城市轨道交通直壁式声屏障车致振动声辐射机理

2021-08-23张小安翟婉明石广田和振兴张晓芸翟志浩

铁道学报 2021年7期

张小安，翟婉明，石广田，和振兴，张晓芸，翟志浩

(1.兰州交通大学机电工程学院，甘肃兰州 730070；2.西南交通大学牵引动力国家重点实验室列车与线路研究所，四川成都 610031；3.兰州交通大学土木工程学院，甘肃兰州 730070)

为了降低轨道交通运营过程中引起的噪声辐射，目前已采用多种方式进行处理，在线路两侧安装声屏障是主要方式之一。例如，针对轨道交通沿线的环境保护问题，在深茂高速铁路“小鸟天堂”自然保护区路段采用了2 km的全封闭式声屏障[1]。列车过桥时，通过能量传递激发桥梁结构振动，辐射的结构噪声增强了此路段的噪声水平，而且安装声屏障的高架线路，声屏障自身振动也会辐射结构噪声。因此，关于声屏障在车致振动作用下辐射的结构噪声问题有待进一步深入研究。

目前有关桥梁结构噪声的预测方法主要包括有限元-边界元法(FEM-BEM)、统计能量法(SEA)、模态声传递向量法(MATV)以及2.5维方法(2.5D)等，现已取得了很多有价值的成果[2-10]，研究表明桥梁结构主要辐射低频结构噪声。低频噪声对人体的危害极大，尤其是低于20 Hz的次声波具有穿透力强、衰减小等特点，并能通过共振机理对人体神经系统、器官产生一定的生物学效应[11-13]。而作为降低轨道交通噪声的主要措施之一，声屏障已在国内外的铁路建设中普遍采用。关于声屏障的动态性能，很多学者对高速列车通过时形成的脉动力对声屏障的影响做了很多研究，得到了大量有价值的研究成果[14-17]。与脉动力作用下声屏障动态性能相比，列车通过时由于振动能量传递引起的声屏障动力学性能则鲜有研究。蔡理平等[18]以深茂高铁中的全封闭式声屏障为研究对象，通过建立32 m箱梁桥上的全封闭式金属吸声板和混凝土声屏障有限元动力学模型，利用列车作用下的轮轨力对声屏障的动力学响应进行了分析。李小珍等[19-20]采用试验和数值分析方法对高速铁路中的半、全封闭声屏障的振动与降噪效果进行了研究，指出声屏障立柱的综合振动加速度等级为110 dB；轮轨动荷载引起的半封闭式声屏障的振动频段大于20 Hz；CRH2型车通过时的动荷载引起的全封闭式金属吸声板声屏障及混凝土声屏障的振动加速度最大值分别可达5、4 m/s2。安装声屏障最主要的目的在于从传播途径上降低铁路噪声，相关理论研究已取得了很多有价值的研究成果。Morgan等[21]采用边界元法，研究了铁路声屏障几何形状对轮轨噪声的影响。何宾等[22-23]分析了不同几何形状结构参数对降噪性能的影响，声屏障的形式主要包括顶部倾斜形、多重绕射边形、圆柱形、T形和Y形等；随后利用二维边界元法建立了高架桥上声屏障预测模型，首先基于试验结果研究了是否安装声屏障结构的声场分布、声压时程和频谱特性、插入损失以及与速度的线性拟合关系；其次分析了声场的分布特征以及速度对降噪效果的影响；最后基于边界元法和高速铁路户外噪声仿真模型分析了主要频率影响因素的降噪机理和效果，诸如吸声系数、声屏障的厚度、高度、倾角以及面板的结构形式等。苏卫青等[24]对京津城际和京沪高速铁路中声屏障的降噪效果进行了测试。

综上所述，关于声屏障的研究主要包括列车经过时声屏障受到脉动载荷作用下的动态性能及声屏障降噪效果的理论计算方法、声屏障结构设计和几何形状优化等方面。轨道交通桥梁区段由于桥梁辐射结构噪声使得整体噪声水平增加，在桥梁结构上安装声屏障，主要目的是降低以轮轨噪声为主的线上噪声对周边居民生活的影响。但声屏障在列车通过时也会产生振动，进而向周围环境辐射振动噪声。但目前针对声屏障自身振动辐射结构噪声的相关研究较少。本文通过建立列车-轨道-桥梁-声屏障相互作用模型及声屏障声学边界元模型对声屏障的振动声辐射特性进行分析，在此基础上对其声辐射机理进行深入研究。

1 预测模型

1.1 理论模型

建立列车-轨道-桥梁-声屏障耦合动力学模型和声屏障声学边界元模型，其包括列车子模型、轨道子模型、桥梁子模型、声屏障子模型、轮轨接触模型。列车子模型中的每节车辆的各部件均考虑横向、垂向、侧滚、摇头以及点头运动，每节车辆共计35自由度；轨道、桥梁和声屏障模型采用三维有限元模型。车辆模型及其参数可详见文献[25-26]，如图1所示。关于列车-轨道-桥梁相互作用，文献[27-29]给出了详细的理论方法，并通过相关试验的验证，现已广泛应用于工程实践。

图1 车辆动力学模型

轨道-桥梁-声屏障耦合动力学有限元模型包含钢轨、浮置板、底座、桥梁和声屏障等部件，因此模型的总自由度数量巨大，列车子模型采用8编组地铁A型车。若将所有模型考虑为一个整体进行求解，则存在计算效率低的问题。因此，为了提高计算效率，首先建立列车-浮置板轨道耦合动力学模型，以美国铁路线路不平顺六级功率谱密度作为激励，采用翟婉明院士提出的显式积分方法计算轮轨相互作用力；然后将所得到的轮轨力作为移动荷载施加到所建立的有限元模型中计算线路结构的动力学响应；最后以上述求解得到的声屏障振动加速度作为声学边界条件，采用间接边界元法对声屏障结构的声辐射进行求解。

1.2 数值分析

以我国某城市轨道交通机场高架线为研究对象，桥梁结构为32 m简支箱梁桥，为了减小环境振动带来的影响，桥上铺设满铺式橡胶浮置板减振轨道；声屏障为2.5 m直壁式声屏障，组成部件包括H型钢立柱、上下两侧吸声板、通透隔声板以及链接橡胶条等。实际线路以及所建立的浮置板轨道、桥梁及声屏障的有限元模型如图2和图3所示。有限元模型的相关参数与实际线路一致，见表1和表2。橡胶浮置板轨道中的橡胶减振垫在有限元模型中采用弹性阻尼单元来模拟，其刚度和阻尼分别为

(1)

式中：L为浮置板长度；b为浮置板宽度；KA与CA分别为橡胶垫的面刚度和面阻尼；N为浮置板底部的弹簧单元数。

图2 实际城市轨道交通线路图

图3 高架线路结构有限元模型

首先对外激励作用下的直壁式声屏障结构振动特性进行分析；其次研究声屏障结构的声辐射能力，并结合外激励作用下的声屏障结构振动及其自振特性，对其声辐射能力较为特殊频率点的声辐射机理进行深入研究；最后分析直壁式声屏障结构的声辐射规律。

表1 轨道-桥梁动力学参数

表2 直壁式声屏障结构动力学参数

将动力学模型计算结果与实测的箱梁桥顶板振动加速度进行对比(图4)。仿真计算和实测中的车型均为A型地铁列车，车速为80 km/h。由两者的对比结果可知，动力学模型是准确可靠的。目前，尚未有如何测定声屏障自身的振动噪声的标准可依据，另外也难以将其与轮轨噪声、轨道结构噪声、桥梁结构噪声等进行区分。有少数学者针对声屏障结构的振动进行了测试[20]，但对其自身振动的声辐射问题鲜有研究。虽然本文并未对声屏障的振动噪声进行相关的测试工作，但通过结合振动特性对声屏障的声辐射机理进行了进一步探究。

图4 桥梁垂向振动加速度响应理论计算与测试结果对比

2 声屏障动力学分析

结构的振动加速度云图能够很好体现其振动特性，因此选取高架线路跨中区域的一跨直壁式声屏障的振动加速度云图作为主要研究对象，并对通透隔声板、上下两侧吸声板以及左右两侧H型钢立柱的垂向和横向振动加速度进行对比，主要分析点如图5所示。

图5 直壁式声屏障动力学分析点

图6为声屏障的频域振动加速度，由图6可知，声屏障的水平横向振动远大于其垂向振动，振动频域范围集中在0～240 Hz，剧烈振动集中在0～140 Hz。垂向振动三者较为接近，水平方向上的横向振动以通透隔声板的振动最为剧烈。对上下两侧吸声板进行对比可知，在0～16 Hz上侧吸声板的振动最大，甚至强于通透隔声板；随之下侧吸声板的振动明显强于上侧吸声板，高于50 Hz上侧吸声板的振动极小。

图6 声屏障频域振动加速度

图6仅给出了一跨声屏障各部件中心位置的振动特性，为了更加全面了解声屏障的振动特性，利用声屏障的振动加速度云图对一跨桥梁上安装的声屏障结构振动特性进行分析，如图7所示。

图7 部分频率振动加速度云图(单位：m/s2)

由图7可知，声屏障所有部件基本为沿声屏障纵向的正弦式弯曲振动，波数随频率的增加逐渐增多，并且各部件均存在明显的局部振动特性。在0～16 Hz上侧吸声板的振动最强，随着频率的增大，通透隔声板成为整体结构中振动最为剧烈的部件，并且下侧吸声板的振动加剧，上侧吸声板振动减弱。

3 声屏障结构声辐射分析

利用动力学分析得到声屏障动力学响应，然后采用傅里叶变换进行时频转换，将频域振动响应作为声学边界条件，使用声学边界元法对声屏障的声辐射特性进行求解，即可获得箱梁桥的声功率、声辐射效率以及声压等声屏障在外激励作用下的声学参数，以此评判声屏障的声辐射特性。下文将利用上述声屏障声学参数对其声辐射特性以及声屏障对高架线路整体结构声辐射的影响进行分析，并结合声屏障的自振特性以及外激励作用下的振动特性对其辐射机理做进一步研究。

3.1 直壁式声屏障声辐射功率

声功率能够更加准确地描述声源的声辐射能力，因此首先对声屏障的声功率进行分析。为表征声屏障辐射声波的能力，图8给出了声屏障的辐射声功率。

图8 声屏障辐射声功率

由图8可知，声屏障的结构声辐射超过GB 3096—2008《声环境质量标准》[30]中规定的城市轨道交通噪声最低限值的频段主要集中在0～140 Hz，与振动的频段一致。在7.9、17.2、29.1、33.5、111.1 Hz的声辐射能力较强，在44.5、72.3 Hz的能力较弱。以下将结合声屏障的振动特性，对声屏障声辐射几个特殊点的形成原因进行深入探究。

3.2 直壁式声屏障声辐射机理

声屏障的部分振型如图9所示。

图9 声屏障振型(单位：mm)

由图7和图9可知，外界激励作用下的声屏障声辐射能力较强的频率点均存在一定的共振特性。因此，对具有代表型的频率点的声辐射机理进行分析：

(1)在17.2 Hz声屏障的上侧吸声板具有较强的振动，甚至高于通透隔声板的振动，而声屏障的第8阶振型表现为上侧吸声板和通透隔声板的纵向弯曲振动，因此在声屏障上部形成了局部共振现象，增强了声屏障的声辐射。

(2)在33.5 Hz声屏障的声辐射能力达到最强。首先，此时通透隔声板在外激励作用下的振动较强，上下两侧吸声板的振动却极弱；其次，在此频率附近声屏障存在多个固有振型，并且主要表现为通透隔声板的水平局部振动，表明能够更易形成共振现象增强声屏障的声辐射能力，也表明了通透隔声板的声辐射能力极强。

(3)在44.5 Hz声屏障结构中的下侧吸声板的振动较强，与29.1 Hz下侧吸声板的振幅近似，但通透隔声板的振动较弱，并且在此频率点也不存在相应的振型，此时声屏障结构的声辐射能力较弱，表明通透隔声板在声屏障声辐射中占主要的地位。

(4)在111.1 Hz声屏障的声辐射能力与29.1 Hz时相比相对较弱，但上下两侧吸声板的振动远大于29.1 Hz时，通透隔声板的振动略小，与17.2 Hz时的声辐射能力接近。由111.1、17.2Hz两个频率点的振动情况可知，上下两侧吸声板的振动幅值接近，但前者以下侧吸声板的振动为主，后者上侧吸声板的振动较强；通透隔声板的振动幅值则在111.1 Hz时更强；通过111.1 Hz附近声屏障结构的振型可知此时的共振特性主要表现为通透隔声板的局部共振，下侧吸声板并未形成共振，而在17.2 Hz时的上侧吸声板和通透隔声板均存在共振特性。因此虽然在111.1 Hz声屏障的振动更强，但声辐射能力与17.2 Hz相比接近。

上述现象均表明声屏障结构的通透隔声板及其形成的共振特性是直壁式声屏障结构声辐射的主要贡献者。当每跨声屏障通透隔声板在水平方向上局部振动在整体振动中占主导地位时，直壁式声屏障的声辐射能力较强。

此外，结构的声辐射效率表征结构辐射声功率的能力，声屏障结构由多个不同形状的结构组成，因此不能简单地采用理想薄板声辐射理论进行分析。声屏障结构声辐射效率见图10,由图10可知，在44.1 Hz附近时声屏障的声辐射效率较低；虽然复杂的声屏障结构在286.6 Hz时声辐射效率最高，结构自身具有较强的声辐射能力，但列车经过时引起的声屏障振动极小，很难激发声屏障向外辐射声波。

图10 声屏障结构声辐射效率

3.3 直壁式声屏障声辐射规律

声屏障的声辐射规律见图11，由图11可知，声屏障对线路两侧沿线的声环境影响较大，在水平方向辐射声波，其主要原因在于声屏障沿纵向呈现正弦形式的弯曲振动。以通透隔声板为例，每跨通透隔声板在水平方向上左右振动，进而水平辐射声波，从而影响铁路沿线的声环境。另外，当通透隔声板为主要的振动部件时，沿线的声辐射规律更加规整，随着距离的增加逐渐减弱；其他部件的振动增强时，将会影响声屏障声辐射的指向性。

图11 声屏障跨中声辐射规律(单位：dB)

3.4 直壁式声屏障对高架线路整体结构声辐射的影响

为了进一步定性分析声屏障的辐射声压及其对高架线路整体结构声辐射的影响，选取距离桥梁中心线20 m处的部分场点的声压进行分析。图12和13分别给出了主要的分析声场场点及其声压频谱曲线。由图13可知，声屏障对于整体高架线路的结构声辐射均有所增强。对其自身而言，声屏障在230 Hz以上频段的声压将低于0 dB；在0～120 Hz声屏障自身的声辐射也很突出。虽然随着频率的增加其自身的声辐射也逐渐减弱，但其对整体结构声辐射的影响较之很低的频段反而有所增强。