羅云柯， 張 迅， 李小珍， 阮靈輝

(西南交通大學(xué) 橋梁工程系，成都 610031)

隨著我國(guó)高速鐵路運(yùn)營(yíng)里程和運(yùn)營(yíng)時(shí)間的增長(zhǎng)，一些工程問(wèn)題逐漸暴露出來(lái)，如振動(dòng)和噪聲問(wèn)題日益引起人們的關(guān)注。通常認(rèn)為，當(dāng)列車速度低于300 km/h時(shí)，輪軌噪聲在總噪聲中占主導(dǎo)地位[1]。聲屏障是降低輪軌噪聲的主要措施之一，因此，我國(guó)高速鐵路多采用聲屏障來(lái)降噪。

相關(guān)學(xué)者就聲屏障聲學(xué)性能在理論模型、預(yù)測(cè)方法和優(yōu)化技術(shù)等方面均取得了不少研究成果。例如：蘇衛(wèi)青等[2]提出了基于雙聲源作為等效聲源和以1 250 Hz作為等效頻率的高速鐵路聲屏障聲學(xué)計(jì)算模型；費(fèi)廣海等[3-4]針對(duì)我國(guó)高速鐵路直立式聲屏障，采用數(shù)值模擬研究了聲屏障高度對(duì)其降噪效果的影響，得出了路基區(qū)段和橋梁區(qū)段聲屏障的合適高度。此外，我國(guó)還開(kāi)展了高速鐵路鼻型聲屏障、減載式聲屏障等新型聲屏障的研發(fā)[5-6]。

近年來(lái)，相關(guān)研究者開(kāi)始關(guān)注列車脈動(dòng)風(fēng)對(duì)聲屏障的作用。龍麗平等[7]基于流體計(jì)算軟件CFX探究了列車經(jīng)過(guò)聲屏障時(shí)的空氣脈動(dòng)力分布規(guī)律。劉海濤[8]從保障聲屏障結(jié)構(gòu)安全工作的角度，研究了聲屏障與基礎(chǔ)連接構(gòu)造的錨固性能。韓珈琪等[9]利用Fluent軟件模擬作用在聲屏障上的脈動(dòng)風(fēng)壓特性，并建立有限元模型研究聲屏障的脈動(dòng)激勵(lì)響應(yīng)。張亮等[10]利用Fluent軟件模擬列車以不同速度經(jīng)過(guò)聲屏障時(shí)的脈動(dòng)力，并建立有限元模型探究了直立式聲屏障的動(dòng)力響應(yīng)。羅文俊等[11]考慮脈動(dòng)風(fēng)荷載的影響，研究得出金屬插板式聲屏障立柱的合適間距為1.6～2.0 m。Carassale等[12]針對(duì)軌道旁的鋼框架結(jié)構(gòu)，實(shí)測(cè)了車致地震動(dòng)和脈動(dòng)風(fēng)壓引起的動(dòng)力響應(yīng)，并提出了預(yù)測(cè)模型。Tokunaga等[13]從避免共振的角度，研究了高聳直立式聲屏障在列車脈動(dòng)風(fēng)壓作用下的動(dòng)力響應(yīng)。

對(duì)于路基區(qū)段聲屏障，其振動(dòng)來(lái)源主要是列車脈動(dòng)風(fēng)。對(duì)于橋上高聳的半封閉式聲屏障結(jié)構(gòu)(如圖1)，其基礎(chǔ)通常安裝于箱梁的翼緣板外邊緣，導(dǎo)致高速列車的輪軌動(dòng)力作用效應(yīng)不容忽視。也就是說(shuō)，脈動(dòng)風(fēng)和輪軌激勵(lì)均會(huì)引起聲屏障振動(dòng)；但是，二者又存在顯著差異，即列車脈動(dòng)風(fēng)荷載是一種低頻荷載，能量集中于頻率幾個(gè)Hz以下[10-13]，而輪軌動(dòng)力荷載處于中高頻范圍(數(shù)十至上千Hz)[14-15]。在輪軌力所引起的聲屏障振動(dòng)研究方面，王少林[16]基于車輛-軌道-橋梁動(dòng)態(tài)相互作用原理，研究了列車過(guò)橋時(shí)的安全性與舒適性指標(biāo)；蔡理平[17]等研究了全封閉聲屏障在CRH2型動(dòng)車組、C80型貨車輪軌動(dòng)荷載作用下的振動(dòng)響應(yīng)。

圖1 高速鐵路橋上半封閉式聲屏障Fig.1 A semi-closed sound barrier on high-speed railway bridges

圖1所示的半封閉式聲屏障結(jié)構(gòu)由垂直構(gòu)件、水平構(gòu)件、縱向連接系和單元板組成，其中，聲屏障的垂直構(gòu)件(立柱)和水平構(gòu)件(橫梁)形成主體剛架。在輪軌動(dòng)力作用下，振動(dòng)能量通過(guò)鋼軌、軌道板、底座板、箱梁頂板和翼緣板傳遞到聲屏障主體剛架中。為了研究這類聲屏障在輪軌力激勵(lì)下的中高頻振動(dòng)響應(yīng)，本文首先采用現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)手段對(duì)軌道結(jié)構(gòu)、箱梁和聲屏障主體剛架的振動(dòng)進(jìn)行測(cè)試，分別在時(shí)域和頻域內(nèi)對(duì)振動(dòng)信號(hào)進(jìn)行分析。然后，建立車-線-橋-聲屏障耦合振動(dòng)分析模型，并基于現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行模型驗(yàn)證。最后，采用校驗(yàn)后的模型進(jìn)行聲屏障振動(dòng)傳遞特性分析，并就可行的減振措施進(jìn)行探討。本文的研究成果可為今后半封閉式聲屏障的減振降噪優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考。

1 試驗(yàn)概況

現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)以圖1所示的橋上半封閉式聲屏障為工程背景。該區(qū)段為多跨32 m混凝土簡(jiǎn)支箱梁組成的高架橋，長(zhǎng)約1.5 km。

混凝土簡(jiǎn)支箱梁為標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)(圖號(hào)：通橋(2008)2322A-II)，梁寬12.0 m，梁高3.09 m，梁長(zhǎng)32.6 m，計(jì)算跨度31.5 m。箱梁頂板厚0.34 m，底板厚0.28 m，腹板厚0.45 m。設(shè)計(jì)速度為350 km/h，設(shè)計(jì)荷載為ZK活載，線間距為5.0 m，二期恒載取180 kN/m。

橋上采用CRTS-II型板式無(wú)砟軌道，由鋼軌、扣件、軌道板、CA砂漿層、底座板、滑動(dòng)層、高強(qiáng)度擠塑板、側(cè)向擋塊等部分組成。臺(tái)后設(shè)置摩擦板、端刺及過(guò)渡板。軌道板長(zhǎng)6 450 mm、寬2 550 mm、厚200 mm，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C60。CA砂漿層寬2 550 mm、厚30 mm，采用水泥乳化瀝青砂漿。底座板寬2 950 mm、厚190 mm，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30?？奂Q向剛度為50 kN/mm。

聲屏障全高8.15 m，全寬11.7 m，立柱間距為2 m。單元板采用鋁合金復(fù)合吸聲板，沿高度方向共布置有13塊單元板，其中，第5、6塊單元板之間設(shè)有1.1 m高的通透隔聲板，如圖2(b)所示。聲屏障剛架的垂直構(gòu)件(立柱)和水平構(gòu)件(橫梁)為H型鋼，尺寸為300×300×10×15 mm。單元板厚度為140 mm，單元板與H型鋼立柱之間及上、下單元板之間墊三元乙丙橡膠。通透單元板厚度為20 mm。

圖2(a)～(b)分別給出了軌道結(jié)構(gòu)、箱梁和聲屏障立柱上的振動(dòng)傳感器布置示意圖。所有測(cè)點(diǎn)布置在跨中橫斷面。采用CA-YD-188型壓電加速度傳感器進(jìn)行振動(dòng)加速度測(cè)量，采樣頻率10 kHz。

在圖2(a)中，測(cè)點(diǎn)V1布置在相鄰兩個(gè)扣件之間的中部，測(cè)試鋼軌軌底的垂向振動(dòng)加速度；測(cè)點(diǎn)V2布置在軌道板的中部；測(cè)點(diǎn)V3布置在底座板邊緣；V4布置在箱梁頂板中心。

聲屏障立柱振動(dòng)測(cè)點(diǎn)布置在敞開(kāi)側(cè)，如圖2(b)所示。其中，V5、V6和V7分別布置在與第13、10和7號(hào)單元板等高處(起算位置為聲屏障底部)，至立柱底部的高度分別為7.3 m、5.8 m和4.45 m。

現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試針對(duì)過(guò)路高速列車進(jìn)行，車型為CRH380B。列車通過(guò)此處的車速比較穩(wěn)定，平均車速約為280 km/h。為確保測(cè)試結(jié)果的可靠性，現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)了多組數(shù)據(jù)樣本，以敞開(kāi)側(cè)行車時(shí)的測(cè)試數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理前，先進(jìn)行初步分析以剔除異常數(shù)據(jù)，再對(duì)剩余的多組有效數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析。

圖2 振動(dòng)傳感器布置Fig.2 Arrangement of vibration sensors

2 測(cè)試結(jié)果分析

2.1 軌道結(jié)構(gòu)和箱梁的振動(dòng)

首先進(jìn)行時(shí)域分析。圖3給出了軌道結(jié)構(gòu)和箱梁的振動(dòng)加速度時(shí)程。各測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)加速度時(shí)程反映出背景振動(dòng)要遠(yuǎn)小于高速列車強(qiáng)迫振動(dòng)響應(yīng)。

從鋼軌的振動(dòng)加速度時(shí)程中可以清晰地辨認(rèn)出高速列車的周期性加載現(xiàn)象。列車通過(guò)測(cè)試斷面的持時(shí)與列車整體車長(zhǎng)及車速有關(guān)(等于車長(zhǎng)/車速)，實(shí)測(cè)加速度時(shí)程響應(yīng)的持時(shí)與計(jì)算持時(shí)比較吻合(約2.5 s)。

從量值上看，鋼軌(V1)的振動(dòng)加速度有效值為165.08 m/s2，瞬時(shí)峰值可達(dá)4 000 m/s2；經(jīng)過(guò)扣件的減振效應(yīng)后，軌道板(V2)的振動(dòng)加速度有效值為5.68 m/s2，瞬時(shí)峰值為50 m/s2；再經(jīng)過(guò)CA砂漿和底座板的振動(dòng)能量衰減后，箱梁頂板(V4)的振動(dòng)加速度有效值降為1.01 m/s2，瞬時(shí)峰值為6 m/s2。上述4個(gè)測(cè)點(diǎn)振動(dòng)加速度量值的變化反映了輪軌振動(dòng)能量在軌道結(jié)構(gòu)和箱梁中的傳遞規(guī)律。

圖3 軌道結(jié)構(gòu)、箱梁的實(shí)測(cè)振動(dòng)加速度時(shí)程Fig.3 Measured acceleration histories of the track and box-girder

接下來(lái)進(jìn)行頻域分析。選取列車通過(guò)測(cè)試斷面時(shí)間內(nèi)的振動(dòng)信號(hào)進(jìn)行處理。由于輪軌激勵(lì)力的頻率范圍很寬，本文對(duì)振動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行1/3倍頻程分析，采用振動(dòng)加速度級(jí)衡量各測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)強(qiáng)弱，定義如下[18]，

VAL=201g(arms/aref)

(1)

式中：VAL為振動(dòng)加速度級(jí)(Vibration Acceleration Level)；arms為振動(dòng)加速度有效值(m/s2)，按式(2)計(jì)算；aref為基準(zhǔn)加速度，aref=10-6m/s2。

(2)

式中：T為分析時(shí)間；a(t)為加速度時(shí)程。

圖4給出了測(cè)點(diǎn)V1～V4的振動(dòng)加速度級(jí)頻譜曲線。由于鋼軌測(cè)點(diǎn)(V1)的振動(dòng)響應(yīng)顯著大于其它3個(gè)測(cè)點(diǎn)，故圖4中使用了雙縱坐標(biāo)顯示。

圖4 軌道結(jié)構(gòu)、箱梁的實(shí)測(cè)振動(dòng)加速度級(jí)頻譜圖Fig.4 Measured VAL spectra of the track and box-girder

分析圖4可以得出如下結(jié)論：

(1)總體上，隨著頻率增加，鋼軌(V1)、軌道板(V2)和底座板(V3)的振動(dòng)加速度級(jí)逐漸增大。其中，軌道板的振動(dòng)加速度級(jí)頻譜曲線與底座板非常相似，但前者在量值上要明顯大于后者，這是由于CA砂漿起到了較好的減振效果。

(2)箱梁頂板(V4)的振動(dòng)加速度級(jí)主要處于小于315 Hz的頻帶內(nèi)，優(yōu)勢(shì)頻段范圍為40～63 Hz，這與相關(guān)研究的結(jié)論一致[19-20]。

(3)對(duì)分頻振動(dòng)加速度級(jí)進(jìn)行疊加，可得到鋼軌、軌道板、底座板和箱梁頂板的綜合振動(dòng)加速度級(jí)分別為164 dB、135 dB、127 dB和120 dB，即從鋼軌到軌道板、再到底座板和箱梁頂板，振動(dòng)加速度級(jí)分別衰減了29 dB、8 dB和7 dB。

2.2 聲屏障立柱的振動(dòng)

聲屏障立柱通過(guò)螺栓固定在箱梁翼緣板外邊緣上。翼緣板為懸臂結(jié)構(gòu)，鞭梢效應(yīng)將使得翼緣板產(chǎn)生較大的振動(dòng)，并將振動(dòng)能量傳遞給聲屏障結(jié)構(gòu)。

如前所述，作用在聲屏障上的脈動(dòng)風(fēng)荷載的能量主要集中于頻率幾個(gè)Hz以下。為了研究輪軌力引起的聲屏障振動(dòng)響應(yīng)，本文對(duì)實(shí)測(cè)聲屏障振動(dòng)時(shí)程進(jìn)行10 Hz高通濾波處理，以消除列車脈動(dòng)風(fēng)壓對(duì)測(cè)試結(jié)果的影響。圖5為聲屏障立柱的橫向振動(dòng)加速度時(shí)程?？梢钥闯觯?個(gè)測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)加速度時(shí)程圖非常相似，且在量值上比較接近；由于測(cè)點(diǎn)V7位于立柱的中部，受到上部橫梁和下部柱腳的約束相對(duì)弱一些，故在高速列車通過(guò)時(shí)的振動(dòng)時(shí)程曲線相比上部測(cè)點(diǎn)V5和V6要平穩(wěn)一些；V5、V6和V7的振動(dòng)加速度有效值分別為0.60 m/s2、0.64 m/s2和0.67 m/s2，瞬時(shí)峰值分別為5 m/s2、5 m/s2和4 m/s2。

圖5 聲屏障的實(shí)測(cè)振動(dòng)加速度時(shí)程Fig.5 Measured acceleration histories of the noise barrier

實(shí)測(cè)聲屏障振動(dòng)響應(yīng)來(lái)源于列車脈動(dòng)風(fēng)和輪軌力激勵(lì)，圖6給出了測(cè)點(diǎn)V5～V7的振動(dòng)加速度級(jí)頻譜曲線，圖中橫坐標(biāo)的頻率范圍為1～3 150 Hz。

圖6 聲屏障的實(shí)測(cè)振動(dòng)加速度級(jí)頻譜圖Fig.6 Measured VAL spectra of the noise barrier

從圖6可以看出：在極低頻段范圍內(nèi)(2～5 Hz)，各測(cè)點(diǎn)振動(dòng)響應(yīng)出現(xiàn)一個(gè)局部峰值，這主要來(lái)源于列車脈動(dòng)風(fēng)激勵(lì)；而在輪軌力激勵(lì)下，3個(gè)測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)優(yōu)勢(shì)頻段為20～63 Hz和100～500 Hz，峰值頻率分別為40 Hz和125 Hz，這與輪軌力的頻譜特性和立柱的自振特性有關(guān)。對(duì)輪軌激勵(lì)優(yōu)勢(shì)頻率范圍內(nèi)的振動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行疊加，得到3個(gè)測(cè)點(diǎn)的綜合振動(dòng)加速度級(jí)分別為109 dB、106 dB和110 dB，三者比較接近，而中部測(cè)點(diǎn)V7的振動(dòng)略大一些。

需要指出的是：隨著列車速度的提高，脈動(dòng)風(fēng)壓將會(huì)顯著增加，同時(shí)輪軌力也會(huì)不斷增大?？梢灶A(yù)見(jiàn)，在一定的車速范圍內(nèi)，列車脈動(dòng)風(fēng)引起的低頻振動(dòng)響應(yīng)將超過(guò)輪軌力引起的中高頻振動(dòng)響應(yīng)。本文僅討論輪軌力引起的聲屏障振動(dòng)響應(yīng)；同時(shí)，從圖6可以看出，由于兩種激勵(lì)的頻譜特性差異顯著，在討論輪軌力引起的聲屏障振動(dòng)響應(yīng)時(shí)可忽略脈動(dòng)風(fēng)效應(yīng)。

3 數(shù)值分析模型

3.1 箱梁-聲屏障耦合振動(dòng)分析模型

假設(shè)聲屏障柱腳與箱梁翼緣板的連接為剛性固結(jié)，采用有限元法建立箱梁-聲屏障耦合振動(dòng)分析模型。在該模型中，箱梁和聲屏障主體剛架均采用板單元建模，以獲得結(jié)構(gòu)的高頻振動(dòng)響應(yīng)?？v向連接系采用梁?jiǎn)卧＃詼p小模型規(guī)模、節(jié)省計(jì)算時(shí)間。

由于單元板與H型鋼立柱之間墊三元乙丙橡膠，即二者之間具有足夠的彈性，故忽略單元板對(duì)聲屏障剛架的剛度貢獻(xiàn)，僅將其做為附加質(zhì)量考慮到聲屏障剛架中。另一方面，由于高速列車脈動(dòng)風(fēng)荷載的頻率往往只有幾個(gè)Hz，故模型中忽略脈動(dòng)風(fēng)荷載引起的聲屏障剛架振動(dòng)，僅考慮輪軌動(dòng)力作用效應(yīng)。

圖7給出了所建立的箱梁-聲屏障耦合振動(dòng)分析模型及典型自振模態(tài)。

由于聲屏障結(jié)構(gòu)的順橋向剛度明顯小于橫橋向剛度，故其自振模態(tài)先表現(xiàn)為順橋向振動(dòng)，如圖7(c)所示的一階順橋向振動(dòng)頻率為1.35 Hz。箱梁的一階豎彎頻率為4.61 Hz。

圖7 箱梁-聲屏障耦合振動(dòng)分析模型及典型自振模態(tài)Fig.7 The box-girder-noise barrier coupled vibration model and typical natural vibration modes

3.2 車-線-橋耦合振動(dòng)理論

為了分析高速列車輪軌動(dòng)力作用下的聲屏障振動(dòng)響應(yīng)，將3.1節(jié)建立的箱梁-聲屏障耦合振動(dòng)分析模型視為“橋梁子系統(tǒng)”，并基于車-線-橋耦合振動(dòng)理論進(jìn)行數(shù)值仿真分析。

車-線-橋耦合振動(dòng)分析模型是由車輛計(jì)算模型、軌道計(jì)算模型和橋梁計(jì)算模型按一定的輪軌運(yùn)動(dòng)關(guān)系和線橋作用關(guān)系起來(lái)而組成的系統(tǒng)。運(yùn)用車輛動(dòng)力學(xué)、軌道動(dòng)力學(xué)和橋梁結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)的研究方法，將車輛、軌道和橋梁看作一個(gè)耦合動(dòng)力體系，分別建立橋梁、軌道和車輛的運(yùn)動(dòng)方程，以輪軌關(guān)系、線橋關(guān)系為聯(lián)系紐帶，運(yùn)用數(shù)值仿真方法來(lái)求解車-線-橋系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)[14-15]。

車輛、軌道、橋梁各自由度的運(yùn)動(dòng)方程可運(yùn)用D′Alembert原理得到，寫(xiě)成如下的矩陣形式：

(3)

(4)

(5)

采用分離迭代時(shí)間數(shù)值積分方法求解該動(dòng)力學(xué)系統(tǒng)，求解列車、軌道系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)采用新型快速顯式積分方法，求解橋梁結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)采用Newmark-β法。更多理論推導(dǎo)、程序驗(yàn)證等詳見(jiàn)文獻(xiàn)[14-15]，此處不再贅述。

3.3 試驗(yàn)驗(yàn)證

圖8給出了聲屏障振動(dòng)加速度時(shí)程的仿真值與實(shí)測(cè)值對(duì)比，該時(shí)程曲線采用了10 Hz高通濾波處理?？梢钥闯?，仿真分析與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)的振動(dòng)加速度峰值比較接近；實(shí)測(cè)振動(dòng)加速度有效值為0.67 m/s2，計(jì)算振動(dòng)加速度有效值為0.58 m/s2。

圖8 聲屏障的仿真與實(shí)測(cè)振動(dòng)加速度時(shí)程對(duì)比(測(cè)點(diǎn)V7)Fig.8 Comparisons of simulated and measured acceleration histories of the sound barrier (measuring point V7)

圖9為頻域內(nèi)的仿真值與實(shí)測(cè)值對(duì)比，圖中分別給出了箱梁頂板(V4)和聲屏障立柱(V7)的分析結(jié)果。為簡(jiǎn)便起見(jiàn)，圖中的頻段顯示范圍為20～1 000 Hz。不管是測(cè)點(diǎn)V4還是V7，仿真計(jì)算的頻譜曲線與實(shí)測(cè)的頻譜曲線規(guī)律一致。對(duì)于綜合振動(dòng)加速度級(jí)，測(cè)點(diǎn)V4和V7的仿真值分別為118 dB和112 dB，實(shí)測(cè)值分別為120 dB和110 dB，即仿真值與實(shí)測(cè)值的偏差較小。

從以上對(duì)比分析可以看出，在中高頻范圍內(nèi)，可以忽略脈動(dòng)風(fēng)壓效應(yīng)，本文提出的計(jì)算方法是可行的。該模型將用于后續(xù)的聲屏障振動(dòng)性能和減振分析。

圖9 頻域內(nèi)的仿真值與理論值對(duì)比Fig.9 Comparisons of simulated and measured results in frequency domain

3.4 車速的影響

圖10給出了不同速度下，箱梁頂板(V4)和聲屏障立柱(V7)的綜合振動(dòng)加速度級(jí)。分析可知：隨著車速增加，箱梁和聲屏障的綜合振動(dòng)加速度級(jí)均不斷增加，這主要是由于輪軌荷載增加的緣故；在車速150～350 km/h范圍內(nèi)，考察點(diǎn)V4和V7的綜合振動(dòng)加速度級(jí)隨車速提高而增加的規(guī)律分別約為5.4 dB/(50 km/h)和3.5 dB/(50 km/h)，即前者受車速的影響更為明顯。

圖10 不同車速下的振動(dòng)對(duì)比Fig.10 Comparisons of simulated vibrations at different speeds

4 討 論

4.1 聲屏障振動(dòng)的分布規(guī)律

從圖7(a)可以看出，該簡(jiǎn)支箱梁上共有17個(gè)聲屏障主體剛架。為了分析聲屏障的振動(dòng)大小分布，圖11(a)分別給出了跨中橫截面(L/2)的聲屏障剛架沿不同位置的綜合振動(dòng)加速度級(jí)；圖11(b)給出了跨中(L/2)、四分之一跨(L/4)和八分之一跨(L/8)橫截面的聲屏障剛架在V7所在位置的振動(dòng)加速度頻譜曲線。計(jì)算車速為280 km/h。

在圖11(a)中，H1～H3表示行車側(cè)立柱的考察點(diǎn)，H1和H3位于兩端，H2位于中部；H7～H9表示另一側(cè)立柱的考察點(diǎn)，H7和H9位于兩端，H8位于中部；H4～H6表示橫梁的考察點(diǎn)，H4和H6位于兩端，H5位于中部。

圖11 聲屏障各位置處的振動(dòng)加速度級(jí)Fig.11 VALs of the noise barrier at different locations

分析圖11可以得出如下結(jié)論：

(1)對(duì)于跨中橫截面的聲屏障剛架，橫梁的振動(dòng)要大于立柱，這是由于輪軌動(dòng)力荷載以垂直方向?yàn)橹鳌?/p>

(2)對(duì)于跨中橫截面的聲屏障剛架，敞開(kāi)側(cè)立柱的振動(dòng)要稍大于封閉側(cè)立柱，這是由于高速列車在敞開(kāi)側(cè)行車造成的偏載效應(yīng)。

(3)對(duì)于跨中橫截面的聲屏障剛架，橫梁和立柱的振動(dòng)均表現(xiàn)出構(gòu)件中部的振動(dòng)稍大于兩側(cè)，這是由于構(gòu)件中部受到兩端的約束作用要弱一些的緣故。

(4)對(duì)于不同橫截面的聲屏障剛架，H2所在位置的分頻振動(dòng)加速度級(jí)的頻譜曲線比較相似，只是在量值上以跨中橫截面稍大，這主要與箱梁翼緣板的振動(dòng)有關(guān)。L/2、L/4和L/8橫截面在H2所在位置的綜合振動(dòng)加速度級(jí)分別為112 dB、110 dB和108 dB。

4.2 減振方案及效果分析

為降低聲屏障的車致振動(dòng)，本文首先討論聲屏障剛架的剛度對(duì)其振動(dòng)的影響。具體分析時(shí)，提取跨中橫截面的聲屏障剛架的計(jì)算結(jié)果。計(jì)算車速為280 km/h。

為便于分析，以聲屏障剛架材料彈性模量的變化代表剛度的變化，例如：“0.75E”表示聲屏障剛架剛度折減25%；“1.25E”表示聲屏障剛架剛度增加25%。圖12給出了聲屏障剛架剛度變化時(shí)，考察點(diǎn)H2、H5和H8的綜合振動(dòng)加速度級(jí)的變化規(guī)律。

圖12 剛架剛度對(duì)聲屏障振動(dòng)的影響Fig.12 Effects of strut stiffness on VALs of the noise barrier

從圖12可以看出：

(1)總體上，隨著聲屏障剛架剛度的增加，其振動(dòng)加速度級(jí)逐漸降低。

(2)剛度增加25%時(shí)，橫梁H5的綜合振動(dòng)加速度級(jí)減小約4 dB；立柱H2和H8的綜合振動(dòng)加速度級(jí)減小約2 dB。

(3)橫梁的振動(dòng)受剛架剛度的變化更敏感，這主要是由于兩側(cè)立柱相當(dāng)于橫梁的彈性支承，橫梁的振動(dòng)強(qiáng)弱程度將受到自身的剛度大小和兩端彈性支承強(qiáng)弱的雙重影響。

前文已述及，聲屏障振動(dòng)的強(qiáng)弱程度與下部基礎(chǔ)——箱梁翼緣板的振動(dòng)大小由密切關(guān)系。考慮到箱梁翼緣板為懸臂結(jié)構(gòu)，這里采用施加斜撐的方案對(duì)翼緣板加強(qiáng)支承。

圖13給出了擬采用的斜撐方案。斜撐連接箱梁翼緣板邊緣和箱梁底板邊緣，采用H型鋼，尺寸為300×300×10×15 mm。斜撐的間距為2 m，即與聲屏障剛架等間距布置。

圖13 斜撐示意圖Fig.13 Diagram of the inclined bracings

圖14給出了有無(wú)斜撐時(shí)考察點(diǎn)H2、H5和H8的綜合振動(dòng)加速度級(jí)對(duì)比。可以看出：無(wú)論是橫梁還是立柱，施加斜撐后的振動(dòng)均有明顯降低，橫梁和立柱的綜合振動(dòng)加速度級(jí)分別減小約12 dB和8 dB。顯然地，施加斜撐將會(huì)增加一定的工程量，且斜撐與箱梁的連接構(gòu)造需得到可靠保證，否則將會(huì)對(duì)聲屏障的聲學(xué)性能帶來(lái)影響。

圖14 斜撐對(duì)聲屏障振動(dòng)的影響Fig.14 Effects of inclined bracings on VALs of the noise barrier

5 結(jié) 論

(1)高速列車以速度280 km/h通過(guò)時(shí)，實(shí)測(cè)鋼軌、軌道板、底座板、箱梁頂板和聲屏障立柱的綜合振動(dòng)加速度級(jí)分別為164 dB、135 dB、127 dB、120 dB和110 dB，衰減規(guī)律與振動(dòng)傳遞路徑“鋼軌→軌道板→底座板→箱梁→聲屏障立柱→聲屏障橫梁”相符。實(shí)測(cè)聲屏障立柱的振動(dòng)優(yōu)勢(shì)頻段為20～63 Hz和100～500 Hz，峰值頻率分別為40 Hz和125 Hz。

(2)采用板單元模擬箱梁和聲屏障剛架可以較好地反映二者的高頻振動(dòng)，箱梁和聲屏障振動(dòng)響應(yīng)的仿真值與實(shí)測(cè)值吻合良好。

(3)在車速150～350 km/h范圍內(nèi)，箱梁頂板和聲屏障立柱的綜合振動(dòng)加速度級(jí)隨車速提高而增加的規(guī)律約為5.4 dB/(50 km/h)和3.5 dB/(50 km/h)。

(4)同一橫截面上，聲屏障橫梁的振動(dòng)要比立柱的大，且構(gòu)件中部的振動(dòng)要比兩端稍大?？缰袡M截面的聲屏障振動(dòng)要比四分之一、八分之一橫截面稍大，但三者的頻譜曲線變化規(guī)律基本一致。

(5)聲屏障剛架剛度增大時(shí)，其振動(dòng)響應(yīng)會(huì)降低。剛度增大25%時(shí)，橫梁、立柱的綜合振動(dòng)加速度級(jí)分別減小約4 dB和2 dB。

(6)箱梁翼緣板對(duì)聲屏障的振動(dòng)有較大影響，對(duì)箱梁翼緣板施加斜撐可以使得橫梁、立柱的綜合振動(dòng)加速度級(jí)分別減小約12 dB和8 dB。

展望：由于半封閉式聲屏障與直立式聲屏障在結(jié)構(gòu)形式上差異很大，因此，列車通過(guò)時(shí)作用在二者上的脈動(dòng)風(fēng)壓分布特征將明顯不同。后續(xù)研究中，應(yīng)進(jìn)一步探討半封閉式聲屏障在脈動(dòng)風(fēng)壓作用下的低頻振動(dòng)響應(yīng)，以掌握脈動(dòng)風(fēng)壓和輪軌動(dòng)力聯(lián)合作用下的全頻段振動(dòng)特性。