下站16 座、地面站1 座、高架站6 座，采用6 节编组B 型车。天通苑南站、天通苑站、天通苑北站为高架侧式车站，对应有3个区间为高架明线，为治理高架段周边噪声，需要在高架段增设全封闭声屏障，其结构示意如图1所示。竖向声屏障板每侧高度2.5m，顶部一侧封闭，另一侧采用6mm 厚的4 块聚碳酸酯板形成全封闭声屏障，部分不安装时对应顶部开口率为10%、20%、30%、40%。

图1 全封闭声屏障构造示意图（单位：mm）Fig.1 Schematic diagram of fully-enclosed sound barrier(Unit:mm)

2 三维数值模拟计算方法

本文采用三维CFD 数值模拟计算方法建立全封闭声屏障的数值计算模型，通过模拟获得声屏障内部的温度和风速分布，从而评价声屏障的自然通风效果。

2.1 基本控制方程

声屏障内气流运动过程遵守流体力学的三大守恒定律和基本控制方程[9]，其微分方程的通用形式为：

式中，φ为通用变量；Γ 为广义扩散系数；S为广义源项。

模拟计算采用标准k－ε湍流模型对控制方程进行求解。由于太阳辐射进入声屏障内后加热表面使其温度升高，同时列车高温表面也会散热，采用Boussinesq 假设[10]来模拟声屏障内部的自然对流换热过程。

2.2 物理模型

列车在声屏障区间内正常运行时有较强的活塞风作用，热环境可满足设计要求。火灾时，顶部的开口可满足自然排烟[6]。声屏障内有列车阻塞时，一方面声屏障内受太阳辐射得热的影响，另一方面列车空调冷凝器也向声屏障内散热，声屏障内空气流动弱，空气温度较高，可能使列车空调无法运行。因此，阻塞工况是声屏障内通风换气的最不利工况。本文仅考虑列车静止阻塞于声屏障内的自然通风效果，将列车简化为长方体，断面尺寸3.6m×3.2m，断面积11.52m2。忽略实际声屏障结构螺栓连接以及纵向梁间支撑等影响，断面简化模型如图2所示。顶部左侧的4 处聚碳酸酯板可不安装，4 块板全开、开3 块板、开2 块板、开1 块板时顶部声屏障开口率依次对应为40%、30%、20%、10%。

图2 全封闭声屏障断面简化示意图（单位：mm）Fig.2 Simplified schematic diagram of fully-enclosed sound barrier(Unit:mm)

列车阻塞于声屏障内的物理模型如图3所示，考虑对称性，列车采用3 节共60m 长的模型，列车顶部空调冷凝器简化为面热源散热。为确定顶部开口率的影响及减小计算量，首先建立总长度90m的声屏障模型一，除列车段外的区间长度取30m。确定开口率的影响后，为使计算模型更贴近实际情况，再建立总长度490m 的声屏障模型二，除列车段外的区间长度取430m，根据对称性相当于模拟了一个完整区间。

图3 列车阻塞于声屏障内的物理模型图（单位：mm）Fig.3 Physical model of train congested in the sound barrier(Unit:mm)

模拟中需要考虑声屏障壁面的导热，实际声屏障结构的组成材料及热物性参数如表1所示。

表1 材料热物性参数Table 1 Thermal properties of material

2.3 数值计算模型

采用GAMBIT 软件建立该段声屏障的三维数值计算模型，如图4所示。为准确模拟表面附近的流动和传热，对车体附近以及壁面位置进行网格加密，采用结构化网格进行网格划分，模型一和模型二的网格总数分别为5782006 个和15647714 个。划分网格后的模型导入Fluent 软件中进行设置和模拟计算。

图4 声屏障数值计算模型Fig.4 Numerical models of the sound barrier

2.4 边界条件

（1）太阳辐射强度

由于顶部聚碳酸酯板以及两侧夹胶玻璃窗具有较好的透光性，应考虑声屏障内太阳辐射得热的影响。本模拟采用Fluent 软件的太阳辐射计算模型，太阳辐射取北京夏季最热月7月每天14 点的平均值700W/m2，同时考虑壁面间的长波辐射换热，开启S2S 辐射模型进行计算。

（2）边界条件设置

声屏障外的空气温度取夏季通风计算温度30.0℃[11]，声屏障结构内表面为耦合边界条件，列车侧为对称边界条件，声屏障入口侧为压力入口边界。列车顶部采用面热源散热，考虑中午非高峰时间段空调系统一半负荷运行，每块面热源强度为18kW。声屏障顶部聚碳酸脂板开启时采用压力出口条件。

3 结果及分析

采用三维CFD 软件模拟了声屏障顶部不同开口下列车阻塞于声屏障内空调系统运行时，声屏障内受太阳辐射得热和空调冷凝器散热同时作用下的自然通风效果。

3.1 模型一不同开口率及开口位置下的自然通风效果

（1）声屏障内断面平均温度分布

为研究声屏障顶部开口率对自然通风效果的影响，对模型一在不同开口率下声屏障内沿程断面空气平均温度进行分析，结果如图5所示。图中，0open 表示顶部全封闭不开口；1open 表示顶部开口率为10%，开图2 中的板1；2open 表示顶部开口率为20%，开图2 中的板1、2；3open 表示顶部开口率为30%，开图2 中的板1、2、3；4open 表示顶部开口率为40%，开图2 中的板1、2、3、4。

从图5 可以看出，如果声屏障顶部不开口，列车阻塞位置处由于太阳辐射得热和列车散热，将导致声屏障内空气温度极高，对称面附近（车中部）最高温度可达到70℃，无法满足设计要求。开口率10%至40%时的内部空气温度分布比较接近，均低于40℃。

图5 模型一声屏障内断面平均温度分布Fig.5 Average temperature distribution inside the sound barrier of model 1

（2）声屏障内换气量和换热量

进一步分析模型各进出口的换气量和换热量，结果如表2 和表3所示。表中进口表示声屏障左侧的压力入口，出口表示声屏障顶部的各个开口。流量正值表示空气从外界流入声屏障，负值表示空气从声屏障流出；热量正值表示从声屏障排走的热量，负值表示从外界带入声屏障内的热量。

表2 不同开口情况下时进出口空气流量（kg/s）Table 2 Air flow rate at the inlet and the outlet with different openings(kg/s)

表3 不同开口情况下时进出口空气热量（W）Table 3 Thermal energy of air at the inlet and the outlet with different openings(W)

开口率为20%时进出口流量和换热量都最大，开口率为10%时进出口流量和换热量次之。声屏障内热空气在顶部累积，形成较强的热压作用，外界空气从压力入口进入，热空气从顶部流出。相同开口率下，开口部位越靠近顶部中间位置换气量和换热量均越大。如开板1 比开板4 的通风换热效果好，主要是由于中间部位更接近冷凝器所在部位，冷凝器上方的热空气更易流出；而当开口位置越靠近侧边，离冷凝器位置越远，热空气在冷凝器上方累积不易排除，开口位置处空气温度稍低，换热和换热量都相应减少。图6 给出了进出口总空气流量，顶部2 个开口时进出口流量最大；当靠近侧边的板3和板4 开启时，流量小很多。声屏障内由于热空气的浮升力作用，热量累积在顶部，开顶部开口时自然通风效果更好。

图6 不同开口位置进出口空气流量Fig.6 Air flow rate under different openings

续表2 不同开口情况下时进出口空气流量（kg/s）

（3）不同开口位置时的断面温度分布

图7 和图8 分别给出了靠侧面开口和从顶部开口时第一节车厢中间断面处的温度分布，温度高于40℃的区域不显示，1open（1）和1open（4）分别表示只开板1 和板4，对应开口率10%，其他类似。声屏障内部得热量大，不开口时断面温度均高于40℃。有开口时，外部气流流入对内部进行降温，温度最高位置基本位于列车顶部及右侧区域。对比相同开口率但不同开口位置的结果，开口位置越靠近顶棚中部的排热效果越好。图7 中，10%开口率、开口位于板4 时，车顶部部分区域温度超过40℃，因为板4 位于边缘处，不利于顶部散热。图8 中，10%开口率、开口位于板1 时，车顶部温度在40℃以内，因为板1 位于声屏障顶部，有利于顶部散热。当采用1 个开口时，应布置在最顶部，自然通风排热效果好。

图7 靠侧面开口时第一节车厢中间断面温度分布Fig.7 Surface temperature distribution of the first carriage with the side openings

图8 从顶部开口时第一节车厢中间断面温度分布Fig.8 Surface temperature distribution of the first carriage with the top openings

3.2 模型二不同开口率的自然通风效果

由3.1 节可知，顶部开口率为10%和20%的换气量和换热量都很接近，沿程断面平均温度和车体周围区域温度均低于40℃。为保证最佳隔音效果，声屏障顶部可只开1 个板即10%开口率。本节继续研究一个完整区间列车阻塞的工况，采用490m 长的对称数值计算模型二。根据设计方案，顶部10%开口率时可采用一块百叶风口，由于风口百叶有一定阻挡作用，使风口的净流通面积减小，现分别考虑风口位于板1，且开度减小使顶部净开口率降低到10%、7%、5%的工况，探索这三种工况下的自然通风效果。考虑极端室外气候，室外空气计算温度选取33.5℃，每列车顶部空调冷凝器散热强度为36kW。

（1）声屏障内换气量和断面平均温度

图9 为不同净开口率下声屏障内的换气量结果，三种开口率下换气量基本相当，随着开口率的降低，换气量略有上升。

图9 模型二不同开口率下进出口空气流量Fig.9 Air flow rate of the inlet and the outlet under different openings of model 2

图10 给出了不同净开口率下声屏障内断面空气平均温度分布，为方便比较，图中仅显示车附近90 m 范围的结果。由图可知，三种开口率下断面空气平均温度均低于40℃，其中10%开口率的温度分布略高，7%与5%开口率下空气温度分布较为接近。5%的净开口率能满足列车阻塞时的通风换气，使声屏障内空气温度满足设计要求。

图10 模型二声屏障内断面平均温度分布Fig.10 Average temperature distribution inside the sound barrier of model 2

（2）不同开口率下的断面温度分布

不同开口率下第一节车厢中间断面温度分布如图11所示。由图可知，断面右侧区域温度普遍高于左侧，主要是由于太阳辐射得热在右侧区域累积，右侧区域受列车阻塞空间的限制，空气流动弱，且冷凝器散热部位布置于车厢顶部。开口率7%和10%的断面温度局部高于40℃的范围更大，开口率5%时，断面整体温度分布最低，且较为均匀，满足设计要求。声屏障顶部设置通风消声百叶，即使百叶净流通面积仅有一半，自然通风降温也是可行的。