高速铁路全封闭声屏障降噪特性足尺模型试验研究

文望青，雷康宁,杨得旺,李小珍

(1.中铁第四勘察设计院集团有限公司，湖北 武汉 430063；2.西南交通大学 桥梁工程系, 四川 成都 610031)

高速铁路在给人民生活带来便利的同时，其噪声问题也较大程度上影响了沿线居民的生活质量。因此，在铁路工程实践中一直在研究解决噪声污染的有效措施，而声屏障对于噪声的屏蔽作用卓有成效，得到了较为广泛的应用。

城市内的道路常设置声屏障，主要包括铁路、公路、高架桥的沿线居民区和市区[1]。传统直立式声屏障的高度在2.15 ～ 3.15 m范围内，综合降噪量可达5 ～ 10 dB(A)[2]。优化单元板的结构可使其降噪效果提高1 ～ 4 dB(A)，主要包括T型顶部、Y型顶部、多重边缘顶部以及顶部降噪装置等[3-7]。半封闭声屏障可减少部分绕射声，降噪效果约15 dB(A)[8-10]。与直立式、半封闭式声屏障不同，全封闭式声屏障具有较强的封闭性，极大程度地阻隔了直达声的绕射作用，有效增强了降噪效果。因此，全封闭声屏障逐渐推广应用在铁路工程中，沪杭地区部分城市轨道交通、深茂铁路靠近小鸟天堂景区的路段、京雄城际铁路北落店村路段等，均采用全封闭声屏障进行噪声的控制。然而，国内外对于其降噪特性的研究到目前为止仍十分有限。

模型试验是设计中评估声屏障性能的重要手段，可以在工程设计阶段优化方案，评估其建造可行性和降噪特性，主要包括缩尺试验和足尺试验。其中，后者能更为准确地反映构件的真实服役状态和性能。刘岩等[11]通过声屏障原型试验和声屏障缩尺试验研究了倒L型声屏障降噪特性。Daltrop[12]通过比例尺为1∶31.5的缩尺模型研究了吸声材料和树木枝叶对于道路声屏障降噪效果的影响。Voropayev[13]以声屏障的几何形状、顶部细部结构为分析对象，在声学实验室中进行了模型试验，研究了此类因素下的规律。

本文以高速铁路全封闭式声屏障为工程背景，采用足尺模型试验，针对金属吸声板、混凝土单元板两种结构的全封闭声屏障进行降噪特性研究。通过现场实测获取试验中所需的列车噪声源，使用扬声器进行播放，对声屏障内、外测点进行数据采集，分析获得其降噪量和插入损失值，总结两种声屏障的降噪特性。

1 试验概况

将试验模型固定于混凝土基座上，两种声屏障均由钢拱架和单元板组成，纵向设置横梁将拱圈进行连接，两种声屏障单元板分别采用金属复合吸声板和高韧性混凝土板。

两种方案采用相同尺寸的拱形断面，其尺寸见图1。声屏障钢拱架采用H型钢制成，沿纵桥向2 m等间距布置，其半径约6.3 m，拱脚中心间距11.6 m，拱顶距拱脚高度为9 m。两种声屏障足尺试验模型纵向长度不同，金属复合吸声板声屏障模型长14 m，混凝土声屏障模型长9 m。

图1 箱梁上全封闭声屏障的横断面(单位：m)

金属复合吸声板内表面为穿孔板，外表面为1.5 mm厚镀锌钢板，内部填充玻璃棉毡，其尺寸为2×0.45 m。高韧性混凝土盖板弧长为2.3～2.6 m，宽2 m，厚5 cm。

各测点采用MPA231型传声器进行声压采集，采集声压动态范围为17～136 dB(A)，频率范围为20～20 000 Hz。模型试验现场声压数据采集使用东方所INV3060S型24位智能采集仪(16通道)，采样频率为25.6 kHz。

2 模型试验方案设计

2.1 封堵方案

由于试验模型断面尺寸较大，而纵向尺寸较小，声波在两端的绕射严重，对实际工程中全封闭声屏障性能的模拟产生影响。为了减轻绕射声对测试结果的这一负面影响，试验模型两端采用封堵结构对声辐射进行控制。因此，封堵结构的吸隔声性能是决定试验结果准确与否的关键性因素。

声屏障两端封堵方案见图2，即将封堵条板用脚手架固定在声屏障两端。封堵条板由彩钢板内敷玻璃棉板制成，彩钢板厚度为0.4 mm，玻璃棉板密度为80 kg/m3、厚度为5 cm。

图2 全封闭声屏障两端封堵方案

声屏障两端封堵流程，分五步进行。首先制作封堵条板，然后在声屏障两端搭设脚手架，接着对单块封堵条板进行吊装固定和横向连接，最后将其余缝隙进行封堵，见图3。具体封堵方案见文献[14]。

图3 封堵条板示意图

为保证模型试验测试结果的准确性，声屏障端部需采用具有良好隔声性能的条板进行封堵。本文利用VA-ONE软件建立隔声量计算模型，基于统计能量法对封堵条板进行隔声量估计[15]。

封堵条板隔声量仿真计算模型见图4，模型共有两个大小为8 m×4 m×4 m(长×宽×高)的声腔，用于模拟声源腔和受声腔，在其间设置厚度为0.4 mm的钢板和5 cm的玻璃棉板组成的单元板。材料特性取值如下：彩钢板容重取7 800 kg/m3，弹性模量为210 GPa，泊松比取0.31；玻璃棉板的流阻率取60 000 Pa·s/m4，容重取80 kg/m3。模型中，采用100 dB扩散声场作为声源激励，在50～8 000 Hz频段范围内进行分析。

图4 隔声量计算模型

封堵条板隔声量的计算结果见图5。由图5可知，随着频率增大，隔声量呈现增大的趋势，隔声量约为31.5 dB(A)。该封堵装置隔声性能良好，在模型两端安装封堵条板的试验方案可以较好的保证测试结果的准确性。

图5 封堵条板的隔声量

2.2 声源模拟

据文献[16]，采用多声源模式可提高高速列车降噪预测的可靠性，即将高速列车声源等效为列车底部、中部和顶部(受电弓)3部分。

在本次模型试验中，采用扬声器播放噪声作为声源。为保证金属和混凝土两种声屏障方案模型内具有相同的声能密度，内部扬声器采用相同方式布置，沿声屏障模型纵向按0.4 m等间距布置，沿高度方向布置成3行，距轨顶的高度分别为0.5、2.3、4.5 m，分别模拟轮轨、车体和弓网噪声，依次用S1、S2、S3进行编号。为模拟高速列车声源，三排扬声器在现场测试时需同时播放声源样本。

本次测试选用实测列车噪声和粉红噪声作为声源，其中粉红噪声又分两种，分别为全频带粉红噪声和200～8 000 Hz(1/3倍频程中心频率)单频带粉红噪声。

图6 采集列车声源样本的测点布置(单位：m)

在某高速铁路半封闭声屏障内部进行实测声源采集，现场实测测点布置位置见图6，沿高度方向布置3个测点，距轨顶高度分别为0.5、2.3 和4.5 m，编号S1—S3。采用MPS426型表面传声器进行声屏障内部声压采集，从多组测试结果中选取5组车速为270～300 km/h之间的典型工况进行分析，形成实测列车声源样本文件。

图7 实测列车声源(车速275 km/h)

车速为275 km/h的实测列车声源见图7。由图7可知，各测点实测列车声源总声压级均大于105 dB(A)，呈现出随高度增加而降低的趋势，即轮轨噪声(S1)最大，弓网噪声(S3)最小。

2.3 测点布置

声屏障内外两侧声源及噪声测点布置示意图见图8。其中声源布置在声屏障内部距线路中心线1.7 m处，沿纵向和高度方向布置方式如2.2节所述。声屏障内外两侧均布置有3个噪声测点，均布置在模型正中断面。其中内部测点距轨面高度依次为0、1.5、3.5 m，距线路中心线均为2.7 m，编号分别为N1—N3；外部测点布置在与内部测点等高处，水平方向均距线路中心线7.5 m，编号分别为N4—N6。

图8 声源及测点布置(单位：m)

此外，在自由场地(无声屏障)测试断面，按照与有声屏障测试断面相同的方式布置声源和测点。

3 试验结果及分析

本次试验分别在金属声屏障断面、混凝土声屏障断面和无声屏障断面布置测点，各测试断面的测试工况见表1。本次试验在夜间进行，以减小背景噪声对测试结果的影响。

表1 噪声测试断面的测试工况

以内部播放车速为275 km/h的实测声源为例，此时N5测点声压级时程曲线见图9。由图9可知，列车经过时间为3～4 s，此时声压级远大于无车通行时的背景噪声。在有声屏障断面的测点处，声压级较自由场地显著降低。。

图9 N5测点的瞬时声压级

本文通过降噪量和插入损失对声屏障降噪效果进行评价，以表1中实测列车声源工况所测结果平均值作为列车实测声源。

在声场中，声辐射经隔声构件阻隔后声压级的减小值，称为“降噪量”[17]。本文中，全封闭声屏障的降噪量取为内、外两侧各三个测点(即内部N1—N3，外部N4—N6)声压级的平均值之差。

另外，声屏障外部声场中某一点分别在有无声屏障时所测得的声压级之差，称为“插入损失”[17]。本文中，插入损失取为在自由声场和全封闭声屏障外侧声场中测得的N4—N6测点声压级的平均值之差。

3.1 单频粉红噪声测试结果

声屏障结构在不同频段的声学特性可通过单频带粉红噪声测试得到。声屏障内部测点N1—N3测得的声压级平均值频谱图见图10，此时播放的声源样本为单频带粉红噪声，其中心频率为1 000 Hz。

由图10可知，1 000 Hz频带附近的声压级远大于其他频带，可达100 dB以上。此外，全封闭金属声屏障的内部测点声压级在相同声源激励作用时略小于混凝土声屏障。

图10 1 000 Hz单频带噪声

两种声屏障在200～8 000 Hz范围内单频带噪声降噪量见图11，由图11可知：

(1) 在低于400 Hz频带范围内，金属声屏障的降噪量均低于混凝土声屏障，差值为1～3 dB，此外两种声屏障的降噪量均随着频率的增大而增大。

(2) 中心频率为400～2 000 Hz频段范围内，两种声屏障均具有较好的降噪效果，降噪量为26～30 dB。混凝土声屏障的降噪量呈现出随着频率的增大而降低的趋势。

(3) 中心频率高于2 000 Hz(2 500 Hz)时，金属(混凝土)声屏障降噪效果显著增加，且金属声屏障降噪量远高于混凝土。

以上测试结果表明两种声屏障的降噪性能在不同频带范围内有较大差异。这是因为二者的材料对不同频段内的噪声具有不同的阻隔能力，在低频范围内，两者均表现出较差的隔声效果。

图11 单频带噪声的降噪量

3.2 内部声场混响效应

全封闭声屏障的吸声作用有限，在声屏障内部会形成大量的反射声，产生“混响效应”，从而使其内部声压级增大，影响乘客的舒适性，降低了全封闭声屏障的降噪效果。

为对声屏障内部混响效应进行评定，在S1—S3分别播放实测列车声源和全频带粉红噪声样本，测得N1—N3测点在有无声屏障时声压级平均值的差值，见图12。

图12 声屏障内部声场的增加量

从图12可知：

(1) 在相同声源下，声屏障内部声场声压级增加量均大于0，即较自由场地有所增加。

(2) 由于混凝土声屏障的吸声性能弱于金属声屏障，对内部声场声波的反射作用更强，从而混凝土声屏障内部产生更强的混响效应。同一声源下，混凝土声屏障内部声场声压级增加量较金属声屏障高出2～4 dB(A)。

(3) 在声屏障材料相同时，列车实测声源激励下的混响效应高于粉红噪声，其差值约为1～3 dB(A)。

(4) 金属、混凝土声屏障在列车实测声源工况下，内部声场较自由场地的总声级分的增量分别为3～4 dB(A)和6～7 dB(A)。

3.3 降噪量

列车声源和全频带粉红噪声工况下，混凝土和金属声屏障降噪量的频谱曲线及其总声压级见图13。

图13 声屏障降噪量(内外声压级差值)

由图13可知：

(1) 对于相同材料的声屏障，列车声源激励和全频带粉红噪声下的降噪量相差不超过2 dB(A)，表明声屏障的降噪性能受声源频谱特性的影响。

(2) 在列车声源激励下，轨道中心线以外7.5 m处，混凝土和金属全封闭声屏障的降噪量均可达27～28 dB(A)；

(3) 在400 Hz以下的低频范围内，金属声屏障和混凝土声屏障的降噪量随着频率降低迅速减小，对噪声的控制效果不佳；在400 Hz以上的中高频范围内，两种声屏障的降噪量均大于25 dB，呈现出了良好的隔声性能。

3.4 插入损失

根据HJ/T 90—2004《声屏障声学设计和测量规范》[18]，本文在50～5 000 Hz频率范围内，对插入损失的测试结果进行1/3倍频程频谱分析，以其最大A声级结果对声屏障的降噪性能进行评价。

距轨道中心线7.5 m处的插入损失见图14。

图14 声屏障插入损失

由图14可知：

(1) 列车声源工况下，距线路中心线7.5 m处金属声屏障插入损失高于混凝土声屏障2～3 dB(A)，分别约25 dB(A)和22 dB(A)。这是因为混凝土声屏障内部混响效应强于金属声屏障，使其降噪效果差。

(2) 从插入损失频谱曲线可知，中高频段两种声屏障均有较大的插入损失，且同一频率处金属声屏障高于混凝土声屏障。

(3) 在距线路中心线7.5 m处，全频带粉红噪声工况下声屏障的插入损失较列车声源工况大1～2 dB(A)。这是因为，列车声源工况下，声屏障内部具有更强的混响效应，使其插入损失降低。。

4 结论

为研究混凝土全封闭声屏障和金属声屏障降噪特性，对两种全封闭声屏障进行足尺模型试验，主要结论如下：

(1) 本文提出了一种针对全封闭声屏障声学测试的可行方案，包含模型边界处理、声源模拟以及测点布置等多方面内容，可为类似声学模型试验提供参考。

(2) 由于混响效应的存在，会提高全封闭声屏障内部声场的声压级，可利用结构的吸声性能加以控制。列车声源工况下，较自由场地，金属声屏障内部声压级增加3～4 dB(A)，混凝土声屏障内部声压级增加6～7 dB(A)。

(3) 两种全封闭声屏障均对中高频(400 Hz以上)噪声具有较大的降噪量，为25～30 dB。高于2 000 Hz时，金属声屏障的降噪量随着中心频率的增大而增加。高于2 500 Hz时，混凝土声屏障的降噪量随着中心频率的增大而增加。

(4) 列车声源工况下，两种声屏障在距线路中心线7.5 m处的降噪量比较接近，为27～28 dB(A)。

(5) 距线路中心线7.5 m处，金属声屏障的插入损失约为25 dB(A)，混凝土声屏障的插入损失约为22 dB(A)。

(6) 声源的频谱特性对声屏障插入损失有一定的影响，在距线路中心线7.5 m处，全频带粉红噪声工况下的插入损失较列车声源工况大1～2 dB。

本次足尺模型测试结果可以较好地反映两种声屏障的降噪特性，但模型边界、声源模拟、声场环境等与实际存在出入，使得试验结果存在一定偏差。此外，该模型纵向尺寸较小，使声屏障内部混响加剧，同时实际工程中列车通过时会导致声屏障振动而辐射噪声，使得声屏障降噪效果进一步降低。