公路声屏障降噪性能数值模拟及结构优化

戚美, 姚鑫*, 陈庆光, 陈文毅, 赵帅, 褚亮

(1.山东科技大学机械电子工程学院, 青岛 266590; 2.山东洁净环保设备有限公司, 泰安 271000)

随着公路交通的快速发展,交通工具的种类和数量不断增加,交通噪声的危害日益突出。目前,建设声屏障是改善公路交通噪声污染的主要手段,相比其他降噪措施(如优化车辆胎纹、建设绿化带以及铺设沥青路面),声屏障具有占用面积小,降噪效果突出,施工周期短等优势。

声屏障主要通过顶端绕射和板体反射两种方式减弱保护区的声能分布。声屏障顶端是噪声传递的绕射处,同时也是声场声亮区与声影区的分界处,改进声屏障顶端结构可提高声屏障的降噪性能。声波在传播过程中遇到声屏障表面扩散体时分散成为很多弱的反射声波,称为声波扩散现象。故而通过优化声屏障的顶端结构和板体表面以提升声屏障插入损失(insertion loss,IL,即设置声屏障前后测点处声压级差值)对治理交通噪声具有重要意义。大量学者对此进行了数值模拟和比例模型试验。

对于顶端结构的研究,Lee等[1]采用有限元法对直立型和内倾型两种声屏障条件下的声场进行数值模拟,测得内倾型声屏障降噪效果优于直立型声屏障,其插入损失可提高4.7 dB。阮学云等[2]建立悬浮声屏障插入损失计算模型,并分析不同挑檐类型声屏障降噪效果。结果表明:下挑檐和上下挑檐声屏障较单侧声屏障和上挑檐声屏障降噪效果高3～5 dB。Lee等[3]分别在白天和夜间分析内倾型、T型、圆柱形、正三角形顶端声屏障降噪效果,由于夜间噪声等级低于白天,测得内倾型声屏障降噪效果略优于其他3种。村田香等[4]利用1/2的缩尺比例模型对倾斜型、T型与Y型声屏障的降噪效果进行研究。测试数据显示,在所有类型中,Y型声屏障的降噪效果更好。王朝亮等[5]基于边界元法建立轮轨噪声数值预测模型,分析近轨低矮声屏障和传统直立型的降噪效果。结果表明:在梁侧安装3.17 m直立型声屏障与在近轨处安装0.94 m低矮声屏障降噪效果均很明显,其插入损失均可达到8 dB。王海波等[6]通过分析菲涅尔半波带衍射理论,对直立型、倾斜型、Y型以及T型声屏障结构进行场点分析,并进行了现场试验验证,得出4种声屏障结构在声影区内最大遮挡插入损失达到33 dB,T型、Y型声屏障结构相较倾斜型屏障结构遮挡效果较好。

对于板体结构的研究,杨满宏[7]分别分析扩散反射型声屏障与吸声共振型声屏障的降噪原理,并给出扩散反射型声屏障板体表面凸起尺寸关系式。范静等[8]考虑到景观和视线无遮挡的现场需求,提出一种C型近轨声屏障,并分析声屏障高度、弧长及其与车体间的距离等关键因素对C型近轨声屏障降噪效果的影响。结果表明:声屏障高度最敏感,由1.0 m增高至1.4 m时,高架下方区域的插入损失提高2～4 dB。郭文成等[9]为减弱平行声屏障之间的多次反射,研究刚性结构、吸声结构与楔形扩散体结构对声屏障降噪效果的影响,得出:单频插入损失提升最大值来自于具有楔形扩散体结构的声屏障,在460 Hz处的插入损失提升约23 dB。张琛良[10]以表面带有三角形扩散体的声屏障作为研究对象,分别研究声屏障扩散体的宽度、间隔和角度对于插入损失的影响,结果表明:对于三角形扩散体的声屏障,扩散体的宽度和角度对于插入损失的影响较大,间隔影响不明显。耿传智等[11]将路基线路模型试验中轨道交通列车运行的峰值频率800 Hz作为入射频率,设计圆形扩散体声屏障结构,分别研究扩散体宽度和间距对降噪效果的影响。在800～2 500 Hz范围内,增大扩散体宽度可提高声屏障降噪量。在63～1 000 Hz范围内,扩散体间距对声屏障降噪效果影响不大,但在1 250 Hz以上时,减小扩散体间距可提高声屏障降噪量。

大量学者仅研究不同测点位置或较窄频带内声屏障的降噪效果,对63～5 000 Hz宽频带范围内声屏障降噪效果研究较少。大量研究表明,Y型声屏障降噪效果优于其他类型声屏障,但考虑到声屏障降噪效果主要取决于声波绕射衰减量,而顶端结构又是声波绕射的关键部位。因此,研究Y型顶端进行详细结构参数研究是很有必要的。另外,矩形扩散体因其结构简单、加工制造难度小且使用寿命长等优点广泛用于声屏障板体表面。鉴于此,针对声屏障顶端和板体结构进行改进,考虑《声屏障声学设计和测量规范》(HJ/T 90—2004)[12],从声源频谱特性着手,建立公路声屏障计算仿真模型,针对不同的顶端结构与板体结构对声屏障插入损失、声场变化规律和测点频谱特性的影响进行研究,为公路声屏障选型及噪声治理提供参考。

1 计算模型及验证

Muradali等[13]对声屏障二维和三维模型的插入损失进行模拟计算,验证二维和三维模型实验结果误差在可接受范围内。因此,可将公路车流声源模拟为无限长线声源,与其平行的声屏障可看作为无限长声屏障,取三维模型垂直截面为二维计算模型。声屏障截面形状及地面条件等沿道路方向是均匀一致的。

1.1 声学有限元计算方法

采用声学有限元法(finite element method,FEM)计算声屏障插入损失。声学有限元法在解决半封闭空间声学问题上具有明显优势,其基本原理是将声场空间离散成一系列声学网格单元,单元之间通过节点传递声学量,利用插值函数建立单元节点和单元内声学量之间的关系。因此,只需计算节点上的声学量即可求得整个声学区域的声场分布,从而将声学计算转化成等价的线性微分方程进行求解。

1.2 公路声屏障有限元计算模型

二维声屏障模型如图1所示。

图1 声屏障模型Fig.1 Noise barrier model

(1)声源及环境参数设置。设定声源为单极点源,声源流率为1 m2/s,其高度为0.5 m,若四周无障碍物,则会均匀地在半封闭空间中辐射声能。公路为双向两车道,路宽16 m。空气温度为19 ℃,声速为343 m/s。

(2)声屏障板体结构参数设置。顶端型声屏障板体高度为3 m,扩散体型声屏障板体高度为4 m,厚度均为0.1 m。仅考虑结构参数对声屏障插入损失的影响,故声屏障本体材料均设为混凝土,声速为3 231 m/s,密度为2 300 kg/m3。

(3)边界条件设置。声场外侧边缘设置为完美匹配层(PML),该层介质的声阻抗与相邻介质(空气)的声阻抗完全匹配,入射声波将无反射地穿过此界面。为消除地面吸声对计算结果的影响,将地面设置为硬声场边界。

(4)网格划分。为保证计算精度,采用自由三角形网格,最大剖分单元尺寸为波长的1/6。根据声源频率和空气中的声速计算得出网格最大剖分单元尺寸为0.011 4 m。

(5)测定。根据《声屏障声学设计和测量规范》(HJ/T 90—2004)[12],选取63～5 000 Hz的1/3倍频程为测定频率范围。测点距离声源33 m,高度为2 m。

1.3 模型验证

利用声学有限元法对声屏障降噪性能进行分析,首先对模型可靠性进行分析验证。

图2为模型边界条件设置的可靠性分析对比图。其中图2(a)为Muradali等[13]基于声波辐射的二维声屏障几何模型的研究结果。根据文献[13]中模型设定相应的仿真环境,运用声学有限元法计算2 000 Hz内声屏障插入损失,得出声屏障高3 m时,其插入损失随频率变化曲线如图2(b)所示。

BEM为边界元计算模型;Lam/Pierce为理想边界条件下声屏障声衰减模型;Lam/K &A为三维空间中声屏障声衰减模型;IL为声屏障插入损失;f为频率;Source为交通声源;Barrier为声屏障;Receiver为接收测点图2 模型边界条件可靠性对比Fig.2 Reliability comparison of model boundary conditions

为进一步验证模型边界条件,选取胶宁高架声屏障路段为研究对象,使用AWA6228型多功能声级计对地面测点进行噪声频谱测量,如图2(c)所示。图2(d)为1 000 Hz时高架附近声场分布图,可以看出,声屏障将声能集中阻隔在公路区域内,有效降低测点处噪声声压级。测点处噪声频谱实地测量数据与数值模拟数据对比结果如图2(e)所示。

由图2可知,运用FEM所得曲线与原文曲线形式吻合,且与实地测量数据偏差较小,即证明采用声学有限元法计算声屏障插入损失是可行的,其结果也是准确可靠的。

2 声屏障几何形状和详细结构参数

基于声屏障对声波的绕射衰减和反射扩散原理分别对声屏障顶端和板体形式进行结构优化,详细结构形状及其参数如下。

(1)顶部。在顶端结构总面积不变条件下,对常用声屏障顶端结构进行设计,如图3所示,顶端结构取值如表1所示。

表1 顶端结构参数Table 1 Tip structure parameters

图3 声屏障顶端类型Fig.3 Tip types of noise barriers

为探究Y型顶端对声屏障降噪效果的影响,对Y型顶端夹角进行改进,得到图4所示结构,夹角α依次为150°、120°、60°和30°。

图4 不同夹角Y型顶端Fig.4 Y-shaped tips with different angles

(2)板体形式。采用矩形扩散体,尺寸参数模型如图5所示。

g为扩散体间距,m;a为扩散体宽度,m;b为扩散体高度,m图5 矩形扩散体Fig.5 Rectangular diffuser

为了使声能得到充分扩散,扩散体尺寸比例由式(1)～式(3)确定[7]。

(1)

(2)

λ≤g≤3λ

(3)

式中:a为扩散体宽度,m;b为扩散体高度,m;f为入射频率,Hz;c为声速,m/s;λ为波长,m;g为扩散体间距,m。

根据式(1)～式(3)与工程实际经验,矩形扩散体结构参数取值如表2所示。

表2 扩散体结构参数Table 2 Diffuser structure parameters

3 计算结果分析与应用

利用第1节建立的有限元计算模型,计算不同结构类型声屏障在测点处的插入损失。

3.1 顶端结构对声屏障降噪性能的影响

计算分析图3所示不同顶端类型对声屏障插入损失的影响,对比高为3 m时直立型声屏障降噪效果,计算结果如图6所示。

图6 不同顶端类型声屏障插入损失Fig.6 Insertion loss of different tip types of noise barriers

由图6可知,在63～315 Hz频段内,5种声屏障插入损失差别不明显,均在约5 dB;在315～1 000 Hz频段内,插入损失增幅明显加大,在600 Hz处,Y型和内倾型声屏障具有显著优势,其插入损失可达30 dB;在1 000～1 250 Hz频段内,直立型声屏障插入损失略大于其他类型声屏障,其差值范围仅为5～8 dB;在1 250～2 000 Hz频段内,Y型声屏障相比其他声屏障降噪效果更好,其插入损失差值可达13 dB;在2 000～4 000 Hz频段内,外倾型、直立型和T型声屏障插入损失变化较小,而内倾型与Y型声屏障插入损失随频率增加继续增大,直至2 500 Hz处达到最大值25 dB;在4 000～5 000 Hz频段内,内倾型、Y型与直立型声屏障插入损失随频率增加而增大,在4 000 Hz时,内倾型声屏障相比其他声屏障降噪效果较差。

综上所述,Y型声屏障降噪性能优于其他顶端结构声屏障,改变Y形顶端夹角可改变声程差大小,进而改变声屏障绕射衰减量,提高声屏障降噪性能。因此,后文通过计算图4所示顶端的声屏障在测点处的插入损失,探究顶端夹角对Y型声屏障插入损失的影响,计算结果如图7所示。

图7 不同夹角Y型声屏障插入损失Fig.7 Insertion loss of Y-shaped noise barriers with different included angles

由图7可知,改变夹角对于中低频段噪声影响较小,在630 Hz处,夹角为90°的Y型声屏障降噪性能略优于其他夹角Y型声屏障;随频率升高,声波指向性加强,顶端结构对于声波的绕射作用明显增强,在1 250～2 000 Hz频段内,Y型声屏障的夹角为锐角或直角时,其插入损失明显增加,比钝角时约增加10 dB;在2 000～3 150 Hz频段内,夹角为120°的Y型声屏障插入损失随频率增加而增加,其峰值可达30 dB,而其他夹角Y型声屏障插入损失增加至2500 Hz处后,随频率增加趋于平稳;各夹角Y型声屏障插入损失在3 150 Hz～4 000 Hz频段内均呈下降趋势,且在4 000 Hz时均为13 dB左右;在4 000～5 000 Hz频段内,除90°夹角Y型声屏障外,其余均呈现持续下降趋势。

综上所述,治理频率在3 150 Hz附近的噪声可采用夹角为120°的Y型声屏障,针对其余频段噪声均可采用夹角为90°的Y型声屏障。

3.2 矩形扩散体对声屏障降噪性能的影响

当声波在传递路径中遇到矩形凸起时,该凸起对入射声波产生相应的散射作用,以此增强声能在空间中分布的连续性和均匀性,因此,优化矩形扩散体结构可以改善声屏障半封闭空间内的声场分布。

图8为高度b=0.04 m、间距g=0.3 m的矩形扩散体在不同宽度下声屏障插入损失随频率变化情况。由图可知,当噪声频率低于315 Hz时,改变矩形宽度对声屏障插入损失变化几乎无影响;在400～800 Hz频段除630 Hz附近可适当减小矩形宽度以提高声屏障插入损失,且在2 500 Hz时,减小矩形宽度至0.136 m时,插入损失可高达25 dB。当频率为1 000 Hz时,增加扩散体宽度可增强声屏障降噪能力,且宽度每增加0.04 m,其插入损失可提高2 dB。

图8 扩散体宽度对声屏障插入损失的影响Fig.8 Effect of diffuser width on insertion loss of noise barrier

图9为宽度a=0.216 m、间距g=0.3 m的矩形扩散体在不同高度下声屏障插入损失随频率变化情况。由图可知,对于315 Hz以下低频噪声,改变矩形高度引起的插入损失变化与改变宽度时类似;在630～1 250 Hz频段内,声屏障插入损失随矩形高度增加而增加,但频率为800 Hz时,插入损失不增反降;在1 600 Hz时,4种矩形高度声屏障插入损失波动较小,其差值范围在5 dB以内;在1 600～2 500 Hz频段内,4种矩形高度的声屏障插入损失均随频率增加而增加,其中矩形高度为0.048 m的声屏障降噪效果最佳,其插入损失可达27 dB;在2 500～3 150 Hz频段内,四种矩形高度声屏障插入损失均随频率增加而降低;当频率为4 000～5 000 Hz高频段时,矩形高度为0.032 m的声屏障降噪效果显著,其插入损失可达18 dB。

图10为宽度a=0.216 m、高度b=0.04 m的矩形扩散体在不同间距下声屏障插入损失随频率变化情况。在63～630 Hz范围内,不同间距矩形扩散体的声屏障降噪效果相当;在800～1 000 Hz范围内,随扩散体间距增加,声屏障降噪效果提高,在1 000 Hz时,扩散体间距自0.28 m增加至0.3 m时声屏障插入损失无明显变化,但扩散体间距自0.3 m增加至0.32 m时,声屏障插入损失提高2.5 dB;当扩散体间距为0.32 m时,声屏障在2 000～2 500 Hz频段内的降噪效果明显高于其他3种声屏障,且插入损失高达25 dB;在2 500～3 150 Hz频段内,不同扩散体间距声屏障的降噪效果均随频率增加而降低,当频率为3150 Hz时,在扩散体间距取值合理范围内,减小间距可提高声屏障插入损失,且间距每增加0.02 m,插入损失可提高2.5 dB,但扩散体间距取值过小为0.26 m时,声屏障插入损失反而比间距为0.28 m时降低10 dB;在3 150～5 000 Hz高频段,不同扩散体间距的声屏障插入损失变化与宽度情况类似,4 000 Hz时,4种扩散体间距下的声屏障插入损失均在约10 dB,而后其随频率增加而插入损失降低。

图10 扩散体间距对声屏障插入损失的影响Fig.10 Effect of diffuser spacing on insertion loss of noise barrier

3.3 应用

在工程应用中,车辆噪声频谱可以为声屏障设计提供可靠依据,也是声屏障设计时重要影响因素,表3为不同路面的胎噪分布频率[14],当公路最低限制时速为60 km/h时,轮胎噪声成为交通噪声主要部分。从表3中可以看出,车辆在道路行驶过程中产生的胎噪频率带宽为250～2 500 Hz,带宽范围较大,但声能量主要集中在800～1 250 Hz频段内。

表3 轮胎噪声频率分布Table 3 Tire noise frequency distribution

基于第2节对不同结构声屏障的插入损失频谱特性分析,选取顶端结构为90°夹角Y型与扩散体宽度、高度和间距分别为0.176、0.048、0.32 m的复合结构声屏障作为研究对象,计算其声场分布,结果如图11所示。由声场分布(图11)可知,在声影区内,附加扩散体后的Y型声屏障相比附加扩散体前降噪效果显著提升,其插入损失最高可提升6 dB。

图11 附加扩散体前后Y型声屏障声场分布对比Fig.11 Comparison of the sound field distribution of the Y-shaped sound barrier before and after the additional diffuser

4 结论

针对声屏障顶端结构和板体表面扩散体对插入损失影响进行分析,建立公路声屏障声场计算模型,对比分析不同结构声屏障降噪效果,并针对特定频段交通噪声,设计一种复合结构声屏障。得出如下结论。

(1)当计算频率小于315 Hz时,5种顶端结构的声屏障降噪效果均不明显,符合声屏障的噪声绕射衰减规律。随着频率增大,声屏障对噪声的衰减作用逐渐增强,在1 250～2 000 Hz频段内,Y型声屏障降噪效果尤为显著,相比其他类型声屏障,其插入损失可提升13 dB。在600 Hz附近与2 500～ 3 150 Hz中高频段内,内倾型与Y型声屏障降噪效果尤为显著,其插入损失可达25 dB。综合考虑,Y型声屏障降噪效果优于其他四种类型声屏障,而后对Y型声屏障顶端夹角进行研究,在3 150～4 000 Hz频段内,120°夹角Y型声屏障降噪效果优于其他夹角情况。除3 150～4 000 Hz频段外,90°夹角Y型声屏障降噪效果相比其他夹角情况均有不同程度的提高。

(2)改变扩散体结构对低频噪声影响较小。在1 000 Hz附近,增加矩形扩散体的宽度、高度和间距可提高声屏障降噪能力,且宽度每增加0.04 m,其插入损失可提高2 dB。。附加扩散体后的声屏障对400～630 Hz频段与2 000～2 500 Hz频段噪声抑制较为明显。

(3)针对800～1 250 Hz频段交通噪声,对夹角90°的Y型声屏障表面附加矩形扩散体,对比改进前后声影区的声压级分布,附加扩散体后的复合结构声屏障与Y型声屏障相比,其插入损失最大可提高6 dB。