鐵路橋上直立式聲屏障車致振動研究

李小珍， 雷康寧， 龔振華， 畢 然， 胡 喆， 徐 鴻， 鄭 凈

(1.西南交通大學 土木工程學院，成都 610031； 2.中鐵第四勘察設計院集團有限公司，武漢 430063; 3.中鐵二院工程集團有限責任公司，成都 610031)

隨著軌道交通的迅猛發展，列車過橋時所誘發的橋梁振動與噪聲問題愈發突出，人們對噪聲的容忍度也隨著生活質量的改善而越來越低。當列車時速低于300 km，輪軌噪聲在總噪聲中占主導地位[1]，聲屏障常作為一種降低輪軌噪聲的有效措施被廣泛采用。

聲屏障結構的形式多種多樣，為了避免與鐵路附屬構筑物相互干擾，影響安全限界，軌道交通中仍多采用直立式聲屏障。現有研究多針對聲屏障聲學特性進行，而隨著車速的增加，輪軌激勵作用增強，列車過橋時引起橋梁及其上聲屏障振動加劇。此時聲屏障和橋梁將作為振源向四周輻射噪聲，從而間接削弱了聲屏障的降噪效果[2]。因此開展橋梁及其上聲屏障結構的振動規律研究，對進一步提出減振措施和降低橋梁-聲屏障輻射噪聲具有至關重要的意義。

為了對聲屏障結構的動力特性進行研究，Rocchi等[3]開展了現場試驗，測試了軌道附近的流場和作用于聲屏障、道床板上的列車風壓，并對不同列車的氣動特性進行了對比分析。Xiong等[4]通過現場試驗的方法，測試了CRH380A運行時，直立式聲屏障表面的脈動風壓分布。何佳駿等[5]通過CFD對列車通過全封閉聲屏障時形成壓力波進行研究，探究了壓力波在橫、縱向分布的特點及衰減特性。龍麗平等[6-7]基于流體計算軟件CFX，探究了列車通過聲屏障過程中空氣脈動力的分布規律。呂堅品等[8]探討了脈動力的不同輸入方式對不同跨度的鐵路橋上聲屏障動力響應的影響規律。陳向東等[9]基于ALE方法建立了列車-聲屏障三維數值模型，分析了脈動力分布特性和時程特性的各項影響因素。

近年來，國內學者開始關注橋上聲屏障的車致振動問題。李小珍等[10]對橋梁-封閉式聲屏障的振動開展了現場測試，得出聲屏障的振動大于箱梁振動，且呈現寬頻特性的結論。羅云柯等[11]對某高速鐵路箱梁和半封閉聲屏障開展了現場測試，建立數值模型進行了計算分析，得到了橋上聲屏障振動的傳遞路徑和衰減規律，并提出了相應的減振措施。謝偉平等[12-13]通過對某軌道交通高架橋上半封閉式聲屏障進行現場測試，分析了其動力特性及振動的傳播規律，得到曲線段半封閉式聲屏障的車致振動響應大于直線段的結論。

總體來說，已有的聲屏障動力問題研究中，更多的是圍繞列車脈動風壓作用下聲屏障的振動特性進行，關于聲屏障車致振動的研究較少。同時，鮮有文獻對直立式聲屏障車致振動進行研究。由于直立式聲屏障應用更為廣泛，與封閉式聲屏障相比，受列車脈動風壓作用影響相對較小，且其基礎通常安裝于箱梁的翼緣板外邊緣，高速列車的輪軌動力作用效應不容忽視。本文基于車-線-橋耦合振動分析理論，采用數值模擬與現場試驗相結合的方法對橋上直立式聲屏障車致振動特性進行研究，提出相應的減振措施，以期能夠為今后直立式聲屏障減振優化設計提供參考。

1 試驗概述

現場試驗以某雙線鐵路上安裝有直立式聲屏障的32 m混凝土簡支箱梁為工程背景，如圖1所示。混凝土簡支箱梁梁長32.6 m，計算跨度31.5 m，采用單箱單室截面形式，橋面寬12.0 m，梁體中心線處高2.784 m，頂板厚0.34 m，腹板厚0.36 m，底板寬5 m、厚0.28 m。梁體采用C50混凝土，軌道中心線之間的距離為4.60 m，設計速度為200 km/h，二期恒載取174 kN/m，設計活載為ZC活載。

圖1 鐵路橋上直立式聲屏障

橋上采用有砟軌道，其結構由鋼軌、扣件、鋼筋混凝土軌枕以及道床結構構成，采用標準軌距1 435 mm，軌枕間距為60 cm，鋼軌采用CHN60型，扣件豎向剛度為60 MN/m。

橋上直立式聲屏障高度為5.0 m，采用H型鋼立柱，尺寸為250 mm×250 mm×9 mm×14 mm，順橋向以2 m等間距布置。隔聲單元板采用鋁合金復合吸聲板，厚度為140 mm，高度為0.5 m，沿高度方向共布置10塊。單元板與H型鋼立柱之間及上、下單元板間墊有三元乙丙橡膠墊層。

圖2給出了箱梁以及聲屏障立柱上的振動測點位置，圖3給出了現場試驗的傳感器布置照片，所有測點均布置在跨中斷面。其中，測點V1位于相鄰扣件之間的鋼軌下方，測點V2位于箱梁頂板中心，測點V3和V4分別布置在與聲屏障第1和第5塊單元板頂端等高處，至立柱底部距離分別為0.5 m和2.5 m。各測點采用CA-YD-189型壓電式加速度傳感器，使用東方振動和噪聲技術研究所制造的INV3060S型24位智能采集儀進行實驗數據采集，采樣頻率為1 024 kHz。

圖2 振動測點布置示意圖(mm)

圖3 現場測試傳感器布置

2 試驗結果分析

由文獻[14]可知，箱梁-聲屏障輻射的結構噪聲主要來源于聲屏障的水平局部振動和箱梁板件面外振動。故對于箱梁選擇測試頂板垂向加速度，聲屏障立柱測試橫向加速度。現場測試時，列車運行速度約為80 km/h，為避免測試結果具有偶然性，現場采集了多組數據。選取通過車型為CRH1A的三組數據，從時域和頻域兩個角度分析鋼軌、箱梁以及聲屏障立柱各部位振動的分布情況。

2.1 時域分析

列車通過時，鋼軌及箱梁頂板測點振動加速度時程曲線如圖4所示。圖4中，加速度時程包含了列車從上橋導致橋梁振動到離開后振動衰減的全過程。

(a) V1(鋼軌)

由圖4可知，列車經過橋上時，鋼軌和箱梁頂板振動加速度時程具有明顯的峰值和周期性變化，可以清晰地識別出列車的編組形式(8節，總長200 m)。可以看出，列車通過測試斷面的持續時間約為9 s，行車速度與實測80 km/h相近。從加速度大小來看，鋼軌的振動加速度有效值為16.89 m/s2，瞬時峰值超過250 m/s2；經過扣件、軌枕、道砟的減振效應傳遞至箱梁頂板時，振動能量大大衰減，振動加速度有效值降為0.15 m/s2，瞬時峰值接近2.00 m/s2。

列車通過時，跨中截面聲屏障立柱底部和中部測點振動加速度時程曲線如圖5所示。

(a) V3(立柱底部)

由圖5可知，聲屏障立柱振動時程曲線持續時間與箱梁接近，聲屏障立柱底部振動較為穩定，加速度幅值約為1.50 m/s2，瞬時峰值接近3.00 m/s2；與立柱底部相比，中部振動具有明顯的峰值和周期性變化，瞬時峰值接近3.00 m/s2。

立柱底部和中部之間存在差異。首先，直立式聲屏障立柱上部無約束，而底部具有較強約束。其次，立柱底部在箱梁翼板附近，主要隨翼板共同發生豎向和橫向振動，因此橫向振動加速度時程曲線無明顯的周期性變化。而立柱中上部橫向振動則主要由箱梁受偏載和橫向輪軌力作用時發生的扭轉以及豎向變形控制，因此與橋梁頂板豎向振動特性相近，即曲線具有明顯的峰值和周期性變化。

2.2 頻域分析

為分析箱梁-聲屏障結構振動水平在頻率上的分布特性，采用振動加速度級VAL對振動水平進行評價。由于輪軌力頻率分布范圍較大，本文采用三分之一倍頻程對各處的振動響應進行分析，采用振動加速度總振級對各測點振動強弱進行評價，計算方法如下

(1)

式中：VAL為振動加速度級(dB)；arms為振動加速度有效值(m/s2)；a0為基準加速度，取a0=10-6m/s2。

圖6給出了鋼軌、箱梁頂板中心以及聲屏障立柱底部和中部測點三次實測振動加速度級頻譜曲線及其總振級柱狀圖。

(a) V1(鋼軌)

從圖6中可以看出，各測點在三次測試中得到的頻譜曲線特性相同，具有很高的重合性，表明現場測試結果可信度較高。通過分析各圖，可得到以下結論：

(1) 鋼軌振動加速度級在中低頻范圍內隨頻率的增大而增大，在1 250 Hz處，鋼軌振動加速度級達到峰值147.98 dB，隨后隨頻率增大而減小；

(2) 箱梁頂板中心的振動加速度級峰值為107.88 dB，出現在中心頻率200 Hz附近，總振級約為111 dB；

(3) 聲屏障立柱底部的振動加速度級峰值頻率為50 Hz，在低于50 Hz頻段，振級隨頻率增大而增大，50～160 Hz頻段內隨頻率增加下降明顯，在250 Hz處出現次峰值，隨后隨頻率增加總體呈現出下降趨勢；

(4) 聲屏障立柱中部測點的振動加速度級優勢頻段為50～500 Hz，峰值頻率為50 Hz，低于50 Hz頻段與立柱底部保持相似特性，振級隨頻率增加而增加，50 Hz頻段以后總體隨頻率增加而下降，在200～500 Hz頻段內具有較大的波動；

(5) 振動加速度總振級在聲屏障立柱底部高于立柱中部，且均高于箱梁頂板，其原因在于立柱安裝在箱梁翼緣邊緣處，列車通過時箱梁翼緣鞭梢效應突出。

3 數值分析

3.1 輪軌相互作用力的求解

本文通過建立如圖7所示的軌道結構模型求解輪軌力，從下到上依次模擬橋梁、道砟、軌枕及鋼軌，模型僅考慮垂向振動。車輛模型僅考慮轉向架、一系懸掛以及輪對，考慮相鄰車廂間距離較近的4個輪對之間的相互影響，車輛軸距和前后車輛相鄰輪對間距分別為L1和L2。鋼軌、軌枕、道砟和橋梁之間均采用彈簧-阻尼進行連接，鋼軌視為無限長Timoshenko梁，軌枕簡化為Euler梁，道砟簡化為離散質量塊，橋梁視為剛性基礎。

圖7 輪軌相互作用模型

輪軌力計算時采用移動不平順模型，由動柔度法計算動態輪軌力公式如下

(2)

式中:R為軌道組合不平順;α為動柔度，其下標c、w和r分別表示輪軌接觸、車輪和鋼軌動柔度。輪軌接觸柔度可表示為：

αc=1/Kc

(3)

式中,Kc為線性輪軌接觸剛度。

本文采用疊加法求解鋼軌的動柔度，多車輪間的相互作用采用主動輪與被動輪的方法考慮。依次以每個車輪作為主動輪，求得該車輪作用處的鋼軌動柔度αri、扣件力及枕下膠墊和道砟墊支持力，然后代入式 (2) 并考慮軌道不平順的時間滯后效應，即可求得多個車輪單獨作用下的輪軌力，詳細求解過程見文獻[15-17]。

本文動態輪軌力計算模型參數按表1和表2取值，列車車型為CRH1A，軌道不平順按ISO 3095(2013)取值。

表1 車輛計算參數

表2 有砟軌道參數

采用以上參數，利用Matlab自編程序求解，得到輪軌相互作用力頻譜圖如圖8所示。

圖8 輪軌相互作用力

3.2 箱梁-聲屏障耦合模型建立

聲屏障結構作為橋上附屬設施，可以統一作為車橋系統中的“橋梁子系統”進行研究，采用有限元軟件ANSYS建立橋梁-聲屏障耦合振動分析模型。各板件的局部振動對結構的動力特性影響較大，為獲取結構的中高頻振動響應，箱梁和聲屏障立柱均采用板單元shell63建立。混凝土箱梁劃分為頂板、翼緣、腹板、底板四部分，聲屏障立柱由兩塊翼板和腹板構成。軌道結構以及橋上其他附屬設施的質量，以174 kN/m的二期恒載添加到箱梁頂板中加以考慮，忽略這些結構對箱梁及聲屏障立柱振動產生的其他影響。

聲屏障立柱底部與箱梁翼緣板間視為固接，根據聲屏障隔聲單元板之間的連接具有足夠彈性的特點，忽略其對聲屏障結構的剛度貢獻，僅將其作為附加質量添加到聲屏障立柱上。建立的箱梁-聲屏障耦合振動分析模型及典型振型如圖9所示。由圖可知，箱梁一階豎彎頻率為3.87 Hz，聲屏障立柱一階橫彎頻率為8.79 Hz。

(a) 模型

3.3 模型驗證

由于本次測試路段行車速度較低，直立式聲屏障受到的列車脈動風壓可以忽略，且根據文獻[18-20] 可知，高速列車脈動風荷載集中在2～4 Hz的低頻段，故本文研究聲屏障10～1 000 Hz頻段振動時，可以忽略脈動風所產生的振動效應，本次現場測試結果可以直接作為車致振動響應進行模型驗證，而不必考慮其是否包含了風致振動成分。圖10給出了箱梁頂板中心(V2)和聲屏障立柱中部(V4)兩個測點處仿真值與實測值的三分之一倍頻程曲線，其中實測值取三次試驗值的平均值，計算頻率范圍為10～1 000 Hz。

(a) 箱梁頂板中心(V2)

由圖10可知，箱梁頂板中心和聲屏障立柱中部計算與實測得到的頻譜曲線變化規律基本一致。V2和V4測點的振動加速度總振級計算值分別為107.8 dB和110.9 dB，均與實測值110.9 dB和114.3 dB相差較小，即通過本文建立的車-線-橋-聲屏障耦合振動分析模型具有較高的可靠性，可進一步用于橋梁-聲屏障振動特性研究。

同時，由上述結果可知，不論是箱梁頂板中心測點還是聲屏障立柱中部測點，其總振級的計算值均小于實測值，這是由于計算模型中僅考慮了豎向輪軌作用力，忽視了輪軌橫向力的影響，而實際上箱梁在橫向輪軌力的作用下會發生扭轉變形，使得箱梁頂板中心豎向振動和聲屏障立柱橫向振動進一步增大。

4 振動結果分析

利用3.2節建立的橋梁-聲屏障耦合振動分析模型，以列車運行時輪軌相互作用力作為激勵力進行諧響應分析，得到鐵路直立式聲屏障車致振動響應的分布規律，探討了行車速度對其振動的影響，并提出了一種減振措施以供設計參考。

4.1 振動分布規律

為分析不同斷面處聲屏障立柱振動的分布規律，選取1/8斷面、1/4斷面和跨中斷面，分別給出聲屏障立柱底部、中部和頂部三個部位振動加速度總振級柱狀圖，如圖11所示，計算車速為200 km/h。

圖11 聲屏障立柱振動加速度總振級分布

由圖11可知，同一高度處，聲屏障立柱的振動加速度總振級在跨中截面處最大，沿箱梁縱向呈現出從端部向跨中截面逐漸增大的趨勢，主要原因為箱梁跨中斷面受支座約束較弱，振動更為劇烈。由此可以看出，在進行簡支梁橋上聲屏障振動分析時，應重點關注跨中斷面的振動水平。從1/8斷面到跨中斷面，立柱底部、中部和頂部的總振級分別增加2.2 dB、13.4 dB和12.0 dB，表明立柱底部的振動受斷面位置的影響很小，而中部所受影響最為明顯。

此外，同一斷面處，聲屏障立柱的振動沿高度方向具有相似的分布規律，其在中部小于底部，這與現場試驗的結果一致。立柱底部距箱梁翼緣較近，受翼緣鞭梢效應的影響最為劇烈，而立柱頂部無約束，處于自由狀態，故振動更為劇烈。但這種在不同高度上的差異由梁端向跨中逐漸縮小，至跨中時，各點振動水平較為接近。

4.2 行車速度

圖12給出了在不同車速的列車通過橋梁時，箱梁頂板中心和聲屏障立柱不同部位的振動加速度總振級柱狀圖，計算車速選擇120 km/h、150 km/h、180 km/h、200 km/h。

圖12 各處總振級隨車速變化

可以看出，相同速度下，聲屏障立柱的振動較箱梁頂板更劇烈，而其振動加速度總振級均隨車速的增大而不斷增大。相對于聲屏障立柱而言，箱梁頂板的振動受車速影響較為平緩，表現為車速每增加30 km/h，總振級約增大2 dB。而聲屏障立柱各點，在車速低于180 km/h時，表現出與箱梁頂板相似的變化特性，當車速達到200 km/h時，聲屏障立柱的振動顯著加劇，在底部和中部尤為明顯。原因在于，高速行車時列車輪軌力的頻譜特性發生了變化，而聲屏障立柱更易受輪軌力變化的影響。

4.3 減振措施

由前文可知，箱梁翼緣板的鞭梢效應對聲屏障立柱振動有較大影響，為減小箱梁翼緣鞭梢效應，從而降低聲屏障立柱振動，采取斜撐方式加強對翼緣的支撐。如圖13所示，斜撐采用與立柱相同尺寸的H型鋼，沿縱橋向與立柱等間距布置，連接每根立柱下方翼緣板底部邊緣和箱梁底板邊緣。

圖13 翼緣斜撐布置圖

圖14給出了采取斜撐措施前后，聲屏障立柱中部和頂部振動加速度級的三分之一倍頻程曲線及其總振級的柱狀圖，計算車速為150 km/h。

由圖14可以看出，采取斜撐措施后，聲屏障立柱中部和頂部兩點振動均明顯降低，中部總振級降低6.8 dB，頂部降低8.6 dB。由此可見，采用斜撐能有效降低聲屏障振動，但會增加箱梁單側荷載，需在結構設計中進一步加以考慮。

5 結 論

本文通過對某安裝有直立式聲屏障的鐵路橋開展現場試驗，并結合車橋耦合理論建立了箱梁-聲屏障耦合振動分析模型，對箱梁和聲屏障的車致振動特性進行了探究，主要結論如下：

(1) 聲屏障立柱中上部會隨箱梁頂板的扭轉及下撓而發生較強的橫向振動，其與箱梁頂板中心具有相似的振動特性；

(2) 聲屏障立柱各處振動總振級均高于箱梁，箱梁頂板中心振級在200 Hz附近達到峰值，聲屏障立柱底部和中部振級峰值頻率均為50 Hz；

(3) 同一高度處，立柱的振動從梁端向跨中逐漸增大；同一橫斷面處，立柱的振動在頂部最為劇烈、底部次之、中部最小，其中部的振動受斷面位置的影響最為明顯；

(4) 列車低速通過時，箱梁和立柱的振動隨車速的變化較為平緩，而速度達到200 km/h后，聲屏障立柱較箱梁對車速更為敏感；

(5) 采用斜撐支撐方案，可有效降低聲屏障立柱振動，立柱中部降低6.8 dB，頂部降低8.6 dB。