腹板開孔的箱型梁結(jié)構(gòu)噪聲輻射特性分析

劉林芽， 許代言

(華東交通大學(xué) 鐵路環(huán)境振動(dòng)與噪聲教育部工程研究中心，南昌　330013)

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腹板開孔的箱型梁結(jié)構(gòu)噪聲輻射特性分析

劉林芽， 許代言

(華東交通大學(xué) 鐵路環(huán)境振動(dòng)與噪聲教育部工程研究中心，南昌330013)

箱型梁結(jié)構(gòu)在列車的動(dòng)力作用下產(chǎn)生振動(dòng)并引發(fā)低頻噪聲，這種低頻噪聲對(duì)人體健康危害很大。以單跨32 m軌道交通箱型梁為研究對(duì)象，分別建立腹板無(wú)孔與腹板開孔兩種工況下的三維實(shí)體有限元模型；在計(jì)算列車荷載作用下箱型梁振動(dòng)響應(yīng)的基礎(chǔ)上，采用有限元-邊界元耦合聲學(xué)求解方法，分析計(jì)算腹板開孔的箱型梁結(jié)構(gòu)噪聲輻射特性。結(jié)果表明：腹板開孔使箱型梁跨中頂板和底板的垂向振動(dòng)均有所降低；腹板開孔使箱型梁結(jié)構(gòu)噪聲衰減方向發(fā)生改變，在梁體下方及遠(yuǎn)場(chǎng)點(diǎn)有較好的降噪效果，分析結(jié)果可為城市軌道交通箱型梁的結(jié)構(gòu)減振降噪設(shè)計(jì)提供一定的理論參考依據(jù)。

箱型梁；腹板開孔；結(jié)構(gòu)噪聲；有限元；邊界元

軌道交通箱型梁在列車荷載作用下產(chǎn)生振動(dòng)，并向周圍環(huán)境輻射噪聲，其中0～100 Hz頻段的噪聲稱為低頻噪聲[1-2]。這種低頻噪聲波長(zhǎng)較長(zhǎng)，在傳播過(guò)程中不容易衰減，對(duì)人體健康危害極大[3-4]，因此有必要針對(duì)軌道交通箱型梁的結(jié)構(gòu)噪聲展開研究并采取有效措施加以控制。

影響軌道交通箱型梁低頻振動(dòng)與噪聲輻射的因素很多，車速、橋梁結(jié)構(gòu)外形和高架系統(tǒng)設(shè)計(jì)的不同均可造成結(jié)構(gòu)噪聲峰值頻率的不同[5]。箱型梁斷面等因素對(duì)高架橋梁結(jié)構(gòu)的振動(dòng)傳遞特性也會(huì)產(chǎn)生影響[6]。列車荷載引發(fā)軌道結(jié)構(gòu)及其下部橋梁結(jié)構(gòu)振動(dòng)，進(jìn)而引發(fā)二次輻射噪聲，其輻射噪聲取決于橋梁的阻抗，一般橋梁阻抗越大，輻射噪聲越小[7]。圓柱殼上開孔的方案可以降低結(jié)構(gòu)的低頻噪聲，這為降低橋梁的結(jié)構(gòu)噪聲提供了一種思路[8]。在車輪輻板上開設(shè)孔洞，可以使輻板內(nèi)外側(cè)形成“聲短路”來(lái)降低車輪的聲輻射效率[9-10]。工程實(shí)踐中為了調(diào)節(jié)箱型梁結(jié)構(gòu)腔室內(nèi)外溫差，減小結(jié)構(gòu)由于溫度產(chǎn)生的非受力裂縫，在設(shè)計(jì)中通常在腹板上開設(shè)通氣孔，箱型梁腹板開設(shè)通氣孔對(duì)結(jié)構(gòu)噪聲輻射的影響未見(jiàn)有文獻(xiàn)報(bào)道。

本文以某32 m軌道交通箱型梁為研究對(duì)象，分別建立腹板無(wú)孔與腹板開孔兩種工況下的三維實(shí)體有限元模型；在計(jì)算列車荷載作用下箱型梁振動(dòng)響應(yīng)的基礎(chǔ)上，采用有限元-邊界元耦合聲學(xué)求解方法，分析計(jì)算腹板開孔的箱型梁結(jié)構(gòu)噪聲輻射特性，并對(duì)腹板開孔措施的降噪效果進(jìn)行分析。

1　箱型梁有限元-邊界元耦合聲學(xué)計(jì)算模型

1.1箱型梁有限元分析理論與模型的建立

在有限元分析中，本文采用瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)，得到在隨時(shí)間變化的荷載作用下結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)位移、應(yīng)力、速度、加速度等的響應(yīng)。瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析也稱為時(shí)間歷程分析，其基本運(yùn)動(dòng)方程為：

圖1　箱型梁截面尺寸Fig.1 Cross section size of box beam

為了比較準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)列車荷載作用下軌道交通箱型梁振動(dòng)與結(jié)構(gòu)噪聲的輻射情況， 用有限元軟件建立箱型梁三維實(shí)體有限元模型，箱梁跨度為32m，截面尺寸選用圖1所示某高架橋?qū)嶋H尺寸，彈性模量取36.2GPa，密度2 500kg/m3，泊松比為0.2，阻尼比為0.03，支座剛度取3.38×109N/m；扣件垂向剛度為6×109N/m。阻尼為104Ns/m，扣件間距為0.625m，劃分網(wǎng)格后的有限元模型如圖2所示。

圖2　箱型梁實(shí)體有限元模型Fig.2 Finite element model of box beam

圖3　腹板開孔的箱型梁有限元模型Fig.3 Finite element model of box beam with web hole

本文旨在分析腹板開孔的箱型梁的結(jié)構(gòu)噪聲輻射特性，腹板開孔半徑取0.1m、間距2m，腹板開孔的箱型梁有限元模型如圖3所示。開孔尺寸和位置滿足 《混凝土結(jié)構(gòu)構(gòu)造手冊(cè)》中梁腹圓形孔洞的要求[11]，詳見(jiàn)表1。

表1　 圓孔洞尺寸及位置

注：d0指圓孔直徑；h指梁腹高度；hc指圓孔上部距梁腹頂端距離；s指孔間距。

1.2箱型梁輻射噪聲計(jì)算理論與邊界元模型的建立

根據(jù)流體介質(zhì)的守恒原理和關(guān)于聲波動(dòng)的一些基本假設(shè)，可知箱型梁聲輻射的Helmholtz方程表達(dá)式如下：

(2+k2)p=0

(2)

由于在聲場(chǎng)和固體結(jié)構(gòu)耦合邊界上，重合的點(diǎn)具有相同的邊界條件，因此知道了固體邊界上的位移響應(yīng)結(jié)果，就可以計(jì)算聲場(chǎng)邊界上的聲壓，進(jìn)而求得整個(gè)聲場(chǎng)中任意一點(diǎn)的聲壓。基于有限元-邊界元耦合聲學(xué)計(jì)算方法求解大規(guī)模復(fù)雜結(jié)構(gòu)的振動(dòng)噪聲水平與試驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)相比有較高的準(zhǔn)確性[12]。

圖4　箱型梁聲學(xué)邊界元模型及場(chǎng)點(diǎn)網(wǎng)格Fig.4 Acoustic boundary element model of box beam and sites box beam grid

基于有限元-邊界元耦合聲學(xué)求解理論建立了箱型梁邊界元模型。在建立聲學(xué)邊界元模型時(shí)，考慮最大單元的邊長(zhǎng)要小于計(jì)算頻率最短波長(zhǎng)的1/6，即最大單元的邊長(zhǎng)要滿足如下表達(dá)式：

(3)

式中:c為聲音在空氣中的傳播速度，取340 m/s；本文采用的間接邊界元法，箱型梁邊界元網(wǎng)格劃分最大單元尺寸L為0.32 m，由式(3)可知該模型的最大計(jì)算頻率可以達(dá)到177 Hz。箱型梁邊界元網(wǎng)格如圖4所示。

2　箱型梁自振特性分析

了解橋梁結(jié)構(gòu)的自振頻率對(duì)掌握其動(dòng)力性能和外荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)有著重要的意義。所以在進(jìn)行橋梁結(jié)構(gòu)瞬態(tài)動(dòng)力分析之前,需要對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)進(jìn)行模態(tài)分析。模態(tài)分析中模態(tài)的提取方法采用Block Lanczos法。通過(guò)模態(tài)分析計(jì)算結(jié)構(gòu)的固有頻率和振型,即可了解這些模態(tài)被激活時(shí)結(jié)構(gòu)如何響應(yīng),橋梁結(jié)構(gòu)的前十階自振特性見(jiàn)表2。

表2　前十階振型描述

由表2可見(jiàn)，腹板開孔的箱型梁自振頻率較無(wú)孔模型有所提高，但振型基本相似，均在第7階出現(xiàn)面板局部振動(dòng)，頻率均在20 Hz附近范圍內(nèi)，振型可見(jiàn)圖5。

圖5　兩種箱型梁第7階模態(tài)對(duì)比圖Fig.5 Two kinds of box beam seventh modal contrast figure

3　列車荷載作用下箱型梁振動(dòng)響應(yīng)分析

3.1輪軌力求解與加載

軌道不平順引起了輪軌之間的相互作用，是箱梁產(chǎn)生振動(dòng)的來(lái)源，為了預(yù)測(cè)箱梁振動(dòng)產(chǎn)生的噪聲，我們先要模擬輪軌之間的相互作用力。本文采用2節(jié)CRH2列車模擬加載，計(jì)算速度為180 km/h，列車基本參數(shù)見(jiàn)表3。

表3　列車基本參數(shù)

本文采用德國(guó)低干擾譜作為輪軌表面不平順激勵(lì)，軌道不平順譜波長(zhǎng)范圍是5 mm～300 mm。運(yùn)用車輛-軌道耦合動(dòng)力學(xué)原理，將鋼軌視為連續(xù)彈性離散點(diǎn)支承的Timoshenko梁，軌道板視為連續(xù)均布彈性基礎(chǔ)上的自由梁，軌下膠墊和扣件系統(tǒng)用離散分布的黏滯阻尼和線性彈簧模擬，軌道板下面的瀝青墊層利用連續(xù)分布的阻尼和線性彈簧表示，輪軌之間的接觸采用Hertz非線性接觸理論進(jìn)行處理[13]，建立板式無(wú)砟軌道垂向耦合雙層梁模型,利用Newmark積分方法求解車輛-軌道耦合振動(dòng)模型的動(dòng)力微分方程[14]，最終得到輪軌相互作用力如圖6所示。

圖6　輪軌垂向力時(shí)程曲線圖Fig.6 Time-step curves of vertical force between wheel and rail

將列車實(shí)際運(yùn)行過(guò)程簡(jiǎn)化為一系列隨時(shí)間移動(dòng)的集中力荷載，本文采用右線單向加載方式初步分析腹板開孔的箱型梁的結(jié)構(gòu)噪聲輻射特性，每節(jié)列車按輪對(duì)左右對(duì)稱分布共8個(gè)集中力荷載，加載時(shí)間步長(zhǎng)為6.4×10-4s。

3.2箱型梁振動(dòng)響應(yīng)

為了研究軌道交通箱型梁在列車荷載作用下的振動(dòng)及頻響特性，選取圖7所示的箱型梁跨中截面振動(dòng)響應(yīng)輸出點(diǎn)，1～4號(hào)輸出點(diǎn)分別表示箱型梁跨中頂板、底板、腹板中心及翼緣端點(diǎn)。將上述求解的輪軌作用力作為激勵(lì)源，采用完全法對(duì)軌道交通箱型梁有限元模型進(jìn)行瞬態(tài)響應(yīng)分析，通過(guò)傅里葉變換對(duì)箱型梁結(jié)構(gòu)振動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行頻譜分析得到如圖8～圖12所示 1～4號(hào)輸出點(diǎn)的加速度頻譜曲線。

圖7　箱型梁跨中截面振動(dòng)響應(yīng)輸出點(diǎn)Fig.7 The vibration response output point in midspan of box beam

圖8　輸出點(diǎn)1垂向振動(dòng)加速度Fig.8 Vertical vibration acceleration of point 1

圖9　輸出點(diǎn)2垂向振動(dòng)加速度Fig.9 Vertical vibration acceleration of point 2

圖10　輸出點(diǎn)3垂向振動(dòng)加速度Fig.10 Vertical vibration acceleration of point 3

由圖8～圖12可見(jiàn)，列車通過(guò)箱型梁時(shí)，各振動(dòng)輸出點(diǎn)的加速度響應(yīng)主要分布在20～40 Hz范圍內(nèi)，這一計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[15]采用移動(dòng)質(zhì)量模型計(jì)算得到的結(jié)果一致，說(shuō)明本文建立的箱型梁有限元振動(dòng)模型具備一定的準(zhǔn)確性。

圖11　輸出點(diǎn)3橫向振動(dòng)加速度Fig.11 Lateral vibration acceleration of point 3

圖12　輸出點(diǎn)4垂向振動(dòng)加速度Fig.12 Vertical vibration acceleration of point 4

由圖8、9可知，腹板開孔對(duì)箱型梁的跨中頂板和底板中心部位在20 Hz峰值頻率處有較好的減振效果；從圖10～圖12可見(jiàn)，在20 Hz峰值頻率處，腹板開孔對(duì)箱型梁腹板與翼緣的垂向振動(dòng)以及腹板橫向振動(dòng)均有不同程度的加強(qiáng)，由此需要進(jìn)一步針對(duì)腹板開孔措施對(duì)箱型梁噪聲輻射特性的影響進(jìn)行計(jì)算分析。

4　箱型梁聲輻射特性分析

4.1場(chǎng)點(diǎn)聲壓級(jí)

將箱型梁的結(jié)構(gòu)振動(dòng)響應(yīng)作為聲學(xué)邊界元初始條件，基于聲學(xué)邊界元軟件virtual.lab求解場(chǎng)點(diǎn)聲壓響應(yīng)。為了研究距橋體中心線水平向不同距離處腹板開孔的箱型梁的聲場(chǎng)分布規(guī)律，分別沿水平向選取5個(gè)場(chǎng)點(diǎn)進(jìn)行分析。 D1～D5于跨中距地面1 m的位置垂直于線路中心線分布，距橋體中心線水平距離分別為0 m、5 m、10 m、20 m、25 m。箱型梁跨中聲場(chǎng)輸出場(chǎng)點(diǎn)分布見(jiàn)圖13。

圖13　箱型梁跨中聲場(chǎng)輸出場(chǎng)點(diǎn)分布圖Fig.13 Sound point distribution in middle span of box beam

圖14　場(chǎng)點(diǎn)1噪聲輻射聲壓級(jí) Fig.14 Sound pressure level of sites 1

圖15　場(chǎng)點(diǎn)5噪聲輻射聲壓級(jí)Fig.15 Sound pressure level of sites 5

場(chǎng)點(diǎn)D1和場(chǎng)點(diǎn)D5的噪聲輻射聲壓級(jí)分別如圖14、15所示。箱型梁結(jié)構(gòu)噪聲輻射以20～40 Hz低頻為主，噪聲輻射的峰值頻率為20 Hz；由表2和圖5箱型梁模態(tài)分析可知，在中心頻率20 Hz帶寬內(nèi)，腹板無(wú)孔箱型梁振動(dòng)頻率為22.99 Hz，腹板開孔箱型梁振動(dòng)頻率為24.65 Hz，結(jié)構(gòu)低階局部振動(dòng)容易被激發(fā)，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)噪聲輻射水平最高。這一原理與文獻(xiàn)[16]中試驗(yàn)驗(yàn)證分析得到的結(jié)論一致。

場(chǎng)點(diǎn)D1位于箱型梁橋體正下方距地面1 m處，由圖14可知，腹板開孔后箱型梁在20 Hz處等效聲壓級(jí)有所降低；但箱型梁腹板開孔后結(jié)構(gòu)噪聲輻射的峰值頻率變?yōu)?2.5 Hz，較無(wú)孔箱型梁有所提高，在22.5 Hz處腹板開孔的箱型梁噪聲輻射聲壓級(jí)較無(wú)孔模型20 Hz處的峰值聲壓仍降低3 dB左右。

場(chǎng)點(diǎn)D5位于箱型梁橋體中心線水平距離25 m處，由圖15可知，腹板開孔后箱型梁結(jié)構(gòu)噪聲輻射的峰值頻率變?yōu)?7.5 Hz，較無(wú)孔箱型梁有所降低；而在17.5 Hz處腹板開孔的箱型梁噪聲輻射聲壓級(jí)較無(wú)孔模型20 Hz處的峰值聲壓有所升高；這與箱型梁腹板開孔導(dǎo)致腹板與翼緣垂向振動(dòng)及腹板橫向振動(dòng)加劇有關(guān)。箱型梁腹板開孔后各場(chǎng)點(diǎn)結(jié)構(gòu)噪聲輻射的峰值頻率變化如圖16所示。

圖16　場(chǎng)點(diǎn)噪聲峰值頻率 Fig.16 Peak frequency of sites sound pressure

4.2場(chǎng)點(diǎn)聲壓分布云圖

圖17和圖18分別描述了箱型梁腹板無(wú)孔與開孔兩種工況下跨中橫斷面場(chǎng)點(diǎn)在峰值頻率20 Hz、17.5 Hz處的二維聲場(chǎng)分布情況。

從圖17所示云圖看，腹板無(wú)孔箱型梁在20 Hz峰值頻率處翼緣垂向振動(dòng)引發(fā)的噪聲輻射聲壓級(jí)較高，其次為頂板和底板的垂向振動(dòng)引發(fā)的噪聲占主要部分；箱型梁結(jié)構(gòu)噪聲輻射沿橋面板水平方向衰減最快，圖中表現(xiàn)為聲壓云圖顏色變化較快。

從圖18所示云圖看，腹板開孔箱型梁遠(yuǎn)場(chǎng)點(diǎn)在17.5 Hz峰值頻率處結(jié)構(gòu)噪聲輻射在橋面板以下衰減較慢，行車側(cè)翼緣垂向振動(dòng)與腹板橫向振動(dòng)引發(fā)的噪聲輻射聲壓值較高；腹板開孔箱型梁行車側(cè)結(jié)構(gòu)噪聲沿橋面板上方45°方向衰減最快；由于峰值頻率降低導(dǎo)致噪聲輻射衰減速度降低，圖中表現(xiàn)為云圖顏色變化較慢。

圖17　腹板無(wú)孔箱型梁跨中橫斷面場(chǎng)點(diǎn)聲壓分布云圖(20 Hz)Fig.17 Sound pressure distribution map in middle span of box beam without web hole

圖18　腹板開孔箱型梁跨中斷面場(chǎng)點(diǎn)聲壓分布云圖(17.5 Hz)Fig.18 Sound pressure distribution map in middle span of box beam with web hole

4.3腹板開孔對(duì)箱型梁結(jié)構(gòu)噪聲輻射的影響

考慮人耳聽閾范圍在20Hz以上，箱型梁結(jié)構(gòu)噪聲以低頻為主，因此通過(guò)考慮20～100 Hz頻率范圍內(nèi)的聲壓級(jí)來(lái)分析腹板開孔對(duì)箱型梁結(jié)構(gòu)噪聲輻射的影響。圖19為20～100 Hz頻段各場(chǎng)點(diǎn)線性聲壓級(jí)的最大值。

圖19　場(chǎng)點(diǎn)線性聲壓級(jí)最大值Fig.19 The maximum sound pressure

由圖19可見(jiàn)，從橋體跨中正下方的場(chǎng)點(diǎn)D1到距橋梁中心線10 m的場(chǎng)點(diǎn)D3，腹板開孔的箱型梁線性聲壓級(jí)最大值降低約3 dB； 在距橋梁中心線20 m的場(chǎng)點(diǎn)D4，其線性聲壓級(jí)最大值升高約1.3 dB，這與腹板開孔措施改變了箱型梁整體結(jié)構(gòu)形態(tài)，從而使得腹板與翼緣的振動(dòng)加強(qiáng)有關(guān)；在距橋梁中心線25 m的場(chǎng)點(diǎn)D5，其線性聲壓級(jí)最大值降低約1.3 dB，說(shuō)明腹板開孔對(duì)箱型梁遠(yuǎn)場(chǎng)點(diǎn)的結(jié)構(gòu)噪聲有降低效應(yīng)。

由圖14、15可見(jiàn)，箱型梁結(jié)構(gòu)噪聲輻射規(guī)律較為復(fù)雜，腹板通氣孔對(duì)箱型梁結(jié)構(gòu)噪聲輻射的影響在各頻段也不盡相同，因此在分析各場(chǎng)點(diǎn)線性聲壓級(jí)的最大值的基礎(chǔ)上，利用聲壓級(jí)疊加原理計(jì)算20～100 Hz頻段的總體線性聲壓級(jí)，計(jì)算結(jié)果如圖20所示。

圖20　場(chǎng)點(diǎn)總體線性聲壓級(jí)Fig.20 Total sound pressure level of sites

由圖20可知，腹板開孔措施對(duì)箱型梁橋體正下方有較好的降噪效果，這是由于腹板開孔降低頂板和底板的振動(dòng)水平；在5～10 m近場(chǎng)點(diǎn)無(wú)明顯降噪效果，在20 m遠(yuǎn)場(chǎng)點(diǎn)出現(xiàn)聲壓級(jí)的增大，這是由于腹板開孔加強(qiáng)了腹板和翼緣的振動(dòng)水平；在距橋體中心線25 m處的遠(yuǎn)場(chǎng)點(diǎn)結(jié)構(gòu)噪聲有所降低，說(shuō)明箱型梁結(jié)構(gòu)噪聲輻射水平除了受振動(dòng)水平控制外，還與傳播方向密切相關(guān)。

5　結(jié)　論

在計(jì)算列車荷載作用下箱型梁振動(dòng)響應(yīng)的基礎(chǔ)上，采用有限元-邊界元耦合聲學(xué)求解方法，計(jì)算分析腹板開孔的箱型梁結(jié)構(gòu)噪聲輻射特性，并對(duì)腹板開孔措施的降噪效果進(jìn)行了分析。得到如下結(jié)論：

(1) 箱型梁結(jié)構(gòu)噪聲輻射以0～100 Hz低頻為主，振動(dòng)響應(yīng)峰值頻率20 Hz處線性聲壓級(jí)最大，說(shuō)明箱型梁噪聲輻射水平與振動(dòng)緊密相關(guān)。

(2) 箱型梁腹板開孔能有效降低頂板和底板的振動(dòng)水平，但同時(shí)會(huì)加強(qiáng)腹板和翼緣的振動(dòng)水平；腹板開孔的箱型梁結(jié)構(gòu)噪聲沿橋面板上方45°方向衰減最快，衰減方向較腹板無(wú)孔時(shí)發(fā)生較大改變。

(3) 箱型梁腹板開孔措施能夠降低橋體正下方的近場(chǎng)點(diǎn)及距橋體中心線25 m外遠(yuǎn)場(chǎng)點(diǎn)的結(jié)構(gòu)噪聲輻射水平，但會(huì)在距橋體中心線20 m附近區(qū)域有所加強(qiáng)。說(shuō)明箱型梁結(jié)構(gòu)噪聲輻射水平除了受振動(dòng)水平影響外，還與傳播方向密切相關(guān)。

低噪聲橋梁結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)需要在理論分析和現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)基礎(chǔ)上反復(fù)嘗試、調(diào)整和優(yōu)化，跨度32 m的混凝土簡(jiǎn)支箱梁作為我國(guó)高速鐵路橋梁中使用頻率較高的梁型，研究腹板開孔對(duì)箱型梁聲輻射特性的影響具有重要意義。本文對(duì)此進(jìn)行初步探討，現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)及綜合降噪措施有待進(jìn)一步研究。

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Structural noise radiation characteristics of box beams with web holes

LIU Linya, XU Daiyan

(Engineering Research Center of Railway Environment Vibration and Noise Ministry of EducationEast China Jiaotong University, Nanchang 330013, China)

Under the action of dynamic loads of trains, box beam structures vibrate and radiate low- frequency noise being harmful to human health. Taking a 32m rail transportation box beam as a study object, the finite element method was adopted to establish two models of the box beam, one with web holes and another without web holes. After calculating the vibration response of the box beam under the action of a train, the structural noise radiation characteristics of the box beam with web holes were analyzed by adopting the finite element-boundary element coupled acoustic solving method. The results showed that web-holes can reduce vertical vibrations of the box beam top and bottom plates; web-holes can change the box beam structural noise attenuation direction and the box beam has a good noise reduction effect below the box beam and at far sites. The study results provided a theoretical reference for the design of urban rail transportation box beams to reduce vibration and noise.

box beam; web hole;low-frequency noise; finite element; boundary element

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51268014;51578238)；江西省“贛鄱英才555工程”領(lǐng)軍人才培養(yǎng)計(jì)劃項(xiàng)目

2015-05-25修改稿收到日期：2015-08-05

劉林芽 男，教授，博士，博士生導(dǎo)師，1973年生

U491.91；U270.16

A

10.13465/j.cnki.jvs.2016.15.034