铁路箱梁辐射结构噪声测试与开孔影响分析

宋 瑞，刘林芽，徐 斌，刘全民

(1.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；2.南昌工程学院 土木与建筑工程学院，南昌 330029)

铁路箱梁辐射结构噪声测试与开孔影响分析

宋 瑞1,2，刘林芽1，徐 斌2，刘全民1

(1.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；2.南昌工程学院 土木与建筑工程学院，南昌 330029)

基于室内外温差均衡、通风、排水等因素，往往会在铁路简支箱梁顶板、底板、腹板开设数量和尺寸不一的孔洞。现场实测表明，腔内噪声会通过孔洞泄露出去，增大腔外噪声。基于以上原因，有必要研究开孔对箱梁辐射噪声的影响。研究结论表明：箱梁板的振动频率主要集中在40 Hz至250 Hz范围内；底板侧的噪声主要由底板振动而产生；腹板侧的噪声测点主要由腹板和翼缘板的振动产生。比较分析实测值、不开孔模型理论值、开孔模型理论值后发现，开孔模型测点理论值均比不开孔模型理论值大，更接近于实测值。开孔对结构近场噪声影响不可忽略，理论计算时采用开孔计算模型能更好模拟箱梁结构噪声。

声学；箱梁；开孔；结构噪声；现场试验；数值仿真

随着我国高速铁路的发展，铁路桥梁由于其占用土地少、工后沉降低、建设周期短等特点得到越来越广泛的使用，但其辐射噪声比在地面上的平顺线路高10 dB或更大[1]。一个重要原因是由于增加了桥梁振动引起的结构辐射噪声。国外较早对铁路钢桥产生的结构噪声进行了一系列研究[2–3]。张鹤等以某座噪声污染严重的桥梁为研究对象，分析了桥梁振动及桥梁辐射低频噪声，得到了桥梁声场的空间分布规律，比较了考虑地面影响和不考虑地面影响两种情况，指出桥梁净空越小，地面声反射的影响越明显[4]。李小珍等现场实测了32 m跨混凝土单线和双线简支箱梁的辐射噪声，发现两种箱梁均出现两个明显的噪声峰值，并对其出现的原因进行理论分析[5]。李奇、吴定俊以一预应力U形梁为例，采用数值模拟和现场实测的方法对桥梁振动加速度和桥梁结构噪声对比，发现数值模拟方法在时域和频域上均较好模拟了列车激励下桥梁的低频结构噪声[6]。上述研究均证明桥梁结构噪声频率范围在20 Hz～200 Hz左右，属于低频噪声。低频噪声由于波长较长，能量衰减较慢，穿透能力强，无法采用声屏障等隔音设备降低辐射，而且现在常采用的A计权声压使低频噪声衰减很大，导致低频噪声的危害被忽略。针对桥梁结构噪声以低频噪声为主的特点，现有的降噪手段主要是从结构本身出发，通过降低结构辐射噪声来减轻低频噪声对人们的影响。现有的主要手段包括采用优化的截面形式、改变截面厚度与倾角、加设腹板、协调吸振阻尼器、采用梯形轨枕等措施来降低桥梁结构噪声。

针对结构开孔对结构噪声的影响，潘支明对一混凝土壳体模型等距离开凿28个小孔[7]。孔深和半径分别为0.2 m和0.04 m，孔间距为1 m，结果表明声压降低10 dB。杨新文等建立不同孔数的车轮模型，分析车轮振动噪声辐射，结果表明：在车轮辐板上开孔有利于降低20 Hz～800 Hz中低频段车轮振动噪声的辐射效率[8]。A.Putra分别研究了开孔板的孔径、孔数、开孔率对板辐射效率影响，并根据实验结果推导了板辐射效率与相关参数的经验公式[9]。

箱梁基于室内外温差均衡、排水等实际情况往往会在底板、腹板、顶板等部位开设数量和尺寸不等的圆孔。这些孔洞对桥梁振动噪声有何影响，未见相关文献的分析。本文以双线32 m混凝土箱梁为研究对象，以Helmholtz方程为理论基础，忽略声压对桥梁动力响应影响，分别测试了箱梁底部孔洞下缘位置和腹板侧缘位置的噪声，并与其理论值进行比较分析，研究开孔对外场噪声的影响，为桥梁噪声辐射研究提供一定参考。

1 桥梁振动辐射低频噪声的计算方法

对于声压声场的计算，主要是通过三个基本步骤来实现。第一步是确定并量化激励结构的作用力。通常是利用傅里叶分析将已知的激励力分解为正弦分量之和，第二步是确定对激励力产生响应的振动速度在结构表面的分布。最后一步是计算声场，进而计算结构表面振动响应所产生的声功率。

频率为ω时振动表面外侧r处的声压由下式给出[10]

式中Nm是频率为ω时的坐标εx、εy处的形函数，pm为声压，υnm为节点m处的法向质点速度，将式（2）、式（3）代入式（1）中，得到

式（4）可以整理成矩阵方程

式(6)、式(7)、式(8)可以用标准数值积分法对每个元Sj求得。由边界条件确定的已知声压或法向质点速度代入式(8)中，合并式（5）左边的矩阵，则表达式可重新整理成

可通过对[]A求逆矩阵而求解所有边界声压和速度，进而利用Helmholtz方程计算声学区域中任意一点的声压。

2 简支箱梁振动噪声现场测试

试验选取某高速铁路32 m双线预应力混凝土简支箱梁。桥梁标准跨径为32 m，计算跨径为31.5 m，桥梁中心线处梁高为3.05 m，采用CRTS-II型板式无砟轨道，钢轨采用60 kg/m的类型，扣件采用WJ-8型扣件系统。测试桥梁位于一条公路正上方，梁底距离地面高度为6 m。由于这是一条新修郊区公路，车流量非常小，测试桥梁四周比较开阔，没有建筑和灌木丛影响，满足声学测试要求。测试现场如图1所示。

图1 桥梁测试现场图

图2分别给出了桥梁跨中截面测点布置图，其中测点V1-V4分别为跨中截面底板、腹板和顶板振动测点，S1-S3分别为腹板和底板孔洞外侧30 cm位置处噪声测点，S4-S5分别为跨中和1/4跨位置空腔中部位置噪声测点。S6为跨中截面中心线位置处噪声测点，位置距梁底30 cm。

图2 跨中振动与噪声测点布置图

测试采用德国HEAD公司生产的HEAD Recorder测试系统，加速度传感器采用PCB40PH，在测试位置将混凝土打磨平整并粘贴小钢板，将加速度传感器紧密粘贴于小钢板上。声传感器采用GRAS393B04，用支架架设于指定位置。采样频率为10.24 kHz，采用手动触发方式，当列车接近测试桥跨时开始采集。当列车通过测试桥跨时，采用测速仪测量列车通过速度。

2.1 振动测试

图3至图5给出了列车速度为156 km/h时跨中截面底板、腹板、顶板中部三个振动测点的实测法向振动时程曲线图和对应的频谱图。

图3 跨中底板振动测点

图4 跨中腹板振动测点

图5 跨中顶板振动测点

从图中可以看出：

(1)跨中截面底板、腹板、顶板振动加速度最大值分别为 8.25 m/s2、3.67 m/s2、15.03 m/s2。顶板振动加速度最大，底板次之，腹板最小。

(2)底板的振动频率主要集中在40 Hz～160 Hz范围内，顶板的振动频率主要集中在40 Hz～250 Hz范围内，顶板的振动频率范围较底板更广，主要原因是顶板直接承受列车荷载，而底板振动主要是顶板通过腹板传递得到，高频振动有一定衰减。

(3)从频谱图中可以看出，跨中底板在54 Hz附近出现峰值，腹板在27 Hz附近出现峰值，顶板在190 Hz附近出现峰值，对应的峰值大小分别为0.185 m/s2、0.066 m/s2、0.232 m/s2。

图6给出了速度分别为135 km/h、156 km/h、181 km/h时跨中底板中部测点1/3倍频程实测曲线。

图6 跨中底板振动1/3倍频程

从图中可以看出，20 Hz～200 Hz范围内振动1/3倍频程曲线呈现先增大后减少的趋势，在63 Hz处达到最大值，最大值为76.2 dB。振动加速度级随着列车速度的提高而增大，但未呈现线性关系。

2.2 腔内噪声测试

列车在桥梁上高速行驶，引起桥梁顶板、腹板、底板振动，各板振动引起的噪声在腔内发生反射、折射，其声场非常复杂。文献[3]认为顶板振动在75.0 Hz出现极大值，正好与腔内空腔1阶垂向模态吻合，导致箱内噪声出现“拍”现象。本次测试列车速度低于200 km/h，并未出现“拍”现象。图7给出了腔内测点S4和测点S5的1/3倍频程曲线。

图7 跨中和1/4跨中部噪声测点1/3倍频程

从图中可以看出，两个测点均在80 Hz附近出现最大值，与文献[3]基本相符。在中心频率25 Hz和80 Hz处，测点S4声压级比测点S5声压级分别大1.58 dB和0.49 dB。测点S4声压级与测点S5 1/3倍频程声压级曲线比较接近，测点S5声压级略低于测点S4，表明腔内不同点位置的声压级接近，声场比较复杂。

2.3 腔外噪声测试

通过测试比较箱内和箱外噪声，箱内噪声声压比箱外噪声声压大，而由于箱梁分别在梁底板和腹板分别开有数量不等的直径为9 cm圆孔，这些圆孔可能导致腔内噪声泄露出去，增大腔外近场噪声，所以分析箱梁开孔对箱梁外部噪声的影响就显得尤为必要。

从图8可以看出，底板孔洞噪声1/3倍频程在60 Hz附近出现峰值，而在两侧腹板孔洞位置噪声1/3倍频程在25 Hz和50 Hz出现峰值。

图8 孔洞外侧噪声测点1/3倍频程

对比底板和腹板的振动频谱图，振动和噪声两者峰值频率比较接近，表明底板处测点的噪声主要由底板的振动而产生，腹板和翼缘的振动引起的噪声被腹板和底板隔离；腹板侧的噪声主要由腹板和翼缘振动产生，其中25 Hz处腹板振动噪声贡献占主要成分，由于本次测试未能测试翼缘振动，推测50 Hz处噪声的主要由翼缘振动产生，顶板振动产生的噪声对结构下部噪声的影响很小。测试列车运行于更靠近左侧腹板的线路上，左侧噪声测点S1声压级较右侧噪声测点S3大2.5 dB。

S2和S6两个测点均在中心频率63 Hz处达到最大，其中S2测点（孔洞正下方）比S6(跨中梁底中部)测点大1.79 dB，表明在孔洞位置，声场腔内噪声通过孔洞外泄出来，增大了腔外噪声。

3 数值模拟

3.1 结构模型

利用Ansys建立有限元模型。其中钢轨采用Beam188梁单元模拟，扣件竖向采用Combin14弹簧单元模拟，横向和纵向与板单元共节点。箱梁和轨道板采用Shell63板单元模拟。本次计算只考虑桥梁的低频噪声，只要求计算到200 Hz，根据公式l≤c/6fmax得到l≤0.28m，故板单元的网格尺寸取0.25 m。箱梁有限元模型见图9所示。

图9 有限元模型

3.2 车辆轮轨力

现场实测和理论分析了一列八节高速列车编组以181 km/h的速度通过箱梁，列车型号为CRH380，车辆的具体参数见文献[8]附录3所示。将有限元模型导入Simpack软件，轨道不平顺采用德国低干扰谱，提取桥梁竖向轮轨力。图10为车速为181 km/h时竖向轮轨力时域图，从图中可以看出，轮轨力在56.8 kN附近波动，最大轮轨力为61.7 kN，最小轮轨力为51.7 kN，表明轮轨力波动幅度较大，车桥耦合现象比较明显。

3.3 声场分析

图10 轮轨力时程曲线

根据设计图纸，分别建立考虑底板腹板开孔和不开孔两种有限元模型，将轮轨力作用于有限元模型进行瞬态分析得到桥梁振动响应。以箱梁振动响应为声学边界条件，基于Helmholtz方程计算得到箱梁空间辐射噪声。

表1为车速为181 km/h工况下20 Hz～200 Hz范围内不同测点线性计权声压级理论值与实测值的比较。仿真计算了开孔和不开孔两种理论值，由测试结果和仿真结果比较可知，在不同测点位置上，理论声压级与实测声压级空间趋势基本一致，理论值比实测值偏小。原因可能是实测值包含一部分非桥梁振动引起的噪声，而理论值仅仅考虑了结构噪声。另一个可能的原因是理论计算时轨道不平顺采用德国低干扰谱，而本次实测的线路运行了两年左右，轨道不平顺状况并不明确。

表1 线性计权声压级理论值与实测值对比/dB

另外，考虑开孔的模型理论值均比不开孔模型理论值大，更接近于实测值，开孔对结构近场噪声影响不可忽略，仿真计算时采用开孔计算模型能更好模拟结构振动噪声。

图11为车速为181 km/h时S2测点箱梁结构噪声理论值与实测值的比较。从图中可以看出，实测值与开孔模型理论值在频域范围内吻合比较好。实测值略大于理论值。

图12为开孔模型理论值与不开孔模型理论值的比较。

从图中可以看出，开孔模型噪声测点理论值大于不开孔模型的理论值。这与参考文献[5–7]并不一致，分析其原因，主要原因是模型开孔数量比较少，但是孔径相对较大，导致腔内噪声通过孔洞泄露出去，增大了腔外噪声。另外一个原因是文献[6–7]研究的是开孔的单个板结构，而箱梁是由若干板组合而成的结构，噪声更复杂。

图11 S2测点箱梁噪声理论值与实测值对比

图12 S2测点箱梁噪声理论值对比

4 结语

通过现场实测32 m混凝土箱梁的振动和噪声，研究了箱梁振动和箱梁空腔内部和外部噪声。以有限元和边界元方法为理论基础，分别计算箱梁开孔模型和不开孔模型结构振动噪声，得到以下结论：

（1）箱梁板的振动频率主要集中在40 Hz～250 Hz范围内，顶板振动加速度峰值最大，底板次之，腹板最小。振动加速度级随着列车速度的增大而增大，但未呈线性关系。

（2）空腔内两测点1/3倍频程曲线很接近，两个测点均在80 Hz附近出现最大值。腹板处两个噪声测点在25 Hz和50 Hz处值最大，主要是由腹板和翼缘板振动产生。底板上两侧点在63 Hz处值最大，主要由底板振动产生。

（3）通过比较实测值、不开孔模型情理论值、开孔模型理论值发现：考虑开孔的模型理论值均比不开孔模型理论值大，更接近于实测值，开孔对结构近场噪声影响不可忽略，理论计算时采用开孔计算模型能更好模拟结构振动噪声。

[1]THOMPSON D. Railway noise and vibration:mechanisms,modelling and means of control[M].Oxford:Elsevier.2009.

[2]M H A JANSSENS,D J THOMPSON.A calculation model for noise from steel railway bridges[J].Journal of Sound and Vibration,1996,193:295-305.

[3]JANSSENS M H A,THOMPSON D J,VERHEIJ J W.Application model for low noise design of steel railway bridge[C].Proceedings of Internoise 97,Budapest,1997:1621-1624.

[4]张鹤，谢旭，山下干夫.桥梁交通振动辐射的低频噪声声场分布研究[J].振动工程学报，2010，23(5)：514-514.

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[10]BIES DAVID A,HANSEN COLIN H.Engineering noise control:Theory and practice(fourth edition)[M].Sydney:E&N Spon.2009.

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编码10.3969/j.issn.1006-1355.2017.06.003

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

2017-04-10

国家自然科学基金资助项目（51578238，51608201，51569016）；江西省优势科技创新团队资助项目（20152BCB24007）

宋瑞(1981-)，男，江西省吉安市人，博士生，主要从事高速铁路振动与噪声研究。E-mail:402690572@qq.com

刘林芽(1973-)，男，江西省樟树市人，教授，博士生导师，主要从事高速铁路振动与噪声研究。E-mail:lly1949@163.com