蔡理平，李小珍，陈锡民，邵华平，杨得旺

（1. 广州铁路（集团）公司，广东 广州 510600；2. 西南交通大学 土木工程学院，四川 成都 610031）

轮轨动荷载作用下全封闭声屏障的振动分析

蔡理平1，李小珍2，陈锡民1，邵华平1，杨得旺2

（1. 广州铁路（集团）公司，广东 广州 510600；2. 西南交通大学 土木工程学院，四川 成都 610031）

以全封闭声屏障为研究对象，分析CRH2型动车组、C80型货车轮轨动荷载作用下声屏障的振动响应。建立金属吸声板声屏障、混凝土声屏障与32 m箱梁耦合的有限元动力分析模型，分析列车作用在箱梁上的轮轨力。通过计算得到不同列车速度下声屏障的位移和加速度响应，分析动位移、振动加速度、频谱特性和总振级的变化规律。结果表明：轮轨动荷载作用下声屏障的竖向、横向位移很小，均在2 mm以内；动车组作用下声屏障的振动加速度峰值可达5 m/s2；金属吸声板声屏障各考察点处的竖、横向振动加速度在各车速下均较混凝土声屏障大；声屏障振动加速度级在频率40～80 Hz出现第一个峰值（较大），在频率400～800 Hz出现次峰值（较小）。

全封闭声屏障；振动响应；轮轨动荷载；箱梁

高速铁路为人们带来一种方便、快捷和舒适的出行方式，但同时其噪声也给周边环境带来了严重影响，国内外对高速铁路噪声控制进行了大量研究[1-3]。在高速铁路建设工程中，声屏障是降低车外噪声的有效措施[4-5]。

由于直立式或半封闭声屏障具有“敞开性”，仍存在大量的直达声，同时绕射现象比较严重，因此降噪效果有限[6]。全封闭声屏障可以把声源“封闭”起来，与直立式或半封闭声屏障相比，绝大部分声波在传播过程中被声屏障吸收和反射，不存在绕射声。在密闭性能良好的前提下，只有少量声波会透射过全封闭声屏障到达敏感目标点，因此，全封闭声屏障可取得最佳的降噪效果[7]。

声屏障作为高速铁路降噪的重要措施，在列车高速行驶的环境下，对其强度、抗疲劳性能均有较高要求。声屏障的振动响应会引起连接件的疲劳进而影响服役周期甚至威胁列车运行安全[8]。通过数值分析研究高架桥上全封闭声屏障在动车组（CRH2型）、货车（C80型）轮轨动荷载作用下的振动响应，可为桥上全封闭声屏障的设计提供参考。

1 工程概况

作为我国“四纵四横”客运专线网四纵之一的深（圳）茂（名）铁路，是连接广东与海南、广西的主通道之一，东起广东深圳，经东莞、广州、中山市后，在江门地区通过江门南站分别连接广珠铁路、广珠城际铁路。线路自江门南站南端引出，向西经过新会的银州湖地区后，跨越潭江继续向西经阳江市到达茂名市，全长约394 km。

由于受新会区城市规划的影响，以及江门南站站位及南端小半径曲线的限制，深茂铁路无法远离新会区的小鸟天堂区域。深茂铁路新会段距离小鸟天堂较近的线路区段约3 km，距小鸟天堂风景区规划边界北面约300 m，距小鸟天堂现管理边界北面约630 m，距景区内鸟类集中分布区（竹岛）约670 m，距大榕树约800 m[9]（见图1）。

目前，全封闭声屏障仅应用在少数城市轨道交通中，在高速铁路中尚未得到应用[9]。为保护生态环境，中铁第四勘察设计院集团有限公司率先尝试在深茂铁路上使用全封闭声屏障。

图1 深茂铁路与小鸟天堂的地理位置[9]

图2为两种声屏障方案的横截面图。金属吸声板声屏障方案由钢拱架和金属单元板组成，每榀钢拱架纵向间距2 m，金属单元板长2.0 m、宽0.5 m。混凝土声屏障方案由钢拱架和高韧性混凝土盖板组成，每榀钢拱架纵向间距2 m，混凝土盖板厚5 cm，盖板外弧长分为2.604 m、2.302 m两种。两种声屏障钢拱架均为H型钢，且结构尺寸完全一致。两种声屏障拱脚横向间距均为11.650 m，金属吸声板声屏障高9.075 m，混凝土声屏障高9.125 m。

图2 全封闭声屏障的横截面

2 车致振动分析模型

2.1 全封闭声屏障-箱梁耦合有限元模型

声屏障柱脚通过螺栓锚固在箱梁顶板翼缘基座上。在轮轨动荷载作用下，作用在箱梁上的振动能量通过柱脚传递给声屏障。以高速铁路32 m简支箱梁为例进行分析，混凝土箱梁跨中截面尺寸见图3，顶板宽11.600 m，厚0.334 m；底板宽5.000 m，厚0.280 m；梁高2.7 m；腹板厚0.36 m。

图3 32 m箱梁跨中横截面

假定声屏障钢拱架与混凝土箱梁翼缘固接。为简化计算模型，根据两种声屏障的构造特点，忽略金属单元板和高韧性混凝土盖板对钢拱架的刚度贡献，将其视为附加质量施加在钢拱架上。因此，两种声屏障动力分析模型的差异性体现在钢拱架的附加质量上。全封闭声屏障-箱梁耦合的有限元模型见图4。

在该模型中，钢拱架和纵向连接系采用两节点空间梁单元，混凝土箱梁采用四节点板单元，钢拱架柱脚节点与箱梁翼缘节点采用共节点处理。二期恒载取165 kN/m，以面荷载的形式均匀施加到箱梁顶板上。

图4 全封闭声屏障-箱梁耦合有限元模型

2.2 动态轮轨力

采用西南交通大学的车-线-桥耦合振动分析程序BDAP 2.0[10]得到列车作用在桥梁上的轮轨力。车型分别采用CRH2型动车组和C80型货车，速度分别取200 km/h和80 km/h，轨道不平顺采用ISO 3095: 2005制定的轨道谱[11]。

图5为动车组（CRH2型，8节编组，车速200 km/h）作用下的动态轮轨力频谱图。从图中可以看出，轮轨力的峰值主要集中在频率40～80 Hz，并且由于多轮对的反射叠加作用，轮轨力在高频段有较多的波动。

图6为货车（C80型，20节编组，车速80 km/h）作用下的动态轮轨力频谱图。从图中可以看出，轮轨力的峰值主要集中在频率60～100 Hz，并且由于多轮对的反射叠加作用，轮轨力在高频段有较多的波动；动态轮轨力较动车组（CRH2型）作用时小。

图5 动车组引起的动态轮轨力频谱图

图6 货车引起的动态轮轨力频谱图

2.3 振动响应输出点

声屏障振动响应输出点示意见图7。仅考虑两种全封闭声屏障的钢拱架（H型钢）以及桥梁跨中的动力响应。考察6个振动响应输出点，包括5个声屏障输出点和1个桥梁跨中输出点。5个声屏障动力响应输出点分别编号1#、2#、3#、4#、5#，分别为拱顶、1/4拱、1/2拱、3/4拱和拱脚。

图7 声屏障振动响应输出点示意图

3 振动响应分析结果

3.1 时域内的动位移对比

图8为动车组（CRH2型）与货车（C80型）分别作用时，不同列车速度下两种声屏障方案各考察点的竖向与横向动位移峰值对比。从图中可以看出：

（1）对于竖向位移，动车组作用下声屏障的最大响应可达0.50 mm；货车作用下声屏障的最大响应约1.50 mm；桥梁跨中以及声屏障拱脚的竖向位移较小；钢拱架竖向位移大于箱梁竖向位移，这与拱圈存在局部振动有关，并且最大竖向位移响应出现在1/2拱附近，即3#、4#点处。

图8 两种方案的动位移峰值对比

（2）对于横向位移，动车组作用下声屏障的最大响应约0.35 mm；货车作用下声屏障的最大响应约0.90 mm；桥梁跨中横向位移几乎为0；声屏障的最大横向位移响应出现在拱顶，即1#点处，并且钢拱架自拱顶至拱脚，横向位移逐渐减小。由于该线路为双线铁路，对于声屏障来说，列车偏心加载使箱梁发生转动，从而带动声屏障钢拱架产生横向位移。因此，拱顶处因箱梁的扭转引起的横向位移最大，而越靠近拱脚位置横向位移越小。

（3）货车作用下各考察点的动位移最大值较动车组作用时大，这是由于前者的荷载大，而位移响应主要受列车轴重的影响。

（4）金属吸声板声屏障钢拱架竖、横向动位移最大值在各车速下均较混凝土声屏障大。列车速度越大，通过时声屏障位移响应越大。

（5）两种声屏障方案对箱梁的动位移最大值（竖向与横向）基本无影响。

3.2 时域内的振动加速度对比

图9为动车组（CRH2型）与货车（C80型）分别作用时，不同列车速度下两种声屏障方案各考察点处的竖向与横向振动加速度峰值对比。从图中可以看出：

（1）当动车组列车运行速度超过200 km/h时，金属吸声板声屏障竖向、横向振动加速度最大接近5 m/s2；混凝土声屏障竖向、横向振动加速度最大约4 m/s2。在货车轮轨动荷载作用下，声屏障竖向加速度小于1.2 m/s2，横向加速度小于1.6 m/s2。

（2）两种声屏障方案下各考察点处的竖向与横向振动加速度最大值均出现在1/2拱附近，即3#与4#考察点处，且竖向与横向振动加速度基本相等。对于桥梁而言，金属吸声板方案，跨中竖向振动加速度小于1.5 m/s2；混凝土方案，跨中竖向振动加速度小于0.3 m/s2；桥梁跨中横向振动加速度几乎为0。

图9 两种方案的振动加速度峰值对比

（3）通过对比发现，动车组作用下各考察点的加速度最大值均比货车作用时大，这是由于前者的速度快，而加速度响应主要受列车速度的影响。列车速度越大，列车通过时声屏障振动加速度越大。由于混凝土声屏障质量大，对体系的刚度贡献量大，故混凝土声屏障的振动加速度要小于金属声屏障。

在我国高铁规范TB 10621—2014[12]中，桥面竖向和横向振动加速度限值分别为3.5 m/s2（有砟轨道）和1.4 m/s2。由图9可知，箱梁的振动加速度满足限值要求，而声屏障振动已超过高铁规范对于桥面振动加速度限值的要求。

3.3 频谱特性

动车组和货车作用下，金属吸声板声屏障和混凝土声屏障各考察点的振动加速度级频谱曲线见图10、图11。

由图10、图11可以看出，各考察点处的振动加速度级频谱图变化规律基本一致，均在频率40～80 Hz出现第一个峰值（较大），在频率400～800 Hz出现次峰值（较小）。这是由于轮轨动荷载分别在该2个频段内出现峰值，且第一个峰值大于第二个峰值。

随着列车速度的提高，桥梁跨中、钢拱架各考察点处的横向与竖向的总振级均呈增大趋势。声屏障的竖向与横向振动加速度级基本相等，而桥梁的竖向振动加速度级明显大于横向振动加速度级。动车组作用下各频段的最大振动加速度级较货车作用振动加速度级时大5~10 dB。

3.4 总振级对比

图12为动车组（CRH2型）与货车（C80型）分别作用时，两种声屏障方案钢拱架各考察点处的竖向与横向总振级对比。通过对比发现：

图10 金属吸声板声屏障方案的振动加速度级频谱图

图11 混凝土声屏障方案的振动加速度级频谱图

（1）对于桥梁跨中而言，竖向总振级明显比横向总振级大，并且采用混凝土声屏障方案时的总振级比金属吸声板声屏障方案小。主要原因为：列车横向摇摆力较列车竖向荷载小，且桥梁横向刚度较大；混凝土声屏障质量较大，对桥梁的刚度贡献量大。

（2）金属吸声板声屏障各考察点的竖、横向总振级在各车速下均较混凝土声屏障大。动车组作用下，二者总振级的差值大约为4 dB（竖向）和5 dB（横向）。

（3）两种声屏障方案下，钢拱架各考察点处横向总振级最大值均出现在1/2拱附近，即3#与4#处。并且钢拱架各考察点处的竖向与横向总振级大小相差不大，横向略大于竖向，说明声屏障钢拱架的横向与竖向振动均较明显。

（4）货车作用下各点的振动加速度级（竖向与横向）比动车组作用下的振动加速度级约小10 dB。

4 声屏障结构强度及抗疲劳性能

考虑自质量、列车活载、列车气动力等使用荷载及列车轮轨力对声屏障振动组合作用下，声屏障立柱最大平均应力为88 MPa，满足强度要求。通过进行立柱柱脚段疲劳试验，结果表明在进行200万次加载过程中各测点的应力-推力关系无明显变化（见图13），在结构应力较大处没有产生裂缝，柱脚螺栓未发生松动。声屏障立柱本身及柱脚连接件强度及疲劳性能满足要求。

5 结论

通过分析金属吸声板、混凝土全封闭声屏障在动车组（CRH2型）与货车（C80型）轮轨动荷载作用下的振动响应，可得出以下结论：

图12 两种方案的总振级对比

图13 经疲劳试验后立柱翼缘点应力-推力关系

（1）轮轨动荷载作用下两种声屏障竖向、横向位移很小，均在2 mm以内。

（2）动车组轮轨动荷载作用下金属吸声板声屏障振动加速度最大可达5 m/s2；混凝土声屏障振动加速度最大约4 m/s2。

（3）动车组作用下，各考察点的动位移峰值较货车作用时小，而振动加速度最大值比货车作用时大。

（4）两种声屏障方案下，各考察点的动力响应变化规律与频谱特性在两种车型作用下均一致，只是量值不同。

（5）声屏障振动加速度级频谱在频率40～80 Hz出现第一个峰值（较大），在频率400～800 Hz出现次峰值（较小）。

（6）声屏障结构的强度及疲劳性能满足要求。

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责任编辑 李凤玲

On Vibration of Fully-Enclosed Noise Barriers Under Wheel-Rail Dynamic Load

CAI Liping1，LI Xiaozhen2，CHEN Ximin1，SHAO Huaping1，YANG Dewang2
（1. Guangzhou Railway (Group) Corporation，Guangzhou Guangdong 510600，China；2. School of Civil Engineering，Southwest Jiaotong University，Chengdu Sichuan 610031，China）

With fully-enclosed noise barriers as its object of study, this paper analyzes the vibration responses under wheel-rail dynamic loads of the high-speed train (CRH2) and the freight train (C80). The coupled f nite element dynamic analysis models of metal noise absorbing panels, concrete noise barriers, and 32 m box girders are established to analyze the wheel-rail forces exerted by the train on the box girders. The displacement and acceleration response of noise barriers under different train speeds are calculated to analyze the change rules of dynamic displacements, vibration acceleration, spectrum characteristics and total vibration levels. The results of the study show that the vertical and lateral displacement of the noise barrier under the dynamic load of the wheel-rail dynamic load is very small, both within 2 mm; the vibration acceleration peak of the noise barrier can be as high as 5 m/s2under the effect of the EMU; the vertical and lateral vibration acceleration of metal noise absorbing panels at different observation points are all greater than that of concrete noise barriers under different train speeds respectively. As for the vibration acceleration levels, the f rst peak (larger) appears at the frequency range of 40~80 Hz, and the second peak (smaller) ranges from 400 Hz to 800 Hz.

fully-enclosed noise barrier；vibration response；wheel-rail dynamic load；box girder

TB53

A

1001-683X（2017）04-0059-09

10.19549/j.issn.1001-683x.2017.04.059

2016-12-28

中国铁路总公司科技研究开发计划项目（2014G004-Q）；国家自然科学基金（51308469、51378429）；四川省科技计划项目（2016HH0076）；四川省教育厅科研项目（16ZA0009）；中央高校基本科研业务费科技创新项目（2682016CX022）

蔡理平（1986—），男，工程师。E-mail：357469456@qq.com