宋 瑞，劉林芽，徐 斌，劉全民

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

鐵路箱梁輻射結(jié)構(gòu)噪聲測(cè)試與開(kāi)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(xué) 鐵路環(huán)境振動(dòng)與噪聲教育部工程研究中心，南昌 330013；2.南昌工程學(xué)院 土木與建筑工程學(xué)院，南昌 330029)

基于室內(nèi)外溫差均衡、通風(fēng)、排水等因素，往往會(huì)在鐵路簡(jiǎn)支箱梁頂板、底板、腹板開(kāi)設(shè)數(shù)量和尺寸不一的孔洞。現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)表明，腔內(nèi)噪聲會(huì)通過(guò)孔洞泄露出去，增大腔外噪聲?；谝陨显?，有必要研究開(kāi)孔對(duì)箱梁輻射噪聲的影響。研究結(jié)論表明：箱梁板的振動(dòng)頻率主要集中在40 Hz至250 Hz范圍內(nèi)；底板側(cè)的噪聲主要由底板振動(dòng)而產(chǎn)生；腹板側(cè)的噪聲測(cè)點(diǎn)主要由腹板和翼緣板的振動(dòng)產(chǎn)生。比較分析實(shí)測(cè)值、不開(kāi)孔模型理論值、開(kāi)孔模型理論值后發(fā)現(xiàn)，開(kāi)孔模型測(cè)點(diǎn)理論值均比不開(kāi)孔模型理論值大，更接近于實(shí)測(cè)值。開(kāi)孔對(duì)結(jié)構(gòu)近場(chǎng)噪聲影響不可忽略，理論計(jì)算時(shí)采用開(kāi)孔計(jì)算模型能更好模擬箱梁結(jié)構(gòu)噪聲。

聲學(xué)；箱梁；開(kāi)孔；結(jié)構(gòu)噪聲；現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)；數(shù)值仿真

隨著我國(guó)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(shè)周期短等特點(diǎn)得到越來(lái)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(gè)重要原因是由于增加了橋梁振動(dòng)引起的結(jié)構(gòu)輻射噪聲。國(guó)外較早對(duì)鐵路鋼橋產(chǎn)生的結(jié)構(gòu)噪聲進(jìn)行了一系列研究[2–3]。張鶴等以某座噪聲污染嚴(yán)重的橋梁為研究對(duì)象，分析了橋梁振動(dòng)及橋梁輻射低頻噪聲，得到了橋梁聲場(chǎng)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(chǎng)實(shí)測(cè)了32 m跨混凝土單線和雙線簡(jiǎn)支箱梁的輻射噪聲，發(fā)現(xiàn)兩種箱梁均出現(xiàn)兩個(gè)明顯的噪聲峰值，并對(duì)其出現(xiàn)的原因進(jìn)行理論分析[5]。李奇、吳定俊以一預(yù)應(yīng)力U形梁為例，采用數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的方法對(duì)橋梁振動(dòng)加速度和橋梁結(jié)構(gòu)噪聲對(duì)比，發(fā)現(xiàn)數(shù)值模擬方法在時(shí)域和頻域上均較好模擬了列車(chē)激勵(lì)下橋梁的低頻結(jié)構(gòu)噪聲[6]。上述研究均證明橋梁結(jié)構(gòu)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(zhǎng)較長(zhǎng)，能量衰減較慢，穿透能力強(qiáng)，無(wú)法采用聲屏障等隔音設(shè)備降低輻射，而且現(xiàn)在常采用的A計(jì)權(quán)聲壓使低頻噪聲衰減很大，導(dǎo)致低頻噪聲的危害被忽略。針對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)噪聲以低頻噪聲為主的特點(diǎn)，現(xiàn)有的降噪手段主要是從結(jié)構(gòu)本身出發(fā)，通過(guò)降低結(jié)構(gòu)輻射噪聲來(lái)減輕低頻噪聲對(duì)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(shè)腹板、協(xié)調(diào)吸振阻尼器、采用梯形軌枕等措施來(lái)降低橋梁結(jié)構(gòu)噪聲。

針對(duì)結(jié)構(gòu)開(kāi)孔對(duì)結(jié)構(gòu)噪聲的影響，潘支明對(duì)一混凝土殼體模型等距離開(kāi)鑿28個(gè)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(jié)果表明聲壓降低10 dB。楊新文等建立不同孔數(shù)的車(chē)輪模型，分析車(chē)輪振動(dòng)噪聲輻射，結(jié)果表明：在車(chē)輪輻板上開(kāi)孔有利于降低20 Hz～800 Hz中低頻段車(chē)輪振動(dòng)噪聲的輻射效率[8]。A.Putra分別研究了開(kāi)孔板的孔徑、孔數(shù)、開(kāi)孔率對(duì)板輻射效率影響，并根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果推導(dǎo)了板輻射效率與相關(guān)參數(shù)的經(jīng)驗(yàn)公式[9]。

箱梁基于室內(nèi)外溫差均衡、排水等實(shí)際情況往往會(huì)在底板、腹板、頂板等部位開(kāi)設(shè)數(shù)量和尺寸不等的圓孔。這些孔洞對(duì)橋梁振動(dòng)噪聲有何影響，未見(jiàn)相關(guān)文獻(xiàn)的分析。本文以雙線32 m混凝土箱梁為研究對(duì)象，以Helmholtz方程為理論基礎(chǔ)，忽略聲壓對(duì)橋梁動(dòng)力響應(yīng)影響，分別測(cè)試了箱梁底部孔洞下緣位置和腹板側(cè)緣位置的噪聲，并與其理論值進(jìn)行比較分析，研究開(kāi)孔對(duì)外場(chǎng)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(dòng)輻射低頻噪聲的計(jì)算方法

對(duì)于聲壓聲場(chǎng)的計(jì)算，主要是通過(guò)三個(gè)基本步驟來(lái)實(shí)現(xiàn)。第一步是確定并量化激勵(lì)結(jié)構(gòu)的作用力。通常是利用傅里葉分析將已知的激勵(lì)力分解為正弦分量之和，第二步是確定對(duì)激勵(lì)力產(chǎn)生響應(yīng)的振動(dòng)速度在結(jié)構(gòu)表面的分布。最后一步是計(jì)算聲場(chǎng)，進(jìn)而計(jì)算結(jié)構(gòu)表面振動(dòng)響應(yīng)所產(chǎn)生的聲功率。

頻率為ω時(shí)振動(dòng)表面外側(cè)r處的聲壓由下式給出[10]

式中Nm是頻率為ω時(shí)的坐標(biāo)εx、εy處的形函數(shù)，pm為聲壓，υnm為節(jié)點(diǎn)m處的法向質(zhì)點(diǎn)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(biāo)準(zhǔn)數(shù)值積分法對(duì)每個(gè)元Sj求得。由邊界條件確定的已知聲壓或法向質(zhì)點(diǎn)速度代入式(8)中，合并式（5）左邊的矩陣，則表達(dá)式可重新整理成

可通過(guò)對(duì)[]A求逆矩陣而求解所有邊界聲壓和速度，進(jìn)而利用Helmholtz方程計(jì)算聲學(xué)區(qū)域中任意一點(diǎn)的聲壓。

2 簡(jiǎn)支箱梁振動(dòng)噪聲現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試

試驗(yàn)選取某高速鐵路32 m雙線預(yù)應(yīng)力混凝土簡(jiǎn)支箱梁。橋梁標(biāo)準(zhǔn)跨徑為32 m，計(jì)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(wú)砟軌道，鋼軌采用60 kg/m的類(lèi)型，扣件采用WJ-8型扣件系統(tǒng)。測(cè)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(chē)流量非常小，測(cè)試橋梁四周比較開(kāi)闊，沒(méi)有建筑和灌木叢影響，滿(mǎn)足聲學(xué)測(cè)試要求。測(cè)試現(xiàn)場(chǎng)如圖1所示。

圖1 橋梁測(cè)試現(xiàn)場(chǎng)圖

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

圖2 跨中振動(dòng)與噪聲測(cè)點(diǎn)布置圖

測(cè)試采用德國(guó)HEAD公司生產(chǎn)的HEAD Recorder測(cè)試系統(tǒng)，加速度傳感器采用PCB40PH，在測(cè)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(shè)于指定位置。采樣頻率為10.24 kHz，采用手動(dòng)觸發(fā)方式，當(dāng)列車(chē)接近測(cè)試橋跨時(shí)開(kāi)始采集。當(dāng)列車(chē)通過(guò)測(cè)試橋跨時(shí)，采用測(cè)速儀測(cè)量列車(chē)通過(guò)速度。

2.1 振動(dòng)測(cè)試

圖3至圖5給出了列車(chē)速度為156 km/h時(shí)跨中截面底板、腹板、頂板中部三個(gè)振動(dòng)測(cè)點(diǎn)的實(shí)測(cè)法向振動(dòng)時(shí)程曲線圖和對(duì)應(yīng)的頻譜圖。

圖3 跨中底板振動(dòng)測(cè)點(diǎn)

圖4 跨中腹板振動(dòng)測(cè)點(diǎn)

圖5 跨中頂板振動(dòng)測(cè)點(diǎn)

從圖中可以看出：

(1)跨中截面底板、腹板、頂板振動(dòng)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(dòng)加速度最大，底板次之，腹板最小。

(2)底板的振動(dòng)頻率主要集中在40 Hz～160 Hz范圍內(nèi)，頂板的振動(dòng)頻率主要集中在40 Hz～250 Hz范圍內(nèi)，頂板的振動(dòng)頻率范圍較底板更廣，主要原因是頂板直接承受列車(chē)荷載，而底板振動(dòng)主要是頂板通過(guò)腹板傳遞得到，高頻振動(dòng)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(duì)應(yīng)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(shí)跨中底板中部測(cè)點(diǎn)1/3倍頻程實(shí)測(cè)曲線。

圖6 跨中底板振動(dòng)1/3倍頻程

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

2.2 腔內(nèi)噪聲測(cè)試

列車(chē)在橋梁上高速行駛，引起橋梁頂板、腹板、底板振動(dòng)，各板振動(dòng)引起的噪聲在腔內(nèi)發(fā)生反射、折射，其聲場(chǎng)非常復(fù)雜。文獻(xiàn)[3]認(rèn)為頂板振動(dòng)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(dǎo)致箱內(nèi)噪聲出現(xiàn)“拍”現(xiàn)象。本次測(cè)試列車(chē)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(cè)點(diǎn)S4和測(cè)點(diǎn)S5的1/3倍頻程曲線。

圖7 跨中和1/4跨中部噪聲測(cè)點(diǎn)1/3倍頻程

從圖中可以看出，兩個(gè)測(cè)點(diǎn)均在80 Hz附近出現(xiàn)最大值，與文獻(xiàn)[3]基本相符。在中心頻率25 Hz和80 Hz處，測(cè)點(diǎn)S4聲壓級(jí)比測(cè)點(diǎn)S5聲壓級(jí)分別大1.58 dB和0.49 dB。測(cè)點(diǎn)S4聲壓級(jí)與測(cè)點(diǎn)S5 1/3倍頻程聲壓級(jí)曲線比較接近，測(cè)點(diǎn)S5聲壓級(jí)略低于測(cè)點(diǎn)S4，表明腔內(nèi)不同點(diǎn)位置的聲壓級(jí)接近，聲場(chǎng)比較復(fù)雜。

2.3 腔外噪聲測(cè)試

通過(guò)測(cè)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(kāi)有數(shù)量不等的直徑為9 cm圓孔，這些圓孔可能導(dǎo)致腔內(nèi)噪聲泄露出去，增大腔外近場(chǎng)噪聲，所以分析箱梁開(kāi)孔對(duì)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(cè)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(cè)噪聲測(cè)點(diǎn)1/3倍頻程

對(duì)比底板和腹板的振動(dòng)頻譜圖，振動(dòng)和噪聲兩者峰值頻率比較接近，表明底板處測(cè)點(diǎn)的噪聲主要由底板的振動(dòng)而產(chǎn)生，腹板和翼緣的振動(dòng)引起的噪聲被腹板和底板隔離；腹板側(cè)的噪聲主要由腹板和翼緣振動(dòng)產(chǎn)生，其中25 Hz處腹板振動(dòng)噪聲貢獻(xiàn)占主要成分，由于本次測(cè)試未能測(cè)試翼緣振動(dòng)，推測(cè)50 Hz處噪聲的主要由翼緣振動(dòng)產(chǎn)生，頂板振動(dòng)產(chǎn)生的噪聲對(duì)結(jié)構(gòu)下部噪聲的影響很小。測(cè)試列車(chē)運(yùn)行于更靠近左側(cè)腹板的線路上，左側(cè)噪聲測(cè)點(diǎn)S1聲壓級(jí)較右側(cè)噪聲測(cè)點(diǎn)S3大2.5 dB。

S2和S6兩個(gè)測(cè)點(diǎn)均在中心頻率63 Hz處達(dá)到最大，其中S2測(cè)點(diǎn)（孔洞正下方）比S6(跨中梁底中部)測(cè)點(diǎn)大1.79 dB，表明在孔洞位置，聲場(chǎng)腔內(nèi)噪聲通過(guò)孔洞外泄出來(lái)，增大了腔外噪聲。

3 數(shù)值模擬

3.1 結(jié)構(gòu)模型

利用Ansys建立有限元模型。其中鋼軌采用Beam188梁?jiǎn)卧M，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(diǎn)。箱梁和軌道板采用Shell63板單元模擬。本次計(jì)算只考慮橋梁的低頻噪聲，只要求計(jì)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(jiàn)圖9所示。

圖9 有限元模型

3.2 車(chē)輛輪軌力

現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)和理論分析了一列八節(jié)高速列車(chē)編組以181 km/h的速度通過(guò)箱梁，列車(chē)型號(hào)為CRH380，車(chē)輛的具體參數(shù)見(jiàn)文獻(xiàn)[8]附錄3所示。將有限元模型導(dǎo)入Simpack軟件，軌道不平順采用德國(guó)低干擾譜，提取橋梁豎向輪軌力。圖10為車(chē)速為181 km/h時(shí)豎向輪軌力時(shí)域圖，從圖中可以看出，輪軌力在56.8 kN附近波動(dòng)，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(dòng)幅度較大，車(chē)橋耦合現(xiàn)象比較明顯。

3.3 聲場(chǎng)分析

圖10 輪軌力時(shí)程曲線

根據(jù)設(shè)計(jì)圖紙，分別建立考慮底板腹板開(kāi)孔和不開(kāi)孔兩種有限元模型，將輪軌力作用于有限元模型進(jìn)行瞬態(tài)分析得到橋梁振動(dòng)響應(yīng)。以箱梁振動(dòng)響應(yīng)為聲學(xué)邊界條件，基于Helmholtz方程計(jì)算得到箱梁空間輻射噪聲。

表1為車(chē)速為181 km/h工況下20 Hz～200 Hz范圍內(nèi)不同測(cè)點(diǎn)線性計(jì)權(quán)聲壓級(jí)理論值與實(shí)測(cè)值的比較。仿真計(jì)算了開(kāi)孔和不開(kāi)孔兩種理論值，由測(cè)試結(jié)果和仿真結(jié)果比較可知，在不同測(cè)點(diǎn)位置上，理論聲壓級(jí)與實(shí)測(cè)聲壓級(jí)空間趨勢(shì)基本一致，理論值比實(shí)測(cè)值偏小。原因可能是實(shí)測(cè)值包含一部分非橋梁振動(dòng)引起的噪聲，而理論值僅僅考慮了結(jié)構(gòu)噪聲。另一個(gè)可能的原因是理論計(jì)算時(shí)軌道不平順采用德國(guó)低干擾譜，而本次實(shí)測(cè)的線路運(yùn)行了兩年左右，軌道不平順狀況并不明確。

表1 線性計(jì)權(quán)聲壓級(jí)理論值與實(shí)測(cè)值對(duì)比/dB

另外，考慮開(kāi)孔的模型理論值均比不開(kāi)孔模型理論值大，更接近于實(shí)測(cè)值，開(kāi)孔對(duì)結(jié)構(gòu)近場(chǎng)噪聲影響不可忽略，仿真計(jì)算時(shí)采用開(kāi)孔計(jì)算模型能更好模擬結(jié)構(gòu)振動(dòng)噪聲。

圖11為車(chē)速為181 km/h時(shí)S2測(cè)點(diǎn)箱梁結(jié)構(gòu)噪聲理論值與實(shí)測(cè)值的比較。從圖中可以看出，實(shí)測(cè)值與開(kāi)孔模型理論值在頻域范圍內(nèi)吻合比較好。實(shí)測(cè)值略大于理論值。

圖12為開(kāi)孔模型理論值與不開(kāi)孔模型理論值的比較。

從圖中可以看出，開(kāi)孔模型噪聲測(cè)點(diǎn)理論值大于不開(kāi)孔模型的理論值。這與參考文獻(xiàn)[5–7]并不一致，分析其原因，主要原因是模型開(kāi)孔數(shù)量比較少，但是孔徑相對(duì)較大，導(dǎo)致腔內(nèi)噪聲通過(guò)孔洞泄露出去，增大了腔外噪聲。另外一個(gè)原因是文獻(xiàn)[6–7]研究的是開(kāi)孔的單個(gè)板結(jié)構(gòu)，而箱梁是由若干板組合而成的結(jié)構(gòu)，噪聲更復(fù)雜。

圖11 S2測(cè)點(diǎn)箱梁噪聲理論值與實(shí)測(cè)值對(duì)比

圖12 S2測(cè)點(diǎn)箱梁噪聲理論值對(duì)比

4 結(jié)語(yǔ)

通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)32 m混凝土箱梁的振動(dòng)和噪聲，研究了箱梁振動(dòng)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(chǔ)，分別計(jì)算箱梁開(kāi)孔模型和不開(kāi)孔模型結(jié)構(gòu)振動(dòng)噪聲，得到以下結(jié)論：

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

（2）空腔內(nèi)兩測(cè)點(diǎn)1/3倍頻程曲線很接近，兩個(gè)測(cè)點(diǎn)均在80 Hz附近出現(xiàn)最大值。腹板處兩個(gè)噪聲測(cè)點(diǎn)在25 Hz和50 Hz處值最大，主要是由腹板和翼緣板振動(dòng)產(chǎn)生。底板上兩側(cè)點(diǎn)在63 Hz處值最大，主要由底板振動(dòng)產(chǎn)生。

（3）通過(guò)比較實(shí)測(cè)值、不開(kāi)孔模型情理論值、開(kāi)孔模型理論值發(fā)現(xiàn)：考慮開(kāi)孔的模型理論值均比不開(kāi)孔模型理論值大，更接近于實(shí)測(cè)值，開(kāi)孔對(duì)結(jié)構(gòu)近場(chǎng)噪聲影響不可忽略，理論計(jì)算時(shí)采用開(kāi)孔計(jì)算模型能更好模擬結(jié)構(gòu)振動(dòng)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(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51578238，51608201，51569016）；江西省優(yōu)勢(shì)科技創(chuàng)新團(tuán)隊(duì)資助項(xiàng)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(dòng)與噪聲研究。E-mail:402690572@qq.com

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