轨道交通桥梁低矮弧形声屏障降噪性能研究

宋立忠, 高 亏, 冯青松, 刘全民, 罗信伟, 李小珍

(1. 华东交通大学 交通运输工程学院, 南昌 330013;2. 华东交通大学 轨道交通基础设施性能监测与保障国家重点实验室, 南昌 330013;3. 华东交通大学 铁路环境振动与噪声教育部工程研究中心, 南昌 330013;4. 广州地铁设计研究院股份有限公司, 广州 510010; 5. 西南交通大学 土木工程学院, 成都 610031)

轨道交通发展迅速,但是随之出现的噪声问题同样困扰沿线居民。给沿线居民的生活、学习、工作、健康等带来了不利影响。因此,噪声问题是轨道交通工作者亟待解决的问题。

轨道交通噪声主要有4个来源,即由轮轨相互作用而产生的轮轨噪声[1-3]、由钢轨振动激励传递至桥面板引起桥梁结构振动而产生的桥梁结构噪声[4-6]、高速行驶的列车与空气相互摩擦而产生的气动噪声[7-8]、受电弓与接触网相互摩擦而产生的弓网噪声[9-10]。一般情况下,设计时速在80～120 km/h的城市轨道交通噪声中,起主导作用的是轮轨噪声[11]。

为了降低轨道交通噪声对沿线居民的不利影响,通常采取在线路两侧安装声屏障的措施[12-13]。国内外学者对声屏障的降噪效果开展了大量研究。声屏障按照结构形式的不同,可以分为直立式声屏障、半封闭声屏障、全封闭声屏障等。直立式声屏障因结构简单、施工方便、造价较低而被广泛应用。直立式声屏障的高度一般高于轨面2.15～3.15 m,降噪效果一般为5～10 dB(A)[14]。陈建国等[15]对武广高铁桥上高度为2.65 m和3.15 m的直立式声屏障的降噪效果进行了实测,当列车以200～350 km/h的速度通过时,桥上直立式声屏障的降噪效果为6.9～9.3 dB(A),3.15 m高直立式声屏障的降噪效果比2.65 m高直立式声屏障高2 dB(A)左右。Song等[16]实测了城市轨道交通U梁直立式声屏障的降噪效果,结果表明直立式声屏障对高频轮轨噪声具有良好的降噪效果,但对低频结构噪声降噪效果不佳。Zhang等[17]对高速铁路桥上半封闭声屏障的降噪效果进行了实测,并与直立式声屏障进行了对比,发现半封闭声屏障比3.15 m高直立式声屏障的降噪效果高6 dB(A)左右。李小珍等[18]对高速铁路半封闭声屏障的降噪效果进行测试与分析,表明声屏障内存在多重反射,使得声屏障内表面噪声有所增大,距轨道中心线7.5 m和25 m处的插入损失分别为16.5 dB(A)和15.5 dB(A)。伍向阳[19]对高速铁路全封闭声屏障的降噪效果进行试验研究,结果表明全封闭声屏障可大幅降低列车通过噪声,且不存在声亮区,其降噪效果可达16～18 dB(A)。He等[20]实测了城市轨道交通全封闭声屏障的降噪效果,结果表明全封闭声屏障在距离轨道中心线7.5 m、高于轨面1.5 m处的插入损失约为20.8 dB(A)。郑净等[21]实测了高铁全封闭声屏障的降噪效果,并与直立式声屏障进行了对比,发现全封闭声屏障的降噪效果比直立式声屏障高9 dB(A)左右。

尽管直立式声屏障、半封闭声屏障和全封闭声屏障均具有良好的降噪效果,但会对城市景观产生不利影响,同时还会对乘客视线产生遮挡,因此,近年来对城市景观和乘客视线影响较小的低矮弧形声屏障在铁路上逐渐得到应用,但对低矮弧形声屏障的降噪效果却鲜有报道。为此,本文以某城市轨道交通高架低矮弧形声屏障为研究对象,开展列车通过时的噪声测试以及梁侧综合噪声预测,基于测试和预测结果,分析其降噪效果及噪声空间分布规律,为该类型声屏障的应用提供参考。

1 试验概况

1.1 工程概况

某城市轨道交通高架段设有低矮弧形声屏障,如图1所示。该高架梁型为30 m混凝土简支箱型梁,桥面板宽度9.3 m,底板宽度4.0 m,梁高1.7 m,双线行车,线间距为4 m,梁底距地面高度4 m。

图1 高架低矮弧形声屏障断面示意图及照片Fig.1 Schematic diagram and photos of elevated low-height curved noise barrier section

直线段声屏障全高为1.38 m,宽为0.829 m,朝行车一侧内圆半径为0.775 m。声屏障顺桥向相邻钢立柱相距2 m。圆弧形吸声隔声板由穿孔面板、吸声填料及背板等组成,厚度为16.2 cm。穿孔面板采用1.0 mm厚铝合金板,吸声填料的材质为离心玻璃棉,背板采用1.5 mm厚铝合金板。弧形声屏障底部设置了一体式尖劈吸声板。

1.2 测试方案

选取有、无声屏障断面,开展4节编组L型地铁列车通过时引起的噪声测试,分析噪声衰减规律以及低矮弧形声屏障的降噪特性。列车通过有、无声屏障断面时的车速差别不大,均在75 km/h左右。在无声屏障断面布置24个噪声测点。N1,N2测点距线路中心线2 m,分别高于轨面0.13 m和0.33 m,见图1(a);N5测点位于梁底正下方、距离底板中心0.3 m处;在距离线路中心线7.5 m,15 m,25 m、40 m竖立碳纤维杆,并在杆上不同高度处(高于地面1.2 m和高于轨面1.2 m,3.5 m,5.0 m,7.5 m处)布置噪声测点N7～N26;另外,在距离线路中心线60 m、高于地面1.2 m处设置噪声测点N27,如图2(a)所示。在低矮弧形声屏障断面布置13个噪声测点。低矮弧形声屏障断面N′1,N′2,N′5,N′7～N′16测点位置如图2(b)所示,与无声屏障断面N1,N2,N5,N7～N16测点位置一一对应。

图2 梁下及梁侧噪声测点布置示意图(m)Fig.2 Layout of noise measuring points under and on the box-girder side (m)

2 测试结果分析

2.1 声源特性分析

轨旁噪声测点N1～N2和N′1～N′2距离最外侧钢轨仅1.25 m,主要受轮轨噪声的影响;梁下测点N5和N′5距离梁底仅0.3 m,主要受桥梁结构噪声的影响。为了研究列车通过城市轨道交通高架时的声源幅频特性,N1～N2和N′1～N′2测点的噪声频谱曲线,如图3(a)所示;N5和N′5测点的噪声频谱曲线,如图3(b)所示。同时,N1,N′1,N2,N′2,N5,N′5测点的总声压级柱状图,如图4所示。

图3 轨旁及梁底噪声频谱Fig.3 Noise spectrum of trackside and box-girder bottom

图4 轨旁及梁底噪声柱状图Fig.4 Noise histogram of trackside and box-girder bottom

由图3、图4可知:

(1)N1～N2和N′1～N′2测点的A声级曲线随频率的变化趋势差别不大,峰值均出现在800～1 250 Hz;N5和N′5测点的A声级曲线随频率的变化趋势同样差别不大,峰值均出现在80～100 Hz。

(2)N′1～N′2测点的A声级幅值大于N1～N2测点,N′5测点的A声级幅值同样大于N5测点,N1,N2和N5测点的A声级峰值分别约为88 dB(A),87 dB(A)和75 dB(A),N′1,N′2和N′5测点的A声级峰值则分别约为94 dB(A),93 dB(A)和85 dB(A);同时,轨旁噪声总声压级N′1,N′2测点比N1,N2测点大5～6 dB(A),梁下噪声总声压级N′5测点比N5测点大7 dB(A),即低矮弧形声屏障断面的声源强度更大,这说明低矮弧形声屏障断面的轨道状态比无声屏障断面更差。

(3) A声级不能充分体现低频噪声效应,特别是对于声能量主要集中于低频段的桥梁结构噪声,A声级峰值比线性声压级峰值小20 dB以上。

2.2 空间分布规律

为了研究列车通过城市轨道交通高架时的噪声空间分布规律,无声屏障断面地面以上1.2 m、轨面以上1.2 m、轨面以上5 m各测点的A计权声压级频谱图,如图5所示;无声屏障断面梁侧各测点的A计权总声压级柱状图,如图6所示。

图5 无声屏障断面噪声频谱Fig.5 Noise spectrum of no barrier section

图6 无声屏障断面噪声柱状图Fig.6 Noise histogram of no barrier section

由图5、图6可知:

(1) 地面以上1.2 m处各测点主要受低频桥梁结构噪声的影响,峰值出现在80～100 Hz,中频段噪声(200～800 Hz)随距离的增加下降较为显著,而200 Hz以下的低频噪声和2 000 Hz以上的高频噪声随距离的增加衰减较为缓慢。

(2) 轨面以上各测点主要受中高频轮轨噪声的影响,峰值出现在800～1 250 Hz,各频段噪声成分随距离的衰减规律基本一致。

(3) 在距线路中心线7.5～40.0 m这段距离内,地面以上1.2 m处的噪声衰减速度最慢,N22较N7测点总声压级减少仅不到5 dB(A);轨面以上各测点噪声衰减速度较快,40 m处各测点较7.5 m处各测点总声压级减少8～13 dB(A)。

(4) 在距离线路中心线7.5 m处,地面以上1.2 m处测点总声压级明显小于轨面以上各测点,但是由于高频噪声衰减较快,低频噪声衰减较慢,地面以上1.2 m处测点和轨面以上各测点的噪声差值逐渐缩小。

为了进一步研究列车通过城市轨道交通高架时的噪声随距离的衰减规律,无声屏障断面地面以上1.2 m各测点总声压级与距离的线性拟合曲线、轨面以上各测点总声压级与距离的线性拟合曲线,如图7所示。

图7 噪声与距离的关系曲线Fig.7 Relationship curve between noise and distance

由图7可知:轨面以上各测点噪声随距离的衰减较快,距离每增大一倍,噪声衰减约18.87lg(2)=5.68 dB(A);地面以上1.2 m各测点噪声随距离的衰减较慢,距离每增大一倍,噪声衰减约8.12lg(2)=2.44 dB(A)。这主要是因为轨面以上各测点主要受到轮轨噪声的影响,轮轨噪声的优势频段在500～2 000 Hz的中高频段[22];而地面以上1.2 m各测点主要受到桥梁结构噪声的影响,桥梁结构噪声的优势频段在200 Hz以下的低频段[23-25]。在其他条件一致的情况下,500～2 000 Hz内中高频噪声的空气声吸收系数为6.8×10-4～8.5×10-4Np/m,而20～200 Hz内低频噪声的声吸收系数为0.5×10-4～5.7×10-4Np/m,即中高频噪声比低频噪声衰减更快,因此,轨面以上各测点噪声随距离衰减较快。

2.3 降噪效果分析

由于有、无声屏障断面的声源强度不同,因此不能通过直接对比对应测点的声压级得到低矮弧形声屏障的降噪效果。为此,本节首先计算了轨旁测点N1(N′1)到距离线路中心线7.5 m,25 m处测点的传递损失,然后通过对比两断面传递损失得到低矮弧形声屏障的降噪效果。

N1～N8,N9,N13,N14的传递损失频谱曲线,如图8(a)所示;N′1～N′8,N′9,N′13,N′14的传递损失频谱曲线,如图8(b)所示。N8,N9,N13,N14的插入损失频谱曲线,如图9所示。N8,N9,N13,N14的插入损失柱状图,如图10所示。

图8 传递损失频谱Fig.8 Transmission losses spectrum

图9 插入损失频谱Fig.9 Insertion loss spectrum

图10 插入损失柱状图Fig.10 Insertion losses histogram

由图8、图9、图10可知:

(1) 轨旁测点N1(N′1)到梁侧各测点传递损失频谱曲线随频率的变化趋势基本一致,但无声屏障断面20～25 Hz频段传递损失显著高于其他频段。

(2) 各测点插入损失频谱曲线随频率的变化趋势基本一致。20～200 Hz频段的插入损失有正值有负值;200～5 000 Hz频段的插入损失均为正值,这说明低矮声屏障对中高频噪声具有良好的降噪特性,但是对低频噪声的降噪效果不佳,甚至还有所增大,这可能是由于低矮弧形声屏障振动产生二次结构噪声辐射所导致的[26-27]。

(3) 低矮弧形声屏障在N8,N9,N13,N14测点的插入损失分别为7.47 dB(A),5.57 dB(A),2.62 dB(A),5.93 dB(A),即在距离线路中心7.5 m和25 m处的插入损失分别约为5～8 dB(A)和2～6 dB(A)。

3 数值模拟

3.1 数值模型

本文基于动柔度法建立轮轨相互作用模型,以标准ISO 3095 (2005)规定的轨道粗糙度作为输入激励,如图11所示,得到车速为75 km/h的轮轨力。具体参数如表1所示。

图11 轨道粗糙度Fig.11 Rail roughness spectrum

以往的研究表明,轮轨噪声主要集中在500～2 000 Hz的中高频段,而桥梁结构噪声主要集中在200 Hz以下的低频段。因此,以200 Hz为界,在20～200 Hz频段开展桥梁结构噪声预测,在200～5 000 Hz频段开展轮轨噪声预测。

由于在低频段边界元法的计算精度比统计能量分析高,为了保证计算精度,故采用边界元法计算低频桥梁结构噪声。然而,随着频率的增加,边界元法的计算效率逐渐降低,在中高频段边界元法的计算效率远低于统计能量分析,为了保证计算效率,故采用统计能量分析计算高频轮轨噪声。

采用有限元软件ANYSY建立箱梁-声屏障有限元模型,施加轮轨力,进行谐响应分析,得到箱梁-声屏障的振动数据。其中,箱梁和声屏障吸声隔声板采用Shell 63壳单元模拟,声屏障的H型钢立柱采用Beam 188梁单元模拟。实际的声屏障吸声隔声板与立柱之间的连接以及立柱与箱梁之间的连接均为螺栓连接,而在有限元模型中则采用了共节点的简化处理。具体参数如表2所示。

表2 桥梁有限元模型计算参数Tab.2 Details of bridge finite element model

将有限元模型计算中得到的车致振动响应导入到声学分析软件LMS Virtual. lab中,建立边界元分析模型,利用间接边界元法计算各场点的20～200 Hz频段声压。其中,模型单元尺寸均小于1/6倍最小波长0.28 m,满足精度要求,测点场点的位置与实际测点位置一致。

基于统计能量分析法,在声学软件VA One中建立箱梁-声屏障模型,以实测的轨旁噪声作为声源,计算中高频段(200～5 000 Hz)噪声,得到各场点的声压级。该模型由箱梁-声屏障子系统和声腔子系统组成。其中,声场大小为60 m×17 m,混凝土的损耗因子取0.015[28],单个声腔的尺寸为2.0 m × 0.5 m × 0.5 m,声腔阻尼损耗因子取值[29]如图12所示。

图12 声腔阻尼损耗因子Fig.12 Cavity damping loss factor

最后,叠加桥梁边界元模型计算得到的低频桥梁结构噪声与统计能量分析模型计算得到的中高频轮轨噪声,得到列车通过轨道交通高架时的综合噪声,如图13所示。

图13 轨道交通高架综合噪声预测模型Fig.13 Comprehensive noise prediction model of elevated rail transit

3.2 模型验证

基于轨道交通高架综合噪声预测模型,分别建立无声屏障、低矮弧形声屏障高架综合噪声预测模型,得到各场点综合噪声。无声屏障断面、低矮弧形声屏障断面N14测点的噪声预测与实测结果对比图、典型测点插入损失预测与实测结果对比图,如图14～图16所示。

图14 无声屏障N14测点Fig.14 Measurement point N14 of no barrier

由图14、图15可知,有、无声屏障断面综合噪声预测与实测结果吻合均较好,模型的有效性和准确性得到验证,可以用于模拟综合噪声。低矮弧形声屏障断面综合噪声预测与实测结果在60～80 Hz,200～400 Hz频段存在一些差别,这主要是所采用的轨道不平顺谱及简化的预测模型与实际情况不可避免地存在一定差异。

图15 声屏障N14测点Fig.15 Measurement point N14 of barrier

由图16可知,预测模型计算得到的距离外轨中心线7.5 m,25 m处的插入损失均约为2～10 dB(A)。

图16 插入损失频谱对比Fig.16 Comparison of insertion losses spectrum

3.3 噪声分布

为了进一步了解无声屏障断面和低矮弧形声屏障断面的噪声分布及其降噪效果,无声屏障断面、低矮弧形声屏障断面的A计权总声压级云图,如图17所示。低矮弧形声屏障的插入损失云图,如图18所示。

图17 A声级云图(dB(A))Fig.17 Contour map of A-weighted sound pressure level (dB(A))

图18 插入损失云图(dB(A))Fig.18 Contour map of insertion losses (dB(A))

由图17、图18可知:低矮弧形声屏障的远场(横向10～120 m内)插入损失约在4～6 dB(A),这与现场实测的结果基本保持一致;近场(横向0～10 m内)插入损失约在-3～8 dB(A),声屏障的存在使得靠近桥梁横断面的局部位置的噪声增大,这是声屏障二次结构噪声的影响所致。相关文献和测试也表明[30]:声屏障二次结构噪声,会引起梁侧部分区域噪声增大的现象。

4 结 论

本文以某城市轨道交通高架低矮弧形声屏障作为研究对象,分别选取有、无声屏障断面,对列车经过时的轨旁噪声、梁下及梁侧噪声进行了测试,得到了场点声压级频谱、噪声衰减规律、插入损失等声学特性;建立轨道交通高架综合噪声预测模型并验证该模型的有效性和准确性,基于该模型进一步探讨了低矮弧形声屏障对梁侧噪声分布的影响。本文主要结论如下:

(1) A声级不能充分体现低频噪声效应,特别是对于声能量主要集中于低频段的桥梁结构噪声,A声级峰值比线性声压级峰值小20 dB以上。

(2) 无声屏障断面,轨面以下测点主要受低频桥梁结构噪声的影响,随距离的衰减速度较慢,距离每增大一倍,噪声衰减约2.44 dB(A);轨面以上噪声测点主要受高频轮轨噪声影响,随距离的衰减速度较快,距离每增大一倍,噪声衰减约5.68 dB(A)。

(3) 低矮弧形声屏障对中高频噪声有较好的降噪效果,但增大了低频噪声,可能是由于声屏障的二次结构噪声辐射所导致的;距线路中心线7.5 m,25 m处的插入损失分别约为5～8 dB(A)和2～6 dB(A)。

(4) 轨道交通高架综合噪声预测模型的计算结果表明低矮弧形声屏障的降噪效果约在4～6 dB(A),桥梁跨中断面局部区域噪声增大,这是声屏障二次结构噪声的影响所致。