高架轻轨箱梁噪声辐射现场实测分析

常亮，邵斌



高架轻轨箱梁噪声辐射现场实测分析

常亮，邵斌

(南昌航空大学土木建筑学院，江西南昌 330063)

对武汉轻轨一号线某高架段25 m跨单箱单室预应力钢筋混凝土简支箱梁的噪声辐射进行了现场测试。将采集的噪声信号利用快速傅里叶变换技术通过相干函数进行一定程度的净化，从而获得真实的结构辐射噪声。绘制了箱梁结构表面辐射声压级等值线图。比较分析了综合噪声和结构辐射噪声的A声级。分析结果表明：近轨时箱梁结构各部位的辐射噪声明显大于远轨时箱梁结构各部位的辐射噪声。在近轨和远轨两种工况下，底板和翼缘的辐射噪声都大于腹板。箱梁各部位的辐射声压级在跨长方向和桥宽度方向上都表现出非单一的变化规律，需结合列车运行工况具体分析。轻轨箱梁结构辐射噪声级在61～66 dB(A)之间，实际工程中为了获得真实的结构辐射噪声级需将测得的综合噪声级减去约2 dB(A)(背景噪声影响)。实测分析结果可让工程技术人员了解箱梁噪声辐射情况，为后期箱梁的降噪设计提供参考依据。

轻轨箱梁；结构噪声；现场实测；声压级

0 引言

城市轻轨系统在世界各大主要城市都很普遍，其在缓解大城市的交通压力上起到了至关重要的作用。然而随着轻轨系统的使用率越来越高，由其所引发的轻轨箱梁的结构噪声问题也越来越突出。当列车通过桥梁时，振动能量经过轨道结构传递到桥面及其他桥梁构件，并激发其振动，形成一个“声板”，这部分噪声源称之为“结构噪声”。箱梁振动所产生的结构噪声属于低频噪声的范畴，具有传播距离远、衰减慢、穿透力强等特点。长期处于这种噪声环境中会引起头痛、失眠、耳鸣、胸闷等。

张迅等[1]将列车-轨道-桥梁耦合振动理论与声辐射分析边界元法相结合，分析了高速铁路32 m单箱单室和单箱双室箱梁声辐射特性。王子健等[2]以成灌铁路某跨箱梁为研究对象，研究了混凝土箱梁的振动与噪声频谱特性。高飞等[3]采用有限元软件建立了连续梁桥的三维振动分析模型及二维声场分析模型，计算了当列车以某一速度通过时桥梁的动力响应及辐射声压。李小珍等[4]基于相干分析法提出桥梁结构噪声源的识别方法。张鹤等[5]通过建立桥梁振动辐射瞬态噪声的有限元-边界元混合求解体系，对瞬态噪声声场特性进行了实验分析和数值模拟。王小宁等[6]利用边界元方法对槽型梁、箱型梁及T型梁3种截面形式的城轨桥梁的振动噪声辐射进行了分析。程海根等[7]通过建立桥梁振动辐射有限元-边界元的求解体系，得出箱梁箱内瞬态噪声的声场特性。石广田等[8]通过Simpack软件构建了高速列车-轨道耦合动力学模型，并采用间接边界元法对高架箱梁结构进行了声辐射分析。张磊等[9]运用有限元-边界元联合仿真技术，通过改变桥梁跨径和改变桥梁结构体系，探讨了桥梁跨径对桥梁结构噪声的影响规律，并进行了现场试验验证。张迅等[10]通过建立混合有限元-统计能量(Finite Element-Statistical Energy Analysis，FE-SEA)预测模型，并利用现场试验数据进行模型验证，得出预测铁路混凝土箱梁的低频噪声的方法，以及箱梁各板件的声贡献量和振动传递规律。

箱梁由顶板，翼缘板，腹板和底板组成。当列车运行时箱梁各部位的振动强度和振动频率范围是有差别的。因此，由各个部位激发引起的结构噪声也是不同的。目前对列车荷载下箱梁振动的现场试验研究中，试验方案选取的横截面和布置的测点数量较少，仅选取一个横截面或者仅在同一部位布置测点不能完整真实地反映箱梁实际的噪声情况。因此本文基于前人研究成果的基础，以武汉轻轨一号线某高架段25 m跨预应力钢筋混凝土简支箱梁为研究对象，选取4个横截面，每个横截面上布置4个测点，现场采集记录列车经过箱梁时各测点的辐射噪声声压，研究箱梁各部位的辐射噪声情况。

1 箱梁结构噪声实测

1.1 实测方案

选取武汉轻轨一号线高架段25 m跨预应力钢筋混凝土单箱单室简支箱梁为研究对象。箱梁跨中截面基本尺寸如图1所示。根据箱梁结构的对称性，选取1/4结构为测试对象，在1/4结构上选取4个横截面，如图2所示。每个截面上的测点布置如图1和图3所示，总共16个测点。考虑列车是双向行驶的，因此测试分近轨和远轨两种工况，近轨是指双向列车中距离测点较近的一列；远轨是指双向列车中距离测点较远的一列。

图1 轻轨25 m箱梁跨中横断面图及测点布置(单位：cm)

图2 测试选取的横截面(单位：cm)

图3 现场测点布置图

使用手持式测速仪，测得列车约以50 km/h的车速通过该跨箱梁，且该箱梁全长25 m，列车总长度78.68 m，计算后得知列车从驶进到驶离该跨箱梁全程需7.45 s，为保证采集的数据能够记录到列车从驶进到驶离该跨箱梁全过程的振动和噪声信息，因此测试记录时间取10 s。测试时，在列车车头距离梁端15 m处开始计时，10 s后记录仪自动停止记录，此时列车驶离该跨箱梁。

测试过程中每个测点均布置丹麦B&K公司生产的4507B型加速度和4189A21型噪声传感器。在测试初期选用了512 Hz和1 024 Hz两种采样频率，通过现场分析发现512 Hz的采样频率可以完整地保留箱梁振动和噪声的频率成分，因此后期的振动测试和分析均采用512 Hz的采样频率。

1.2 数据处理

选取的箱梁位于京汉大道主干线上，尽管4189A21型传声器对声传播方向有严格的选择性，但背景噪声仍可通过箱梁表面反射，被传声器接收，因此，采集的结构噪声信号势必混入背景噪声。混有背景噪声的输入输出系统模型如图4所示。

图4 混有背景噪声的输入输出系统模型

将式(1)代入式(2)，整理后可得

由式(4)可知，利用快速傅里叶变换技术并通过相干函数可对采集的噪声信号进行一定程度的净化，从而获得真实的结构辐射噪声。

2 实测结果分析

4189A21型传声器记录的是声压数据，将其转换为声压级，以描述箱梁结构表面噪声辐射情况。《环境影响评价技术导则-声环境》[12]中声压级定义为有效声压与基准声压之比的对数的20倍，即

由式(5)计算出近轨和远轨两种工况时各测点的声压级后，利用数据处理软件Matlab，画出两种工况下1/4箱梁结构表面声压级等值线图，分别如图5和图6所示。翼板和腹板已投放到与底板同一平面上。

图5 近轨时不同部位声压级等值线图(单位：dB)

图6 远轨时不同部位声压级等值线图(单位：dB)

由图5可知，近轨工况下，沿跨长方向，翼缘板的辐射噪声总体表现出先增大后减小的特点。具体表现为在距离跨中0～8 m的范围内辐射噪声缓缓增大，在8～12 m的范围内急剧减小；腹板和底板的辐射噪声总体变化趋势与翼缘板的变化趋势相同，也都是表现出先增大后减小的特点。但腹板和底板的辐射噪声变化趋势具体表现为在距离跨中0～4 m的范围内急剧增大，在4～12 m的范围内缓慢减小。沿箱梁的宽度方向，翼缘板从上梗腋到悬臂端的辐射噪声略有减小；腹板和底板在距跨中0～4 m范围内从上梗腋到底板纵向中心线的辐射噪声逐渐增大，在4～12 m范围内基本保持不变。

由图6可知，远轨工况下，沿跨长方向，翼缘板的辐射噪声大小基本无变化；但腹板和底板的辐射噪声变化情况比较复杂，具体表现为在距离跨中0～8 m的范围内腹板辐射噪声略有减小，其中在4～8 m的范围内辐射噪声大小基本保持不变，在8～12 m的范围内先增大后减小；底板的辐射噪声在0～4 m的范围内略有增大，在4～12 m的范围内慢慢减小。沿箱梁的宽度方向，翼缘板从上梗腋到悬臂端的辐射噪声略有减小；腹板和底板在距离跨中0～9 m的范围内从上梗腋到底板纵向中心线的辐射噪声在逐渐增大，在9～12 m的范围内逐渐减小。

对比图5和图6可知，近轨时箱梁结构各部位的辐射噪声明显大于远轨时箱梁结构各部位的辐射噪声。近轨和远轨两种工况下，底板和翼缘的辐射噪声都大于腹板。

尽管A计权低估了低频噪声的影响，但A声级仍是目前噪声评判的主要标准。本次实测传声器记录的声压经过A计权后计算得到的A声级(综合噪声)和箱梁结构表面辐射A声级列于表1中。

表1 综合噪声和结构辐射噪声A声级

从表1可知，结构辐射噪声级主要分布在61～66 dB(A)之间，相同测点处综合噪声和结构辐射噪声级相差约2 dB(A)。实际工程中，为了剔除背景噪声的影响，获得真实的结构辐射噪声，需将测得的综合噪声级减去约2 dB(A)。

3 结论

本文通过对25 m跨轻轨单箱单室预应力混凝土箱梁结构的噪声实测得到以下结论：

(1) 近轨时箱梁结构各部位的辐射噪声明显大于远轨时箱梁的结构噪声。近轨和远轨两种工况下，底板和翼缘的辐射噪声都大于腹板；

(2) 箱梁各部位的辐射声压级在跨长方向和桥宽度方向上都表现出非单一的变化规律，需结合列车运行工况具体分析；

(3) 列车以50 km/h的速度运行时，轻轨箱梁结构辐射噪声级在61～66 dB(A)之间，测得的综合噪声级减去约2 dB(A)(背景噪声影响)，即为真实的结构辐射噪声级。

本文的实测分析结果可使工程技术人员对箱梁噪声辐射情况有基本的了解，为后期箱梁的降噪设计提供参考依据。

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Measurement of noise radiated from box girder of elevated light rail transit

CHANG Liang, SHAO Bin

(School of Civil Engineering and Architecture, Nanchang Hangkong University, Nanchang 330063,Jiangxi, China)

In an elevated section of Wuhan light rail Line 1, a field test of the noise radiation has been made for the prestressed reinforced concrete simply supported box girder with a 25 m span of single box and single chamber. By using the Fast Fourier Transform (FFT) technique, the noise signal is purified to some extent by the coherence function so that the real structural radiation noise can be acquired. The contour maps of radiated sound pressure level from the surface of box girder are drawn and the A-weighted sound pressure levels of overall noise and structural radiation noise are compared and analyzed. The results show that for near rail the radiation noise from each part of box girder is significantly greater than that for distant rail. In these two conditions of near rail and distant rail, the radiation noises from bottom plate and flange plate are all greater than from web. The radiated sound pressure levels at diffident parts of box girder show different changing rules along the long span and bridge width, which should be analyzed according to the operation conditions of the train. The radiation noise of light rail box girder is between 61 dB (A) and 66 dB (A), and the2 dB (A)influence of background noise should be deducted from comprehensive noise in order to obtain real structural radiation noise. The analysis of the measurement result can help engineers comprehend the noise radiation from the box girder, and provides a reference for the noise reduction design of the box girder.

light rail box girder; structural noise; field measurement; sound pressure level

TU112

A

1000-3630(2018)-01-0077-05

10.16300/j.cnki.1000-3630.2018.01.014

2017-03-08;

2017-06-16

江西省自然科学基金项目(20161BAB216103、20161BAB 201005);江西省教育厅一般项目(GJJ160708、GJJ150731)

常亮(1982－), 男, 河北秦皇岛人, 博士, 讲师, 研究方向为结构振动及声辐射。

邵斌, E-mail: 714557901@qq.com