李小珍， 聶 駿， 郭 鎮(zhèn)， 王黨雄， 朱 艷

(西南交通大學(xué) 橋梁工程系，成都 610031)

列車激勵(lì)引起高架橋振動(dòng)并產(chǎn)生低頻噪聲，這一問題正逐漸引起人們的重視。針對(duì)高架橋結(jié)構(gòu)進(jìn)行聲學(xué)優(yōu)化設(shè)計(jì)可改變梁體的聲輻射特性，控制橋梁下部結(jié)構(gòu)輻射的噪聲[1-2]；針對(duì)軌道結(jié)構(gòu)采取減振措施能夠從源頭上控制噪聲，其中，浮置板軌道因具有優(yōu)秀的減振降噪性能，在目前已建成的城市軌道交通線中得到了廣泛應(yīng)用。

國(guó)內(nèi)外研究者對(duì)浮置板的減振性能進(jìn)行了大量的研究。在理論分析方面，文獻(xiàn)[3-5]分別建立了浮置板軌道結(jié)構(gòu)的解析模型，研究了浮置板軌道結(jié)構(gòu)的隔振性能，分析了相對(duì)位移激勵(lì)下輪軌間動(dòng)載荷和傳遞給基礎(chǔ)的力；文獻(xiàn)[6]建立了能反映浮置板軌道動(dòng)態(tài)特性的力學(xué)模型，探討了浮置板軌道減振特性的影響因素；文獻(xiàn)[7]以單位簡(jiǎn)諧力作為激勵(lì)，不考慮車輛-軌道耦合作用，分別建立了短、中、長(zhǎng)三種浮置板軌道模型，對(duì)其減振性能進(jìn)行了研究；文獻(xiàn)[8]采用模態(tài)分析方法，通過正交試驗(yàn)探討了鋼彈簧浮置板參數(shù)變化對(duì)其動(dòng)力特性的影響；文獻(xiàn)[9]建立了鋼彈簧浮置板軌道動(dòng)力分析有限元模型，研究了不同參數(shù)下浮置板軌道的隔振效率，指出隔振彈簧的剛度和阻尼是首要影響因素；在試驗(yàn)研究方面，文獻(xiàn)[10-11]通過對(duì)浮置板軌道的減振效果進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試；文獻(xiàn)[12]通過1∶1模型試驗(yàn)對(duì)鋼彈簧浮置板軌道和普通軌道的低頻減振效果進(jìn)行了比較，發(fā)現(xiàn)相對(duì)于普通軌道，鋼彈簧浮置板軌道的最大減振量達(dá)25 dB。

近年來(lái)，研究人員開始關(guān)注浮置板軌道對(duì)軌下橋梁結(jié)構(gòu)的振動(dòng)影響。例如，文獻(xiàn)[13]分別采用有限元和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)方法，在時(shí)域、頻域內(nèi)對(duì)高架鋼彈簧浮置板軌道結(jié)構(gòu)的減振特性進(jìn)行了分析；文獻(xiàn)[14]采用動(dòng)柔度法，建立了3層Euler梁模型，對(duì)比了橋上CRTS-I型板式無(wú)砟軌道和浮置板軌道在各種參數(shù)下的振動(dòng)特性；文獻(xiàn)[15]采用數(shù)值方法就浮置板軌道對(duì)箱梁中高頻振動(dòng)的影響規(guī)律及原因進(jìn)行了研究。不難發(fā)現(xiàn)，上述研究仍未涉及浮置板軌道對(duì)箱梁聲輻射的影響。

本文首先采用動(dòng)柔度法建立頻域內(nèi)列車-軌道耦合振動(dòng)的解析模型，并采用有限元模型求解箱梁振動(dòng)響應(yīng)，然后在頻域內(nèi)采用邊界元法計(jì)算箱梁結(jié)構(gòu)噪聲，最后采用現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證理論模型。在此基礎(chǔ)上，采用數(shù)值方法對(duì)比普通板式軌道和鋼彈簧浮置板對(duì)箱梁聲輻射的影響，并選取扣件剛度、鋼彈簧剛度、浮置板長(zhǎng)度和浮置板厚度等參數(shù)進(jìn)行參數(shù)分析。本文的研究成果可為箱梁上浮置板軌道結(jié)構(gòu)的選型和設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

1 仿真分析模型

本文在頻域內(nèi)進(jìn)行箱梁振動(dòng)聲輻射分析。具體思路如下：首先，建立列車-軌道耦合振動(dòng)模型，通過解析方法得到傳遞至箱梁的激勵(lì)力；然后，采用板單元建立箱梁有限元模型，以前述激勵(lì)力進(jìn)行諧響應(yīng)分析，獲得箱梁振動(dòng)響應(yīng)；最后，將箱梁有限元網(wǎng)格轉(zhuǎn)換為邊界元網(wǎng)格，以箱梁振動(dòng)響應(yīng)為聲學(xué)邊界，利用聲學(xué)邊界元法分析箱梁聲輻射。

1.1 列車-軌道耦合振動(dòng)模型

相關(guān)研究表明[16]：混凝土箱梁的聲輻射頻率主要集中在20～200 Hz以內(nèi)，其來(lái)源于箱梁局部振動(dòng)響應(yīng)。在該頻率范圍內(nèi)，橋梁對(duì)軌道系統(tǒng)的支承剛度遠(yuǎn)大于軌道系統(tǒng)自身的剛度，故可將軌道系統(tǒng)的支承剛度視為無(wú)窮大。

本文重點(diǎn)對(duì)鋼彈簧浮置板軌道的減振降噪行為進(jìn)行分析，并與普通板式軌道進(jìn)行對(duì)比。兩種軌道結(jié)構(gòu)的示意圖，如圖1所示。

(a) 鋼彈簧浮置板

(b) 普通板式軌道

本文建立的列車-軌道耦合振動(dòng)模型如圖2所示。從圖2可知，L1表示為車輛軸距，L2表示相鄰車輛下相鄰輪對(duì)間的距離。本文模型中考慮的4個(gè)車輪分別用1、2、3、4表示。在本文的研究頻率范圍內(nèi)，可不必考慮車輛二系懸掛系統(tǒng)的影響，故僅建立轉(zhuǎn)向架、一系懸掛、輪對(duì)和輪軌接觸彈簧的簡(jiǎn)化車輛模型。

圖2 列車-軌道耦合振動(dòng)模型

由于普通板式軌道和鋼彈簧浮置板軌道具有相似的結(jié)構(gòu)特征，兩者可采用相同的軌道模型。具體而言，鋼軌簡(jiǎn)化為無(wú)限長(zhǎng)鐵木辛柯梁；扣件用彈簧-阻尼模擬；軌道板簡(jiǎn)化為有限長(zhǎng)歐拉梁；軌道板下的彈性支撐采用彈簧-阻尼模擬。普通板式軌道在軌道板下未設(shè)置減振元件，故在計(jì)算中將軌道板下的彈性支撐剛度視為無(wú)窮大。鋼彈簧浮置板下采用鋼彈簧離散支撐，需要考慮鋼彈簧提供的彈性作用。

輪軌激勵(lì)來(lái)自于車輪和鋼軌表面的組合不平順Δ。本文采用移動(dòng)不平順激擾模型，輪軌動(dòng)態(tài)作用力可由動(dòng)柔度法計(jì)算[17-18]

(1)

式中:Fc為輪軌動(dòng)態(tài)作用力，αw、αr分別為車輪、鋼軌的動(dòng)柔度;KH=1/αc，αc為輪軌接觸彈簧動(dòng)柔度;KH為線性化輪軌接觸剛度。

本文采用疊加法計(jì)算多車輪作用下鋼軌的動(dòng)柔度，以主動(dòng)輪與從動(dòng)輪的方法來(lái)考慮多車輪之間的相互作用[19]。首先計(jì)算主動(dòng)輪作用處鋼軌及軌道板的動(dòng)柔度系數(shù)αri、軌道板上扣件力Fpn和軌道板下支撐彈簧力Fbs；考慮移動(dòng)不平順的時(shí)間滯后效應(yīng)，將鋼軌動(dòng)柔度分別代入式(1)中，即可求得4個(gè)車輪單獨(dú)作用下的輪軌動(dòng)態(tài)作用力Fc1、Fc2、Fc3、Fc4，相關(guān)計(jì)算理論詳見文獻(xiàn)[19]，此處不再贅述。

1.2 箱梁局部振動(dòng)分析

混凝土箱梁由頂板、翼緣、腹板、底板構(gòu)成，各板件的局部振動(dòng)對(duì)箱梁的動(dòng)態(tài)特性影響較大，用簡(jiǎn)單的梁?jiǎn)卧Ｐ蜔o(wú)法準(zhǔn)確反映這種局部振動(dòng)，因此，本文采用板單元建模。

由“1.1”節(jié)可分別得到每一個(gè)車輪作為主動(dòng)輪時(shí)各軌道板下支撐彈簧中的力，將其疊加后得到最終作用于箱梁上的激勵(lì)力，利用通用有限元軟件ANSYS進(jìn)行諧響應(yīng)分析求解箱梁的振動(dòng)響應(yīng)。

1.3 箱梁聲輻射分析

采用邊界元法求解箱梁結(jié)構(gòu)噪聲，將混凝土箱梁外表面記為S，外部聲場(chǎng)域記為V。箱梁結(jié)構(gòu)振動(dòng)響應(yīng)作為聲輻射邊界條件時(shí)，滿足如下表達(dá)式

(2)

式中：p為聲壓；n為S的外法向單位矢量；j為單位虛數(shù)；ρ0為空氣密度；vn為流體與結(jié)構(gòu)交界面處結(jié)構(gòu)的法向振動(dòng)速度矢量。箱梁結(jié)構(gòu)表面S上的聲壓滿足亥姆霍茲積分方程和薩默菲爾德輻射條件。

箱梁結(jié)構(gòu)表面S經(jīng)過劃分后，在邊界上形成M個(gè)單元，N個(gè)節(jié)點(diǎn)，每個(gè)單元的節(jié)點(diǎn)數(shù)L，設(shè)單元上任意位置(x,y,z)的局部坐標(biāo)為(ξ,η)則

(3)

式中：Nl(ξ,η)為插值形函數(shù)。逐次以邊界上每個(gè)節(jié)點(diǎn)為源點(diǎn)，對(duì)亥姆霍茲積分方程(P∈S)進(jìn)行離散，得：

Ap=Bv

(4)

式中：A、B為影響矩陣，與結(jié)構(gòu)形狀、尺寸、插值形函數(shù)及激勵(lì)頻率有關(guān)；p為流體模型表面上節(jié)點(diǎn)壓力矢量；v為流體模型表面法線方向上節(jié)點(diǎn)速度矢量。

p=Zv

(5)

式中：Z=A-1B，為振動(dòng)結(jié)構(gòu)聲阻抗矩陣。

求得p，v后，即可用亥姆霍茲積分方程(P∈V)求得聲場(chǎng)中任意一點(diǎn)P的輻射聲壓

p(P)=aTp+bTv

(6)

式中：a，b為插值函數(shù)矢量，與結(jié)構(gòu)表面形狀和任意點(diǎn)P的位置有關(guān)。

2 算例驗(yàn)證

2.1 工程概況

本文以某城市軌道交通線中的一孔雙線30 m簡(jiǎn)支箱梁為背景，對(duì)運(yùn)營(yíng)列車作用下的箱梁振動(dòng)和噪聲進(jìn)行測(cè)試。軌道結(jié)構(gòu)形式為普通板式軌道。在箱梁跨中底板中心分別布置加速度傳感器和傳聲器。

圖3給出了箱梁跨中截面尺寸和傳感器布置圖，其中，V1、V2、V3為加速度傳感器，代表底板中心、腹板中心、翼板中心的振動(dòng)測(cè)點(diǎn)；S1、S2、S3為傳聲器，代表底板中心、腹板中心、翼板中心的噪聲測(cè)點(diǎn)。

圖3 箱梁截面尺寸及傳感器布置(mm)

2.2 箱梁對(duì)鋼軌動(dòng)柔度的影響

由式(1)可知，輪軌動(dòng)態(tài)作用力與車輪、鋼軌及輪軌接觸彈簧動(dòng)柔度密切相關(guān)。軌道結(jié)構(gòu)布置在箱梁上，因此有必要研究箱梁對(duì)鋼軌動(dòng)柔度的影響。

分別采用3種模型計(jì)算鋼軌動(dòng)柔度，對(duì)比結(jié)果見圖4。從圖4可知，“模型1”為裸箱梁(不設(shè)浮置板軌道)的動(dòng)柔度；“模型2”為浮置板軌道-箱梁模型計(jì)算得到的鋼軌動(dòng)柔度；“模型3”為裸浮置板軌道(將箱梁視作剛性基礎(chǔ))計(jì)算得到的鋼軌動(dòng)柔度?？梢钥闯觯孩?在20 Hz以下頻段，箱梁動(dòng)柔度對(duì)鋼軌動(dòng)柔度影響較大，5 Hz附近的峰值對(duì)應(yīng)于箱梁的一階模態(tài);② 在20～200 Hz頻率范圍內(nèi)，箱梁動(dòng)柔度遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于鋼軌動(dòng)柔度，“模型2”和“模型3”計(jì)算得到的鋼軌動(dòng)柔度曲線完全重合。所以，在本文研究頻率范圍內(nèi)(20～200 Hz)，可將箱梁視為剛性基礎(chǔ)，這也說(shuō)明本文僅考慮列車-軌道耦合是合理的。

圖4 鋼軌動(dòng)柔度對(duì)比

進(jìn)一步地，圖5給出了車輪、鋼軌、輪軌接觸彈簧動(dòng)柔度以及三者之和的頻譜曲線圖。

圖5 鋼軌、車輪、接觸彈簧及三者總和動(dòng)柔度

從圖5可知：在40 Hz以下頻段，總動(dòng)柔度主要由車輪動(dòng)柔度決定；40～100 Hz頻段，車輪與鋼軌動(dòng)柔度之和影響總動(dòng)柔度；100～200 Hz頻段，鋼軌動(dòng)柔度起主要作用。

由于在70 Hz附近，車輪與鋼軌動(dòng)柔度幅值相等而相位相反，故總動(dòng)柔度出現(xiàn)谷值。根據(jù)式(1)可知，輪軌動(dòng)態(tài)力與總動(dòng)柔度成反比關(guān)系，故可預(yù)見輪軌動(dòng)態(tài)力將在此頻率點(diǎn)處出現(xiàn)峰值。

2.3 仿真結(jié)果驗(yàn)證

運(yùn)營(yíng)列車通過該橋時(shí)的車速約為70 km/h，其它計(jì)算參數(shù)見表1。

表1 計(jì)算參數(shù)

由于梁體自身對(duì)梁面以上輪軌噪聲的遮蔽效應(yīng)，底板、腹板和翼板附近的實(shí)測(cè)噪聲幾乎完全由箱梁的振動(dòng)引起。圖6～圖7分別給出了箱梁底板、腹板和翼板的振動(dòng)加速度級(jí)頻譜，以及各板件附近的線性聲壓級(jí)頻譜，共有4次實(shí)測(cè)結(jié)果?？梢钥闯觯孩?不論是振動(dòng)還是噪聲，仿真值與實(shí)測(cè)值總體上均吻合良好，但二者在某些頻率處存在偏差，這可能是由于實(shí)測(cè)結(jié)果中包含部分背景噪聲的緣故;② 振動(dòng)和噪聲頻譜曲線的變化規(guī)律比較相似，揭示了振動(dòng)與噪聲存在內(nèi)在聯(lián)系;③ 箱梁振動(dòng)和噪聲均在50～125 Hz頻率范圍內(nèi)出現(xiàn)較大值，峰值頻率均出現(xiàn)在中心頻率80 Hz處，其主要原因是列車振動(dòng)能量主要集中在這個(gè)頻段內(nèi)。

(a) 底板中心

(b) 腹板中心

(c) 翼板中心

(a) 底板中心附近

(b) 腹板中心附近

(c) 翼板中心附近

綜上所述，本文建立的仿真分析模型可以較好地模擬列車激勵(lì)引起的箱梁振動(dòng)和噪聲。

3 兩種軌道結(jié)構(gòu)的對(duì)比

本節(jié)采用表1中參數(shù)進(jìn)行仿真分析，對(duì)比鋼彈簧浮置板軌道和普通板式軌道的影響。

3.1 列車激勵(lì)

圖8給出了兩種軌道結(jié)構(gòu)形式下的輪軌力頻譜曲線。由圖8可知：① 總體上，20～200 Hz頻段的輪軌力較大，且在70 Hz附近出現(xiàn)峰值，這與圖5的規(guī)律一致。超過200 Hz之后，兩者輪軌力基本一致，且均有較大波動(dòng);② 在20～70 Hz頻段，鋼彈簧浮置板軌道對(duì)應(yīng)的輪軌力小于板式軌道對(duì)應(yīng)的輪軌力，而70～200 Hz頻段的大小關(guān)系則相反，這說(shuō)明輪軌力的頻譜特性受到軌道結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響;③ 在本文所研究的頻段范圍內(nèi)，輪軌力的差異原因是兩種軌道結(jié)構(gòu)對(duì)應(yīng)的鋼軌動(dòng)柔度有所不同。

圖8 兩種軌道結(jié)構(gòu)下的輪軌力

輪軌力經(jīng)由軌道結(jié)構(gòu)向下傳遞到箱梁，因而軌道結(jié)構(gòu)形式?jīng)Q定著傳遞至箱梁的荷載大小。圖9給出了兩種軌道結(jié)構(gòu)形式下傳遞到箱梁的荷載。

由圖9可知：采用鋼彈簧浮置板時(shí)，傳遞到箱梁的荷載明顯要小，即浮置板的隔振效果明顯。究其原因，這是由于鋼彈簧浮置板的力傳遞率遠(yuǎn)小于板式軌道，這與相關(guān)文獻(xiàn)的研究結(jié)論一致。

圖9 兩種軌道結(jié)構(gòu)下傳遞到箱梁的荷載

3.2 箱梁的聲振特性

圖10給出了兩種軌道結(jié)構(gòu)下箱梁振動(dòng)加速度級(jí)頻譜和總振級(jí)柱狀對(duì)比圖。圖11給出了兩種軌道結(jié)構(gòu)下箱梁底板附近的聲壓級(jí)頻譜和總聲壓級(jí)柱狀對(duì)比圖。

圖10 兩種軌道結(jié)構(gòu)下的箱梁振動(dòng)

圖11 兩種軌道結(jié)構(gòu)下的箱梁噪聲

從圖8～圖11可知，采用普通板式軌道時(shí)，輪軌力、傳遞到箱梁的荷載、箱梁振動(dòng)加速度級(jí)和聲壓級(jí)均在50～125 Hz頻段出現(xiàn)峰值；采用鋼彈簧浮置板時(shí)，各曲線的頻譜特性非常相似，只是對(duì)應(yīng)的峰值頻段與普通板式軌道存在一定差異。因此，軌道結(jié)構(gòu)形式?jīng)Q定了傳遞到箱梁的荷載，進(jìn)而決定了箱梁振動(dòng)的頻譜特性，并最終決定了箱梁聲輻射的頻譜特性。

另一方面，兩種軌道結(jié)構(gòu)下，箱梁振動(dòng)加速級(jí)和聲壓級(jí)都在80 Hz處出現(xiàn)峰值，而鋼彈簧浮置板軌道對(duì)應(yīng)的振動(dòng)和噪聲均要小得多；頻率越高，鋼彈簧浮置板軌道的減振降噪效果尤為顯著；相比普通板式軌道，采用鋼彈簧浮置板時(shí)，箱梁底板的總振級(jí)可減小35.1 dB，箱梁底板附近的總聲級(jí)可減小24 dB。

綜上所述，鋼彈簧浮置板對(duì)于箱梁振動(dòng)和噪聲均具有極好的控制效果，且減振效果優(yōu)于降噪效果。

4 鋼彈簧浮置板參數(shù)的影響

4.1 扣件剛度

分別取扣件剛度KP為30 MN/m，60 MN/m，120 MN/m，240 MN/m，其它參數(shù)保持不變，計(jì)算得到箱梁底板附近的聲壓級(jí)頻譜和總聲壓級(jí)，如圖12所示。從圖12可知：① 不同扣件剛度下，箱梁噪聲頻譜曲線均在63～80 Hz處出現(xiàn)峰值。20～80 Hz范圍的頻譜曲線基本一致?？奂偠仍酱?，導(dǎo)致傳遞到箱梁的荷載增大，箱梁噪聲就越大，但效果主要集中在80 Hz以后;② 扣件剛度變化時(shí)，底板附近的總聲壓級(jí)變化很小，這是由于浮置板軌道有效地隔離了因扣件剛度增大而增加的輪軌力，即在浮置板軌道中采用彈性扣件并不能得到預(yù)期的降噪效果。

圖12 扣件剛度的影響

相關(guān)文獻(xiàn)表明：采用彈性扣件會(huì)降低軌道衰減率，使振動(dòng)沿鋼軌的傳播距離增大，從而增大鋼軌噪聲，并可能加劇輪軌磨耗。因此，就箱梁減振降噪而言，可在鋼彈簧浮置板中采用普通扣件。

4.2 鋼彈簧剛度

分別取鋼彈簧剛度Kb為5 MN/m、10 MN/m、20 MN/m、40 MN/m，其它參數(shù)保持不變，計(jì)算得到箱梁底板附近的聲壓級(jí)頻譜和總聲壓級(jí)，如圖13所示。從圖13可知：① 頻率較小時(shí)(小于25 Hz)，由于激振頻率比較接近浮置板軌道系統(tǒng)的自振頻率，鋼彈簧剛度對(duì)箱梁噪聲的影響規(guī)律較復(fù)雜;② 頻率大于31.5 Hz時(shí)，鋼彈簧剛度越小，箱梁噪聲越小。這是因?yàn)樵诟≈冒遒|(zhì)量不變的條件下，增加其支承彈性將降低浮置板軌道系統(tǒng)的固有頻率，提高其隔振性能，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)更好的降噪效果;③ 總體上，鋼彈簧剛度每減小一倍，底板附近的總聲級(jí)可降低5～6 dB。

圖13 鋼彈簧剛度的影響

降低鋼彈簧剛度有利于提高浮置板軌道的隔振性能，減小箱梁噪聲。然而，剛度過小的鋼彈簧將加劇浮置板和鋼軌的振動(dòng)，增大軌道豎向位移，影響行車平穩(wěn)性。因此，就箱梁減振降噪而言，可適當(dāng)放松對(duì)鋼彈簧剛度的要求，即采用較大的剛度指標(biāo)。

4.3 浮置板長(zhǎng)度

分別取浮置板長(zhǎng)度LS為7 m、14 m、28 m、56 m，其它參數(shù)保持不變，計(jì)算得到箱梁底板附近的聲壓級(jí)頻譜和總聲壓級(jí)，如圖14所示。

圖14 浮置板長(zhǎng)度的影響

從圖14可知：不同板長(zhǎng)下的各條曲線基本重合，即板長(zhǎng)對(duì)箱梁噪聲的影響很小。只有采用極大的板長(zhǎng)時(shí)(例如56 m)，箱梁噪聲級(jí)才略有減小。

根據(jù)隔振原理，增加浮置板長(zhǎng)度可以減小其自振頻率。但仿真結(jié)果顯示，20～200 Hz頻段范圍的箱梁噪聲變化不明顯，這主要是由于鋼彈簧浮置板的自振頻率遠(yuǎn)小于箱梁噪聲峰值頻率。

4.4 浮置板厚度

分別取浮置板厚度tS為0.3 m、0.4 m、0.5 m、0.6 m，其它參數(shù)保持不變，計(jì)算得到箱梁底板附近的聲壓級(jí)頻譜和總聲壓級(jí)，如圖15所示。從圖15可知：① 總體上，不同厚度條件下，箱梁噪聲頻譜曲線變化規(guī)律相似。頻率小于80 Hz時(shí)，浮置板厚度越大，箱梁噪聲越小。超過80 Hz后，厚度變化對(duì)箱梁聲壓級(jí)影響較為復(fù)雜;② 浮置板厚度每增加0.1 m，箱梁底板附近總聲壓級(jí)降低1～3 dB。當(dāng)厚度從0.3 m增加到0.4 m時(shí)，總聲壓級(jí)降低最多，達(dá)到3 dB。

圖15 浮置板厚度的影響

增加浮置板厚度可在一定程度上提高其隔振性能，減小箱梁噪聲，但由此造成橋梁二期恒載急劇增加?？紤]到鋼彈簧剛度對(duì)箱梁噪聲的影響更明顯，建議在實(shí)際工程中可適當(dāng)選取較薄的板厚。

5 結(jié) 論

本文建立了列車-軌道耦合振動(dòng)頻域解析模型獲得傳遞至箱梁的荷載，再借助有限元法進(jìn)行振動(dòng)響應(yīng)分析，最后采用邊界元法分析箱梁噪聲。以某城市軌道交通線中的30 m簡(jiǎn)支箱梁開展現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試，以驗(yàn)證模型的可靠性?；诖四Ｐ?，對(duì)比了普通板式軌道和鋼彈簧浮置板兩種軌道結(jié)構(gòu)形式對(duì)箱梁振動(dòng)聲輻射的影響。進(jìn)一步地，討論了鋼彈簧浮置板參數(shù)對(duì)箱梁噪聲的影響。主要結(jié)論如下：

(1) 在200 Hz范圍內(nèi)，兩種軌道結(jié)構(gòu)下的輪軌力相差不大，但采用鋼彈簧浮置板軌道時(shí)，傳遞到箱梁上的荷載遠(yuǎn)小于采用普通板式軌道的結(jié)果。

(2) 相比普通板式軌道，采用鋼彈簧浮置板時(shí)，箱梁底板的總振級(jí)可減小35.1 dB，箱梁底板附近的總聲級(jí)可減小24 dB。

(3) 影響箱梁噪聲的主要因素是鋼彈簧剛度，其次是浮置板厚度。鋼彈簧剛度每減小一倍，底板附近的總聲級(jí)可降低5～6 dB。浮置板厚度每增加0.1 m，降噪量提高1～3 dB。

(4) 扣件剛度及浮置板長(zhǎng)度對(duì)箱梁噪聲的影響很小。在鋼彈簧浮置板軌道中，可采用普通扣件而不必選擇彈性扣件。對(duì)于浮置板長(zhǎng)度，應(yīng)根據(jù)其它因素確定。