宋 瑞，劉林芽，徐 斌，劉全民

(1.華東交通大學 鐵路環(huán)境振動與噪聲教育部工程研究中心，南昌 330013；2.南昌工程學院 土木與建筑工程學院，南昌 330029)

鐵路箱梁輻射結構噪聲測試與開孔影響分析

宋 瑞1,2，劉林芽1，徐 斌2，劉全民1

(1.華東交通大學 鐵路環(huán)境振動與噪聲教育部工程研究中心，南昌 330013；2.南昌工程學院 土木與建筑工程學院，南昌 330029)

基于室內(nèi)外溫差均衡、通風、排水等因素，往往會在鐵路簡支箱梁頂板、底板、腹板開設數(shù)量和尺寸不一的孔洞?，F(xiàn)場實測表明，腔內(nèi)噪聲會通過孔洞泄露出去，增大腔外噪聲。基于以上原因，有必要研究開孔對箱梁輻射噪聲的影響。研究結論表明：箱梁板的振動頻率主要集中在40 Hz至250 Hz范圍內(nèi)；底板側的噪聲主要由底板振動而產(chǎn)生；腹板側的噪聲測點主要由腹板和翼緣板的振動產(chǎn)生。比較分析實測值、不開孔模型理論值、開孔模型理論值后發(fā)現(xiàn)，開孔模型測點理論值均比不開孔模型理論值大，更接近于實測值。開孔對結構近場噪聲影響不可忽略，理論計算時采用開孔計算模型能更好模擬箱梁結構噪聲。

聲學；箱梁；開孔；結構噪聲；現(xiàn)場試驗；數(shù)值仿真

隨著我國高速鐵路的發(fā)展，鐵路橋梁由于其占用土地少、工后沉降低、建設周期短等特點得到越來越廣泛的使用，但其輻射噪聲比在地面上的平順線路高10 dB或更大[1]。一個重要原因是由于增加了橋梁振動引起的結構輻射噪聲。國外較早對鐵路鋼橋產(chǎn)生的結構噪聲進行了一系列研究[2–3]。張鶴等以某座噪聲污染嚴重的橋梁為研究對象，分析了橋梁振動及橋梁輻射低頻噪聲，得到了橋梁聲場的空間分布規(guī)律，比較了考慮地面影響和不考慮地面影響兩種情況，指出橋梁凈空越小，地面聲反射的影響越明顯[4]。李小珍等現(xiàn)場實測了32 m跨混凝土單線和雙線簡支箱梁的輻射噪聲，發(fā)現(xiàn)兩種箱梁均出現(xiàn)兩個明顯的噪聲峰值，并對其出現(xiàn)的原因進行理論分析[5]。李奇、吳定俊以一預應力U形梁為例，采用數(shù)值模擬和現(xiàn)場實測的方法對橋梁振動加速度和橋梁結構噪聲對比，發(fā)現(xiàn)數(shù)值模擬方法在時域和頻域上均較好模擬了列車激勵下橋梁的低頻結構噪聲[6]。上述研究均證明橋梁結構噪聲頻率范圍在20 Hz～200 Hz左右，屬于低頻噪聲。低頻噪聲由于波長較長，能量衰減較慢，穿透能力強，無法采用聲屏障等隔音設備降低輻射，而且現(xiàn)在常采用的A計權聲壓使低頻噪聲衰減很大，導致低頻噪聲的危害被忽略。針對橋梁結構噪聲以低頻噪聲為主的特點，現(xiàn)有的降噪手段主要是從結構本身出發(fā)，通過降低結構輻射噪聲來減輕低頻噪聲對人們的影響?，F(xiàn)有的主要手段包括采用優(yōu)化的截面形式、改變截面厚度與傾角、加設腹板、協(xié)調(diào)吸振阻尼器、采用梯形軌枕等措施來降低橋梁結構噪聲。

針對結構開孔對結構噪聲的影響，潘支明對一混凝土殼體模型等距離開鑿28個小孔[7]?？咨詈桶霃椒謩e為0.2 m和0.04 m，孔間距為1 m，結果表明聲壓降低10 dB。楊新文等建立不同孔數(shù)的車輪模型，分析車輪振動噪聲輻射，結果表明：在車輪輻板上開孔有利于降低20 Hz～800 Hz中低頻段車輪振動噪聲的輻射效率[8]。A.Putra分別研究了開孔板的孔徑、孔數(shù)、開孔率對板輻射效率影響，并根據(jù)實驗結果推導了板輻射效率與相關參數(shù)的經(jīng)驗公式[9]。

箱梁基于室內(nèi)外溫差均衡、排水等實際情況往往會在底板、腹板、頂板等部位開設數(shù)量和尺寸不等的圓孔。這些孔洞對橋梁振動噪聲有何影響，未見相關文獻的分析。本文以雙線32 m混凝土箱梁為研究對象，以Helmholtz方程為理論基礎，忽略聲壓對橋梁動力響應影響，分別測試了箱梁底部孔洞下緣位置和腹板側緣位置的噪聲，并與其理論值進行比較分析，研究開孔對外場噪聲的影響，為橋梁噪聲輻射研究提供一定參考。

1 橋梁振動輻射低頻噪聲的計算方法

對于聲壓聲場的計算，主要是通過三個基本步驟來實現(xiàn)。第一步是確定并量化激勵結構的作用力。通常是利用傅里葉分析將已知的激勵力分解為正弦分量之和，第二步是確定對激勵力產(chǎn)生響應的振動速度在結構表面的分布。最后一步是計算聲場，進而計算結構表面振動響應所產(chǎn)生的聲功率。

頻率為ω時振動表面外側r處的聲壓由下式給出[10]

式中Nm是頻率為ω時的坐標εx、εy處的形函數(shù)，pm為聲壓，υnm為節(jié)點m處的法向質(zhì)點速度，將式（2）、式（3）代入式（1）中，得到

式（4）可以整理成矩陣方程

式(6)、式(7)、式(8)可以用標準數(shù)值積分法對每個元Sj求得。由邊界條件確定的已知聲壓或法向質(zhì)點速度代入式(8)中，合并式（5）左邊的矩陣，則表達式可重新整理成

可通過對[]A求逆矩陣而求解所有邊界聲壓和速度，進而利用Helmholtz方程計算聲學區(qū)域中任意一點的聲壓。

2 簡支箱梁振動噪聲現(xiàn)場測試

試驗選取某高速鐵路32 m雙線預應力混凝土簡支箱梁。橋梁標準跨徑為32 m，計算跨徑為31.5 m，橋梁中心線處梁高為3.05 m，采用CRTS-II型板式無砟軌道，鋼軌采用60 kg/m的類型，扣件采用WJ-8型扣件系統(tǒng)。測試橋梁位于一條公路正上方，梁底距離地面高度為6 m。由于這是一條新修郊區(qū)公路，車流量非常小，測試橋梁四周比較開闊，沒有建筑和灌木叢影響，滿足聲學測試要求。測試現(xiàn)場如圖1所示。

圖1 橋梁測試現(xiàn)場圖

圖2分別給出了橋梁跨中截面測點布置圖，其中測點V1-V4分別為跨中截面底板、腹板和頂板振動測點，S1-S3分別為腹板和底板孔洞外側30 cm位置處噪聲測點，S4-S5分別為跨中和1/4跨位置空腔中部位置噪聲測點。S6為跨中截面中心線位置處噪聲測點，位置距梁底30 cm。

圖2 跨中振動與噪聲測點布置圖

測試采用德國HEAD公司生產(chǎn)的HEAD Recorder測試系統(tǒng)，加速度傳感器采用PCB40PH，在測試位置將混凝土打磨平整并粘貼小鋼板，將加速度傳感器緊密粘貼于小鋼板上。聲傳感器采用GRAS393B04，用支架架設于指定位置。采樣頻率為10.24 kHz，采用手動觸發(fā)方式，當列車接近測試橋跨時開始采集。當列車通過測試橋跨時，采用測速儀測量列車通過速度。

2.1 振動測試

圖3至圖5給出了列車速度為156 km/h時跨中截面底板、腹板、頂板中部三個振動測點的實測法向振動時程曲線圖和對應的頻譜圖。

圖3 跨中底板振動測點

圖4 跨中腹板振動測點

圖5 跨中頂板振動測點

從圖中可以看出：

(1)跨中截面底板、腹板、頂板振動加速度最大值分別為 8.25 m/s2、3.67 m/s2、15.03 m/s2。頂板振動加速度最大，底板次之，腹板最小。

(2)底板的振動頻率主要集中在40 Hz～160 Hz范圍內(nèi)，頂板的振動頻率主要集中在40 Hz～250 Hz范圍內(nèi)，頂板的振動頻率范圍較底板更廣，主要原因是頂板直接承受列車荷載，而底板振動主要是頂板通過腹板傳遞得到，高頻振動有一定衰減。

(3)從頻譜圖中可以看出，跨中底板在54 Hz附近出現(xiàn)峰值，腹板在27 Hz附近出現(xiàn)峰值，頂板在190 Hz附近出現(xiàn)峰值，對應的峰值大小分別為0.185 m/s2、0.066 m/s2、0.232 m/s2。

圖6給出了速度分別為135 km/h、156 km/h、181 km/h時跨中底板中部測點1/3倍頻程實測曲線。

圖6 跨中底板振動1/3倍頻程

從圖中可以看出，20 Hz～200 Hz范圍內(nèi)振動1/3倍頻程曲線呈現(xiàn)先增大后減少的趨勢，在63 Hz處達到最大值，最大值為76.2 dB。振動加速度級隨著列車速度的提高而增大，但未呈現(xiàn)線性關系。

2.2 腔內(nèi)噪聲測試

列車在橋梁上高速行駛，引起橋梁頂板、腹板、底板振動，各板振動引起的噪聲在腔內(nèi)發(fā)生反射、折射，其聲場非常復雜。文獻[3]認為頂板振動在75.0 Hz出現(xiàn)極大值，正好與腔內(nèi)空腔1階垂向模態(tài)吻合，導致箱內(nèi)噪聲出現(xiàn)“拍”現(xiàn)象。本次測試列車速度低于200 km/h，并未出現(xiàn)“拍”現(xiàn)象。圖7給出了腔內(nèi)測點S4和測點S5的1/3倍頻程曲線。

圖7 跨中和1/4跨中部噪聲測點1/3倍頻程

從圖中可以看出，兩個測點均在80 Hz附近出現(xiàn)最大值，與文獻[3]基本相符。在中心頻率25 Hz和80 Hz處，測點S4聲壓級比測點S5聲壓級分別大1.58 dB和0.49 dB。測點S4聲壓級與測點S5 1/3倍頻程聲壓級曲線比較接近，測點S5聲壓級略低于測點S4，表明腔內(nèi)不同點位置的聲壓級接近，聲場比較復雜。

2.3 腔外噪聲測試

通過測試比較箱內(nèi)和箱外噪聲，箱內(nèi)噪聲聲壓比箱外噪聲聲壓大，而由于箱梁分別在梁底板和腹板分別開有數(shù)量不等的直徑為9 cm圓孔，這些圓孔可能導致腔內(nèi)噪聲泄露出去，增大腔外近場噪聲，所以分析箱梁開孔對箱梁外部噪聲的影響就顯得尤為必要。

從圖8可以看出，底板孔洞噪聲1/3倍頻程在60 Hz附近出現(xiàn)峰值，而在兩側腹板孔洞位置噪聲1/3倍頻程在25 Hz和50 Hz出現(xiàn)峰值。

圖8 孔洞外側噪聲測點1/3倍頻程

對比底板和腹板的振動頻譜圖，振動和噪聲兩者峰值頻率比較接近，表明底板處測點的噪聲主要由底板的振動而產(chǎn)生，腹板和翼緣的振動引起的噪聲被腹板和底板隔離；腹板側的噪聲主要由腹板和翼緣振動產(chǎn)生，其中25 Hz處腹板振動噪聲貢獻占主要成分，由于本次測試未能測試翼緣振動，推測50 Hz處噪聲的主要由翼緣振動產(chǎn)生，頂板振動產(chǎn)生的噪聲對結構下部噪聲的影響很小。測試列車運行于更靠近左側腹板的線路上，左側噪聲測點S1聲壓級較右側噪聲測點S3大2.5 dB。

S2和S6兩個測點均在中心頻率63 Hz處達到最大，其中S2測點（孔洞正下方）比S6(跨中梁底中部)測點大1.79 dB，表明在孔洞位置，聲場腔內(nèi)噪聲通過孔洞外泄出來，增大了腔外噪聲。

3 數(shù)值模擬

3.1 結構模型

利用Ansys建立有限元模型。其中鋼軌采用Beam188梁單元模擬，扣件豎向采用Combin14彈簧單元模擬，橫向和縱向與板單元共節(jié)點。箱梁和軌道板采用Shell63板單元模擬。本次計算只考慮橋梁的低頻噪聲，只要求計算到200 Hz，根據(jù)公式l≤c/6fmax得到l≤0.28m，故板單元的網(wǎng)格尺寸取0.25 m。箱梁有限元模型見圖9所示。

圖9 有限元模型

3.2 車輛輪軌力

現(xiàn)場實測和理論分析了一列八節(jié)高速列車編組以181 km/h的速度通過箱梁，列車型號為CRH380，車輛的具體參數(shù)見文獻[8]附錄3所示。將有限元模型導入Simpack軟件，軌道不平順采用德國低干擾譜，提取橋梁豎向輪軌力。圖10為車速為181 km/h時豎向輪軌力時域圖，從圖中可以看出，輪軌力在56.8 kN附近波動，最大輪軌力為61.7 kN，最小輪軌力為51.7 kN，表明輪軌力波動幅度較大，車橋耦合現(xiàn)象比較明顯。

3.3 聲場分析

圖10 輪軌力時程曲線

根據(jù)設計圖紙，分別建立考慮底板腹板開孔和不開孔兩種有限元模型，將輪軌力作用于有限元模型進行瞬態(tài)分析得到橋梁振動響應。以箱梁振動響應為聲學邊界條件，基于Helmholtz方程計算得到箱梁空間輻射噪聲。

表1為車速為181 km/h工況下20 Hz～200 Hz范圍內(nèi)不同測點線性計權聲壓級理論值與實測值的比較。仿真計算了開孔和不開孔兩種理論值，由測試結果和仿真結果比較可知，在不同測點位置上，理論聲壓級與實測聲壓級空間趨勢基本一致，理論值比實測值偏小。原因可能是實測值包含一部分非橋梁振動引起的噪聲，而理論值僅僅考慮了結構噪聲。另一個可能的原因是理論計算時軌道不平順采用德國低干擾譜，而本次實測的線路運行了兩年左右，軌道不平順狀況并不明確。

表1 線性計權聲壓級理論值與實測值對比/dB

另外，考慮開孔的模型理論值均比不開孔模型理論值大，更接近于實測值，開孔對結構近場噪聲影響不可忽略，仿真計算時采用開孔計算模型能更好模擬結構振動噪聲。

圖11為車速為181 km/h時S2測點箱梁結構噪聲理論值與實測值的比較。從圖中可以看出，實測值與開孔模型理論值在頻域范圍內(nèi)吻合比較好。實測值略大于理論值。

圖12為開孔模型理論值與不開孔模型理論值的比較。

從圖中可以看出，開孔模型噪聲測點理論值大于不開孔模型的理論值。這與參考文獻[5–7]并不一致，分析其原因，主要原因是模型開孔數(shù)量比較少，但是孔徑相對較大，導致腔內(nèi)噪聲通過孔洞泄露出去，增大了腔外噪聲。另外一個原因是文獻[6–7]研究的是開孔的單個板結構，而箱梁是由若干板組合而成的結構，噪聲更復雜。

圖11 S2測點箱梁噪聲理論值與實測值對比

圖12 S2測點箱梁噪聲理論值對比

4 結語

通過現(xiàn)場實測32 m混凝土箱梁的振動和噪聲，研究了箱梁振動和箱梁空腔內(nèi)部和外部噪聲。以有限元和邊界元方法為理論基礎，分別計算箱梁開孔模型和不開孔模型結構振動噪聲，得到以下結論：

（1）箱梁板的振動頻率主要集中在40 Hz～250 Hz范圍內(nèi)，頂板振動加速度峰值最大，底板次之，腹板最小。振動加速度級隨著列車速度的增大而增大，但未呈線性關系。

（2）空腔內(nèi)兩測點1/3倍頻程曲線很接近，兩個測點均在80 Hz附近出現(xiàn)最大值。腹板處兩個噪聲測點在25 Hz和50 Hz處值最大，主要是由腹板和翼緣板振動產(chǎn)生。底板上兩側點在63 Hz處值最大，主要由底板振動產(chǎn)生。

（3）通過比較實測值、不開孔模型情理論值、開孔模型理論值發(fā)現(xiàn)：考慮開孔的模型理論值均比不開孔模型理論值大，更接近于實測值，開孔對結構近場噪聲影響不可忽略，理論計算時采用開孔計算模型能更好模擬結構振動噪聲。

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Structural Noise Radiation Test and Opening ImpactAnalysis of Railway Box Girders

SONG Rui1,2,LIU Lin-ya1,XU Bin2,LIU Quan-min1
(1.Engineering Research Center of Railway Environment Vibration and Noise,Ministry of Education,East China Jiaotong University,Nanchang 330013 China;2.College of Civil Engineering andArchitecture,Nanchang Institute of Technology,Nanchang 330029,China)

Railway simply supported box girder is often perforated on its top plate,bottom plate and web due to the demand of heat balance between the inside and the outside of the box,ventilation,drainage and so on.According to the field measurement,intracavity noise will leak out through the holes and increase the wayside noise.So,it is necessary to study the influence of the perforation on the radiation noise of the box girder.The study shows that the vibration frequency of the box beam plates is mainly concentrated in the range of 40 Hz-250 Hz.The noise around the bottom plate is mainly generated by the vibration of the bottom plate.The noise around the web plate is mainly generated by the vibration of the web and the flange.By comparing the measured and the theoretical values of the models of the box girder with and without perforation,the theoretical value of noise with perforation is larger than that without perforation,and is closer to the measured value.The effect of perforation on the near field noise cannot be ignored.The theoretical calculation model with perforation is able to simulate the structure-borne noise of the actual box girder more accurately.

acoustics;box-girder;perforation;structure-borne noise;field measurement;numerical simulation

P733.22

A DOI編碼10.3969/j.issn.1006-1355.2017.06.003

1006-1355(2017)06-0012-05+22

2017-04-10

國家自然科學基金資助項目（51578238，51608201，51569016）；江西省優(yōu)勢科技創(chuàng)新團隊資助項目（20152BCB24007）

宋瑞(1981-)，男，江西省吉安市人，博士生，主要從事高速鐵路振動與噪聲研究。E-mail:402690572@qq.com

劉林芽(1973-)，男，江西省樟樹市人，教授，博士生導師，主要從事高速鐵路振動與噪聲研究。E-mail:lly1949@163.com