城市軌道交通近軌吸聲矮墻降噪量數值仿真分析

周紅梅，卜炬鵬，朱萬旭，2，高逸豪，羅 濤

(1.廣西科技大學土木建筑工程學院，廣西柳州 545006；2.廣西建筑新能源與節能重點實驗室，廣西桂林 541004；3.湖南省建筑科學研究院，長沙 410011)

近年來城市軌道交通在我國發展迅猛，截止至2017年12月31日，中國內地累計有34個城市建成投運城軌線路5 021.7 km；2017年新增石家莊、珠海、貴陽、廈門4個運營城市；新增33條運營線路，868.9 km運營線路長度新增線路再創歷史新高，比2016 年新增線路534.8 km增加334.1 km，增幅達62.5%[1]。

城市軌道交通的迅猛發展不可避免地帶來了嚴重的噪聲污染。軌道交通列車行駛引起的噪聲是重污染源，對沿線居民和行人都有很大干擾。世界健康組織(WHO)的報告指出[2-4]，長期生活和工作在噪聲源環境下，比如生活在工廠、軌道交通樞紐附近，雖然人的感官感受可能會逐漸適應這種長期的噪聲環境，但人體自身并不會對這種日常的噪聲環境產生適應。相反，日積月累暴露在噪聲中，對于人體會造成更大的損傷。

目前的軌道交通降噪措施(圖1)按其基本原理可以大致劃分為兩類。一是主動降噪，即降低輪軌振動，減少噪聲源產生的噪聲；二是被動降噪，即在噪聲傳播的途徑和接受處對噪聲進行削弱[5]。雖然我國在主動降噪方面的研究也日益成熟，但以被動降噪來降低軌道交通噪聲在我國仍是十分經濟有效的方式，其中聲屏障(圖1(a))技術在我國被廣泛應用。聲屏障是控制傳聲途徑的重要措施，其主要功能是阻擋和吸收噪聲，僅留部分噪聲繞射過去，而在屏障后形成聲影區，從而降低噪聲。我國目前使用的聲屏障通常高度大于3 m，雖然能有效地降低列車通過時產生的噪聲，但是同樣帶來了一些不便。例如，聲屏障體積過大，不論是車內乘客還是沿線兩側的居民，其視線均被高大的聲屏障所遮擋，產生不必要的壓抑感；由于其體積過大，需要更多的安全距離，通常安裝在距離軌道中心4 m的水平距離外，浪費了寶貴的城市空間；聲屏障過大的體積，在生產運輸過程中需要使用較多的材料，產生較大的生產以及運輸成本；軌道沿線的聲屏障，在列車出現事故，需要緊急停車疏散車內乘客時，有可能成為乘客逃生的巨大阻礙[6]。

我國迫切需要一款輕巧、體積小的近軌吸聲矮墻(圖1(b))聲屏障填補這一領域的市場空白。為此筆者通過檢索大量相關文獻，分析了我國軌道噪聲的主要組成部分以及頻率特性，在此基礎上，參考國外設計經驗[7]，對近軌吸聲矮墻進行設計。以我國目前城軌交通中最寬的A型車作為設計基準，根據相關標準中關于限界的規定，以及隔聲量質量定律，依次推導出了近軌吸聲矮墻的安裝位置、高度以及厚度的設計計算方法，并以此設計了一種近軌吸聲矮墻。

圖1 降噪措施

本次設計采用復合形式，所設計的近軌吸聲矮墻表面為150 mm 厚的陶粒混凝土吸聲層，背面為50 mm 厚的自研高性能混凝土隔聲層，如圖2所示[8]。本文借助Virtual.Lab平臺，用聲學間接邊界元法計算不同頂部形式近軌吸聲矮墻，在不同受聲點處的降噪能力，為今后在實際工程中的吸聲矮墻優化設計提供參考。

圖2 近軌吸聲矮墻單元模型(單位：mm)

1 Virtual.Lab軟件簡介

為解決振動噪聲方面的問題，比利時LMS公司早年開發的Sysnoise軟件被廣大工程技術人員接受并應用。隨后LMS公司以CATIA V5平臺為基礎，研發了CAE軟件Virtual. Lab，其中包括Acoustic、Motion、Vibration、Durability等模塊，可以實現構建幾何模型、有限元前處理、有限元分析、結構振動特征分析、結構振動聲學分析等一系列仿真運算。

聲學模塊Virtual. Lab Acoustic基于Sysnoise軟件發展而來，它不僅完全繼承了Sysnoise的強大功能，并且在其基礎上衍生出包括FEM完美匹配層、快速多極BEM、FEM、BEM流體聲學等技術。

本文使用的為Virtual. Lab12版本，用到以下幾個模塊。

(1)幾何建模(Geometry)：該模塊基于法國達索公司的CATIA V5開發，在軟件界面以及使用方法上與CATIA V5保持一致，無需額外安裝CATIA軟件。

(2)網格劃分(Meshing)：網格劃分工具具有強大的功能，結合基本的和先進的自動網格劃分功能，以及基于線框、曲面及幾何實體生成有限元模型。

(3)聲學分析(Acoustic)：在本文中，聲學有限元(Acoustic Harmonic FEM)以及聲學邊界元(Acoustic Harmonic BEM)這兩個模塊將被使用到。

2 不同頂部結構的近軌吸聲矮墻的降噪量計算

2.1 近軌吸聲矮墻降噪量仿真介紹

近軌吸聲矮墻的降噪效果用插入損失IL來評價，即聲場內一受聲點處，在有近軌吸聲矮墻時和沒有近軌吸聲矮墻時，二者聲壓級之差，其表達式如下

IL=ΔLd-ΔLt-ΔLr-(ΔLs，ΔLG)max

(1)

式中，ΔLd為吸聲矮墻的繞射聲損失，dB(A)；ΔLt為吸聲矮墻的透射聲損失，dB(A)；ΔLr為吸聲矮墻的反射聲損失，dB(A)；ΔLs為地面障礙物衰減損失，dB(A)；ΔLG為地面吸收衰減損失，dB(A)。

目前國外除了直板式近軌吸聲矮墻外，還有少量其他具有不同頂端結構的吸聲矮墻。利用Virtual. Lab分析不同的頂部結構近軌吸聲矮墻的降噪量(插入損失)，該問題屬于外聲場問題。利用FEM法進行計算時，將需要分析的聲場進行離散化，對于外聲場問題而言，這增大了前期建模劃分網格的工作量，也增加了計算所需的時間。而間接邊界元法(Acoustic Indirect BEM)在分析外聲場問題只要在所需的位置建立劃分聲學面網格，并施與其對應的邊界條件，故本文采取該方法來對此問題進行仿真分析。

2.2 仿真模型的建立

(1)聲學場點的建立

在現場實測近軌吸聲矮墻插入損失時，需要利用麥克風傳聲器記錄受聲點在安裝矮墻前后的聲壓級值。在仿真分析中，利用劃分場點的方式來記錄不同位置的聲壓級值，每一個場點節點相當于一個麥克風傳聲器。

以城市軌道交通的軌道為中心的水平半徑30 m范圍為研究對象，以兩根軌道中心為對稱軸，取軌道一側作為分析區域。如圖3所示，為了同時得到水平方向和豎直方向上不同點的聲壓級值，在水平方向上，取34 m×10 m的平面，分別在長寬的方向上以0.5 m為單位長度劃分網格，得到1 449個場點節點，該場點代表軌道頂部所在水平面；同時在豎直方向上，也建立34 m×10 m場點，以同樣的單位長度劃分網格。

圖3 場點網格劃分示意

(2)聲源的選取

根據文獻[8]，在水平場點上，距離預定放置近軌吸聲矮墻聲學模型945 mm處，插入沿場點寬方向上的柱面聲源。綜合考慮參考相關文獻[9-10]中所測得的我國軌道交通噪聲源強參數，對該聲源激勵進行賦值定義，聲源參數如圖4所示。

圖4 聲源源強參數

(3)近軌吸聲矮墻聲學模型的建立

以平面場點寬度為參照，取所研究的近軌吸聲矮墻總長度為10 m；參考聲屏障目前幾種較常見的頂部結構，分別建立直板式、“倒L”式、“T”式、折板式、“Y”式、圓弧頂式6種不同形式的近軌吸聲矮墻模型，其中6種矮墻在豎直方向上的高度均為824 mm，即為前章節所設計的有效高度，模型如圖5所示。

圖5 不同頂部形式的近軌吸聲矮墻

由于所研究的頻域上限為3 150 Hz，分別對所建立的不同矮墻模型進行自由面網格劃分，網格單元長度設為17 mm，將所劃分網格類型定義為聲學網格。并對其進行聲學前處理，賦予其流體材料屬性。

最后，在水平面場點下插入對稱平面(Symmetry Plane)代表剛性地面(圖6中綠色部分)。以直板式近軌吸聲矮墻為例，所建立聲學計算模型如圖6所示。插入Acoustic Response Case求解器，設置計算區間為100～3 150 Hz，計算步長設置為區間上16個1/3倍頻程中心頻率。

圖6 BEM插入損失聲學仿真模型

2.3 仿真計算結果

(1)不同近軌吸聲矮墻在不同受聲點處的插入損失

取2組受聲點作為研究對象，其中第一組受聲點根據國際標準ISO3095選擇。該標準指出： 如果被測車輛的上部存在重要聲源，則第二網格推薦置于軌道頂部以上3.5 m的高度處距軌道中心線7.5 m處。列車頂部的受電弓在列車行駛時會產生氣動噪聲，是一個重要聲源。除7.5 m處受聲點外，分別再取大于和小于7.5 m的受聲點各1個。該組有3個受聲點，高度均為高出軌道面3.5 m，其中第一個點A距離軌道中心3.5 m，第二個點B距離軌道中心7.5 m，第三個點C距離軌道中心25 m。

第二組取路邊行人為研究對象，該組有3個受聲點，高度選取為高出軌面0.5 m。其中第一個點A′距離軌道中心3.5 m、第二個點B′距離軌道中心7.5 m，第三個點C′距離軌道中心25 m。

分別提取第一組和第二組節點在不同情況下的聲壓級值，代入EXCEL進行計算后，分別得到A、B和C三點處不同的降噪量(插入損失)，進行下一小節的結果分析。

(2)針對受聲點A、B和C的結果分析

通過分析近場距離受聲點A，發現在A受聲點處，幾種形式近軌吸聲矮墻的插入損失值都不太理想，造成這種現象的原因主要是：對于離軌道中心3.5 m時，A點3.5 m的高度已經高出近軌吸聲矮墻聲影區范圍2.35 m以上，極大削弱了近軌吸聲矮墻在這個受聲點處的降噪能力。針對城市軌道交通噪聲峰值頻域500～800 Hz，“Y”式近軌吸聲矮墻在A點擁有更好的插入損失值。

通過分析中距離場受聲點B，發現在B受聲點處，近軌吸聲矮墻的插入損失有顯著提高。且在低頻段內的160 Hz處，所有吸聲矮墻都有較好的插入損失值。對于直板式近軌吸聲矮墻，除了在400，500 Hz處出現較小插入損失值，其余頻段波動不大，基本符合插入損失值隨頻率上升而上升的趨勢，且在噪聲峰值頻率800 Hz處達到了10.28 dB(A)；“倒L”式的矮墻插入損失整體波動同樣不大，對于目標頻域的降噪能力比直板式有一定的提升，其中800 Hz處達到13.01 dB(A)；折板式矮墻降噪能力隨頻率波動較大，有一定的頻率選擇性，其插入損失峰值位于1 250 Hz，達到24.18 dB(A)，次峰位于800 Hz，達到18.32 dB(A)；“Y”式矮墻在500 Hz以及800～2 000 Hz擁有較強的降噪能力，僅次于折板式；而對于“T”式和圓弧頂式矮墻，其綜合頻段降噪能力與直板式吸聲矮墻相差無幾。針對城市軌道交通噪聲峰值頻域500～800 Hz，“倒L”式近軌吸聲矮墻在此處擁有更好的插入損失值。

通過分析遠場受聲點C，所有近軌吸聲矮墻在低頻段100～315 Hz的降噪能力極弱。但是對于遠聲場而言，當沒有設置吸聲矮墻時，所有頻段下該點的聲壓級已經衰減到70 dB(A)以下。

所有形式的吸聲矮墻在該受聲點的插入損失波動形式基本保持一致，且峰值均在2 000 Hz處，此時倒“L”式矮墻的插入損失最大，為29.61 dB(A)。針對城市軌道交通噪聲峰值頻域500～800 Hz，所有形式的矮墻降噪量均達到10 dB(A)以上，其中 “Y”式近軌吸聲矮墻在此處擁有更好的插入損失值。

(3)針對受聲點A′、B′和C′的結果分析

通過分析近場受聲點A′，可以發現所有近軌吸聲矮墻的降噪效果相對于在A點有顯著提升。對于噪聲峰值頻率800 Hz處，最低的插入損失值為直板式，為13.28 dB(A)，其他形式的近軌吸聲矮墻在該處的插入損失均有5 dB(A)以上的提升，且圓弧頂式在該處達到峰值28.05 dB(A)；對于低頻部分，“T”式和“Y”式近軌吸聲矮墻擁有更大的插入損失值。針對城市軌道交通噪聲峰值頻域500～800 Hz，圓弧頂式近軌吸聲矮墻在此處擁有更好的插入損失值。

通過分析中距離場受聲點B′，可以發現所有近軌吸聲矮墻的降噪效果相對于在B點有所提升，所有吸聲矮墻在160，400，630，1 600 Hz處均有明顯的插入損失峰值，其中“倒L”式矮墻在這幾個頻率擁有最高的插入損失值。對于直板式，除了500 Hz處出現了較低的插入損失值，在400 Hz后基本隨頻率增加而增加，其在800 Hz的插入損失值為12.926 dB(A)；“倒L”式矮墻的降噪能力具有最強的頻率選擇特性，該類型在800 Hz處插入損失為11.92 dB(A)，峰值為1 600 Hz處的26.68 dB(A)；“T”式與折板式在全頻段與直板式矮墻的降噪能力波動方式基本保持一致，但在大部分頻率相比直板式都有提高，且折板式的提高量更多；“Y”式吸聲矮墻在2 500 Hz處降噪效果不佳，但其在該處的插入損失值波動最為平緩，在315～2 000 Hz基本保持逐漸上升，該區間內最低插入損失值為10 dB(A)，且“Y”式近軌吸聲矮墻在800 Hz擁有最好的降噪能力16.70 dB(A)；圓弧頂式吸聲矮墻插入損失值波動模式與直板式類似，在2 500 Hz處獲得了峰值48.43 dB(A)，但是在800 Hz處僅有9.65 dB(A) 針對城市軌道交通噪聲峰值頻域500～800 Hz，“倒L”式近軌吸聲矮墻在此處擁有更好的插入損失值。

通過分析遠場受聲點C′，可以發現與C處相比，所有近軌吸聲矮墻在低頻段的插入損失值同樣不理想，但在250 Hz之后的區間基本都明顯有所提高。直板式吸聲矮墻在500～800 Hz擁有較好的降噪能力，其中800 Hz處達到17.29 dB(A)；倒“L”式矮墻在此處的降噪能力整體不佳，其降噪量峰值在2 000 Hz處，為29.65 dB (A)，且在該頻率遠大于其他形式矮墻；“T”式在500～800 Hz擁有最好的整體降噪能力，且800 Hz處達到18.97 dB(A)，大于其他形式矮墻，且在2 500 Hz以后其降噪能力也大于其他形式矮墻；折板式矮墻在500～800 Hz降噪能力與直板式相差無幾，其插入損失峰值為21.77 dB(A)，位于1 250 Hz；“Y”式近軌吸聲矮墻在630 Hz和1 250 Hz處有較高的插入損失值，均大于21 dB(A)，但在其他頻率上的插入損失值較低；圓弧頂式近軌吸聲矮墻插入損失值波動平緩，基本隨頻率增大而增大，其在500～800 Hz處的插入損失值平均在10 dB(A)左右。針對城市軌道交通噪聲峰值頻域500～800 Hz，“T”式近軌吸聲矮墻在此處擁有更好的插入損失值。

3 仿真計算與經驗公式計算的結果對比

如圖7所述工況，即受聲點位于軌道附近，利用經驗公式(2)，計算得到所設計直板式近軌吸聲矮墻的插入損失，見表1。

式中，δ為聲程差，δ=A+B-C，m，其中A為噪聲源距離障礙物頂部的直線距離，B為障礙物頂部距離受聲點的直線距離，C為噪聲源與受聲點之間的直線距離，見圖7；f為噪聲頻率，Hz；c為聲速，通常取340 m/s。

圖7 聲程差示意

表1 受聲點距離軌道中心7.5 m時的繞射聲損失

如圖8所示，在全頻段上，所設計的近軌吸聲矮墻降噪量(插入損失)仿真計算結果基本符合隨頻率上升而上升的趨勢。其中在400 Hz頻率以上區間，仿真計算結果與公式計算結果吻合度較好，可以認為，利用經驗公式法和仿真分析法預測近軌吸聲矮墻的降噪量時，在相對較高的頻段區域均擁有較高的準確率。

圖8 公式計算與仿真計算的結果對比

但在頻率低于400 Hz區間，仿真計算結果波動較大，與公式計算結果吻合度較差。造成這種現象的可能原因如下：本次仿真模型將地面作為全反射面處理；而在低頻段，噪聲波長較長，與地面發生較強的反射現象。在利用經驗公式計算插入損失時，通常對于較高頻段的降噪量預測更為準確。可以認為，針對低頻段區域的降噪量預測，還需要經過后期的實際實驗來與公式及仿真結果進行對比，更進一步優化仿真的參數可靠度來獲得更加可靠的預測值。

4 結論

(1)對Virtual. Lab軟件進行簡單介紹，指明本次模擬需要使用到的功能和模塊；并系統闡述聲學數值仿真的基本原理，即求解Helmholtz方程，以及如何推導該方程，求解該方程所需要的方法和相應的邊界條件，以及內外聲場、耦合與非耦合問題的分類。

(2)使用聲學邊界元法計算了所設計的直板式以及5種不同頂部形式的近軌吸聲矮墻的插入損失值，分別取6個受聲點作為研究對象。結果表明，近軌吸聲矮墻對于軌道兩側垂直距離較低的區域，比如行人，擁有更好的保護效果。總的來說，增加頂部形式可以改變近軌吸聲矮墻的降噪特性，提升近軌吸聲矮墻的降噪能力，且可以增強其降噪的頻率針對性。在后期的研究和設計中，可以根據所保護對象不同、線路的噪聲頻率特點，有針對性地選擇不同的頂部形式。

(3)采用邊界元法仿真計算近軌吸聲矮墻降噪效果時，對于前文所設計的直板式近軌吸聲矮墻，對比其仿真計算結果與前文經驗公式的計算結果。發現，在400 Hz以下頻率段吻合較差，而在高于400 Hz頻率段，兩種方法的計算結果基本吻合。可以認為在相對較高的頻段，比如400 Hz以上頻域，利用經驗公式法和仿真計算方法來計算近軌吸聲矮墻降噪效果(插入損失)其結果均較為可靠；而在較低頻域，比如400 Hz以下，噪聲的波長較長，與地面不可避免地發生較為復雜的反射吸收等現象。此時還需進一步進行實際試驗，得到較為可靠的試驗數據，來完善仿真計算的參數可靠性，以獲得更為可靠的預測模型。