不同面密度吸声板对声屏障结构影响研究

黄涛，常婷婷，于梦阁

（1.关天工程研究院，陕西宝鸡721000；2.广东顺德创新设计研究院，广东佛山528311；3.中国铁路西安局集团有限公司宝鸡机车检修厂，陕西宝鸡721004；4.青岛大学机电工程学院，山东青岛266071）

1 概述

随着我国高速列车提速以及城市化进程的加快，由此产生的交通噪声对居民生活影响越来越严重[1]。声屏障作为隔声降噪的有力工具，已被广泛应用于铁路、公路和市政等多个领域[2]。声屏障在设计过程中需要考虑自身的结构安全，尤其是对于台风频发地区，自然风荷载更为显著。声屏障单元板的抗风压性能必须满足：一般风速地区抗风压性能≥3500Pa，台风地区抗弯曲荷载≥7000Pa[3-4]。随着沿海台风地区高速铁路相继规划建设，必须对台风荷载下声屏障的结构安全性进行研究[5]。

声屏障主要结构形式有直立形、弧形、Y形、T形、内折形和外折形等[6-7]。声屏障在使用过程中将受到自重、自然风荷载以及列车通过产生的列车风影响。因此，声屏障除了要满足隔声降噪的要求外，还需要满足结构强度的要求。文献[8-11] 研究了声屏障结构在列车脉动风荷载作用下的动力学响应。姚澍等[12]利用流固耦合技术研究声屏障在高速列车通过时的受力规律，得到列车风气动力特性和H钢立柱的受力规律。张俊等[13]利用数值分析和现场试验的方法研究了高大全封闭型声屏障的自振特性，提出子结构的模型修正方法能有效进行自振特性分析。截至目前，尚未见到不同面密度对声屏障结构响应影响的研究。

声屏障吸声降噪的核心部件为复合吸声板结构，其由金属面板和微孔陶瓷组成，复合吸声板面密度的改变主要取决于陶瓷密度的变化。根据声屏障研制厂家实际需求，吸声板面密度有40kg/m2和60kg/m2两种。以下研究对象是高度为2.15m直立插板式声屏障，该型号的声屏障主要用于内陆地区350km/h客运专线上。在进行结构强度校核时，一般考虑高速列车行车对声屏障结构的影响，而沿海地带的台风荷载远大于高速列车通过时作用在声屏障的气动荷载。结合实际情况，计算仅考虑声屏障自重和台风风荷载作用下的声屏障结构动力响应，未考虑高速列车通过声屏障产生的脉动力影响。声屏障厂家在生产前需要对结构进行力学计算，确保该型号声屏障在沿海台风地带的使用安全。根据设计要求分别对不同面密度的声屏障在台风荷载8000Pa条件下进行模态计算及结构响应研究，为声屏障的优化设计提供参考依据。

2 模态分析基本理论

模态分析即确定设计结构或机械零部件的振动特性，得到结构的固有频率和振型。结构上各点对外力的响应都可以表示成由固有频率、阻尼比和振型等模态参数组成的各阶振型模态的叠加。对于多自由度线性系统，其运动方程为：

式中：M为质量矩阵；X为位移向量；C为阻尼；K为刚度矩阵；F（t）为作用力向量。

忽略阻尼C影响，当F（t）=0时，式（1）简化为：

自由振动时，结构上各点作简谐振动，各节点位移为：

式中：x为振幅；ω为固有频率；t为振动时间；φ为相位角。

当系统发生自由振动时，必存在位移，故式（4）存在非零解，即：

若该系统为n阶振动系统，可求解式（5）的n各特征值（频率）及特征向量（振型）[14]。

3 声屏障计算模型及网格划分

3.1 计算模型

声屏障计算模型由H形支座、钢支架、龙骨骨架、微孔陶瓷、金属吸声板和U型螺栓等结构组成（见图1）。龙骨骨架分别由龙骨A、龙骨B、龙骨C和龙骨D这4个龙骨组成骨架单元，每个龙骨骨架单元空间内装卡4块微孔陶瓷，两侧分别装有1块金属吸声板（见图2）。

图1 声屏障结构

图2 龙骨骨架单元及吸声板

H形支座总高度L为2210mm，金属吸声板厚度为1mm，龙骨厚度均为1.5mm，吸声板最下端距离H形支座底面290mm。声屏障立柱与基础的连接应采用摩擦型高强度螺栓连接[15]。以下的声屏障采用U型螺栓与基础连接，钢支架用于提高H形支座的稳固性。H形支座及底座装配结构见图3。

图3 H型支座及底座装配结构

3.2 网格划分及约束设置

采用AnsysWorkbench软件对声屏障模型进行四面体网格划分，底部局部网格见图4。

图4 底部局部网格

计算采用的单元类型为10节点的四面体单元（SOLID187），整个声屏障结构网格总数为428356个，节点总数为788694个。声屏障起吸声作用的部分是由复合材料制成的，其中微孔陶瓷厚度为30mm。计算时将微孔陶瓷等效为实体陶瓷板结构，其外形尺寸及装配关系保持不变。经计算，当复合吸声板面密度为40kg/m2时，微孔陶瓷板等效密度为 1236kg/m³；当复合吸声板面密度为60kg/m2时，微孔陶瓷板等效密度为 2004kg/m³。

声屏障各零件之间的接触为面面接触，共有193个面面接触对，接触类型设为绑定接触。其他计算参数采用软件默认设置。声屏障模态计算将H形支座底面和埋入混凝土部分的U型螺栓设为固定约束，稳态结构响应的约束方式（见图5），约束按照模态计算来设置，4块金属吸声板表面加载8000Pa的压力。

图5 约束及载荷加载

根据设计要求，声屏障结构材料为Q235钢，U型螺栓材料为45钢。计算采用的材料属性见表1。

表1 材料属性

4 计算结果分析

4.1 模态计算

声屏障模态计算结果见表2。可以看出：声屏障的1阶振型为绕中心对称轴前后摇摆状态，2阶振型为绕中心对称轴左右扭转状态。2种面密度的1阶振动频率和2阶振动频率不相同，3阶到6阶模态的振动频率基本相同。200~400km/h高速列车脉动风荷载的广义振动频率范围为1.96~4.79Hz[16]， 而 声 屏 障 的 振 动基频值远大于列车脉动风荷载的振动频率值，故声屏障能够有效避免结构的共振，这与文献[17] 的结论相同。

表2 声屏障的模态 Hz

图6和图7分别为面密度为40kg/m2和面密度为 60kg/m2的前6阶模态振型图，同一阶数的振型基本相同。这是由于面密度的增加改变了结构的重心位置，而1阶模态和2阶模态与结构重心有关，导致两者振动频率值不同；其他阶数的模态振型表现为各龙骨单元垂直于金属吸声板板面的变形，故2种面密度的3阶到6阶模态基本相差不大。

4.2 稳态响应计算

图8和图9分别为声屏障吸声板面密度为40kg/m2的应力和变形分布情况。由图可以看出：声屏障结构的最大应力为254.15MPa，最大应力发生在H形支座的立柱下端位置；声屏障结构的最大变形量约为9.02mm，小于文献[18] 中的设计限值L/200=10.75mm，满足声屏障抗风压性能要求，最大变形量位于最上端的龙骨骨架单元中部位置。这主要是由于金属吸声板外表面的风荷载对H形支座底面形成的较大弯矩造成的。

图6 面密度为40 kg/m2的前6阶振型

图10为声屏障吸声板面密度为60kg/m2的应力和变形分布情况。由图可以看出：声屏障结构的最大应力为254.15MPa，最大应力发生在H形支座的立柱下端位置；声屏障结构的最大变形量约为9.02mm，最大变形量位于最上端的龙骨骨架单元中部位置。

图7 面密度为60 kg/m2的前6阶振型

图8 面密度为40 kg/m2的应力分布

对比可以发现：2种面密度下结构应力和变形的最大值和最大值发生位置相同，但分布规律不相同。吸声板面密度为40kg/m2的结构应力分布更为广泛，各龙骨骨架单元中部位置处的应力相对较大；各龙骨骨架单元中部的变形更为明显，在持续风荷载作用下更容易产生疲劳破坏。以上差别主要是由于吸声板面密度的增加改变了声屏障结构的重心位置，提高了结构的稳定性造成的。

图9 面密度为40 kg/m2的变形分布

图10 面密度为60 kg/m2的应力及变形分布

2种面密度下H形支座最大应力均为 254.15MPa，H 形支座的屈服强度为235MPa，这将导致声屏障发生结构破坏。建议从设计角度对H形支座下端进行加固，如将原有位置的筋板移动至最大应力发生位置，同时在H形支座侧板的对称位置布置另一个筋板，优化后能有效缓解吸声板及龙骨骨架结构对最大应力发生位置的弯折作用，从而提高了整体结构的抗倾覆能力；还可以改变H形支座的材料，从经济角度考虑建议使用Q275钢，其屈服强度大于最大应力，声屏障结构不会发生结构破坏，从而提高了整体结构的抗屈服能力。

5 结论

声屏障在台风荷载作用下的结构安全性在设计中是必须考虑的因素。通过建立40kg/m2和60kg/m2这2种面密度的直立插板式声屏障模型，采用有限元法计算声屏障的模态，研究发现：（1）面密度的改变影响声屏障的1阶模态和2阶模态，2种声屏障的1阶振动频率和2阶振动频率各不相同，3阶到6阶模态相差不大；（2）当吸声板面密度为60kg/m2时，声屏障结构具有较好的稳定性。

在台风荷载 8000Pa 作 用 下，声屏障结构将发生破坏，建议：（1）在保证吸声降噪效果的前提下，建议吸声板面密度选择60kg/m2；（2）在台风载荷作用下，声屏障结构结构会发生破坏，建议结构设计时在H形支座底部合理布置一定数量的加强筋板或将H形支座材料改为Q275钢。

一般声屏障结构研究主要集中在高速列车对声屏障结构的影响，以上主要研究台风荷载下吸声板面密度对声屏障结构的影响，研究结果能为声屏障吸声板面密度的选择提供参考，同时为结构设计及优化提供依据。后续可以对不同面密度的声屏障在台风作用下的瞬态结构响应进行对比研究。