高速鐵路全封閉聲屏障降噪特性足尺模型試驗研究

文望青，雷康寧,楊得旺,李小珍

(1.中鐵第四勘察設計院集團有限公司，湖北 武漢 430063；2.西南交通大學 橋梁工程系, 四川 成都 610031)

高速鐵路在給人民生活帶來便利的同時，其噪聲問題也較大程度上影響了沿線居民的生活質量。因此，在鐵路工程實踐中一直在研究解決噪聲污染的有效措施，而聲屏障對于噪聲的屏蔽作用卓有成效，得到了較為廣泛的應用。

城市內的道路常設置聲屏障，主要包括鐵路、公路、高架橋的沿線居民區和市區[1]。傳統直立式聲屏障的高度在2.15 ～ 3.15 m范圍內，綜合降噪量可達5 ～ 10 dB(A)[2]。優化單元板的結構可使其降噪效果提高1 ～ 4 dB(A)，主要包括T型頂部、Y型頂部、多重邊緣頂部以及頂部降噪裝置等[3-7]。半封閉聲屏障可減少部分繞射聲，降噪效果約15 dB(A)[8-10]。與直立式、半封閉式聲屏障不同，全封閉式聲屏障具有較強的封閉性，極大程度地阻隔了直達聲的繞射作用，有效增強了降噪效果。因此，全封閉聲屏障逐漸推廣應用在鐵路工程中，滬杭地區部分城市軌道交通、深茂鐵路靠近小鳥天堂景區的路段、京雄城際鐵路北落店村路段等，均采用全封閉聲屏障進行噪聲的控制。然而，國內外對于其降噪特性的研究到目前為止仍十分有限。

模型試驗是設計中評估聲屏障性能的重要手段，可以在工程設計階段優化方案，評估其建造可行性和降噪特性，主要包括縮尺試驗和足尺試驗。其中，后者能更為準確地反映構件的真實服役狀態和性能。劉巖等[11]通過聲屏障原型試驗和聲屏障縮尺試驗研究了倒L型聲屏障降噪特性。Daltrop[12]通過比例尺為1∶31.5的縮尺模型研究了吸聲材料和樹木枝葉對于道路聲屏障降噪效果的影響。Voropayev[13]以聲屏障的幾何形狀、頂部細部結構為分析對象，在聲學實驗室中進行了模型試驗，研究了此類因素下的規律。

本文以高速鐵路全封閉式聲屏障為工程背景，采用足尺模型試驗，針對金屬吸聲板、混凝土單元板兩種結構的全封閉聲屏障進行降噪特性研究。通過現場實測獲取試驗中所需的列車噪聲源，使用揚聲器進行播放，對聲屏障內、外測點進行數據采集，分析獲得其降噪量和插入損失值，總結兩種聲屏障的降噪特性。

1 試驗概況

將試驗模型固定于混凝土基座上，兩種聲屏障均由鋼拱架和單元板組成，縱向設置橫梁將拱圈進行連接，兩種聲屏障單元板分別采用金屬復合吸聲板和高韌性混凝土板。

兩種方案采用相同尺寸的拱形斷面，其尺寸見圖1。聲屏障鋼拱架采用H型鋼制成，沿縱橋向2 m等間距布置，其半徑約6.3 m，拱腳中心間距11.6 m，拱頂距拱腳高度為9 m。兩種聲屏障足尺試驗模型縱向長度不同，金屬復合吸聲板聲屏障模型長14 m，混凝土聲屏障模型長9 m。

圖1 箱梁上全封閉聲屏障的橫斷面(單位：m)

金屬復合吸聲板內表面為穿孔板，外表面為1.5 mm厚鍍鋅鋼板，內部填充玻璃棉氈，其尺寸為2×0.45 m。高韌性混凝土蓋板弧長為2.3～2.6 m，寬2 m，厚5 cm。

各測點采用MPA231型傳聲器進行聲壓采集，采集聲壓動態范圍為17～136 dB(A)，頻率范圍為20～20 000 Hz。模型試驗現場聲壓數據采集使用東方所INV3060S型24位智能采集儀(16通道)，采樣頻率為25.6 kHz。

2 模型試驗方案設計

2.1 封堵方案

由于試驗模型斷面尺寸較大，而縱向尺寸較小，聲波在兩端的繞射嚴重，對實際工程中全封閉聲屏障性能的模擬產生影響。為了減輕繞射聲對測試結果的這一負面影響，試驗模型兩端采用封堵結構對聲輻射進行控制。因此，封堵結構的吸隔聲性能是決定試驗結果準確與否的關鍵性因素。

聲屏障兩端封堵方案見圖2，即將封堵條板用腳手架固定在聲屏障兩端。封堵條板由彩鋼板內敷玻璃棉板制成，彩鋼板厚度為0.4 mm，玻璃棉板密度為80 kg/m3、厚度為5 cm。

圖2 全封閉聲屏障兩端封堵方案

聲屏障兩端封堵流程，分五步進行。首先制作封堵條板，然后在聲屏障兩端搭設腳手架，接著對單塊封堵條板進行吊裝固定和橫向連接，最后將其余縫隙進行封堵，見圖3。具體封堵方案見文獻[14]。

圖3 封堵條板示意圖

為保證模型試驗測試結果的準確性，聲屏障端部需采用具有良好隔聲性能的條板進行封堵。本文利用VA-ONE軟件建立隔聲量計算模型，基于統計能量法對封堵條板進行隔聲量估計[15]。

封堵條板隔聲量仿真計算模型見圖4，模型共有兩個大小為8 m×4 m×4 m(長×寬×高)的聲腔，用于模擬聲源腔和受聲腔，在其間設置厚度為0.4 mm的鋼板和5 cm的玻璃棉板組成的單元板。材料特性取值如下：彩鋼板容重取7 800 kg/m3，彈性模量為210 GPa，泊松比取0.31；玻璃棉板的流阻率取60 000 Pa·s/m4，容重取80 kg/m3。模型中，采用100 dB擴散聲場作為聲源激勵，在50～8 000 Hz頻段范圍內進行分析。

圖4 隔聲量計算模型

封堵條板隔聲量的計算結果見圖5。由圖5可知，隨著頻率增大，隔聲量呈現增大的趨勢，隔聲量約為31.5 dB(A)。該封堵裝置隔聲性能良好，在模型兩端安裝封堵條板的試驗方案可以較好的保證測試結果的準確性。

圖5 封堵條板的隔聲量

2.2 聲源模擬

據文獻[16]，采用多聲源模式可提高高速列車降噪預測的可靠性，即將高速列車聲源等效為列車底部、中部和頂部(受電弓)3部分。

在本次模型試驗中，采用揚聲器播放噪聲作為聲源。為保證金屬和混凝土兩種聲屏障方案模型內具有相同的聲能密度，內部揚聲器采用相同方式布置，沿聲屏障模型縱向按0.4 m等間距布置，沿高度方向布置成3行，距軌頂的高度分別為0.5、2.3、4.5 m，分別模擬輪軌、車體和弓網噪聲，依次用S1、S2、S3進行編號。為模擬高速列車聲源，三排揚聲器在現場測試時需同時播放聲源樣本。

本次測試選用實測列車噪聲和粉紅噪聲作為聲源，其中粉紅噪聲又分兩種，分別為全頻帶粉紅噪聲和200～8 000 Hz(1/3倍頻程中心頻率)單頻帶粉紅噪聲。

圖6 采集列車聲源樣本的測點布置(單位：m)

在某高速鐵路半封閉聲屏障內部進行實測聲源采集，現場實測測點布置位置見圖6，沿高度方向布置3個測點，距軌頂高度分別為0.5、2.3 和4.5 m，編號S1—S3。采用MPS426型表面傳聲器進行聲屏障內部聲壓采集，從多組測試結果中選取5組車速為270～300 km/h之間的典型工況進行分析，形成實測列車聲源樣本文件。

圖7 實測列車聲源(車速275 km/h)

車速為275 km/h的實測列車聲源見圖7。由圖7可知，各測點實測列車聲源總聲壓級均大于105 dB(A)，呈現出隨高度增加而降低的趨勢，即輪軌噪聲(S1)最大，弓網噪聲(S3)最小。

2.3 測點布置

聲屏障內外兩側聲源及噪聲測點布置示意圖見圖8。其中聲源布置在聲屏障內部距線路中心線1.7 m處，沿縱向和高度方向布置方式如2.2節所述。聲屏障內外兩側均布置有3個噪聲測點，均布置在模型正中斷面。其中內部測點距軌面高度依次為0、1.5、3.5 m，距線路中心線均為2.7 m，編號分別為N1—N3；外部測點布置在與內部測點等高處，水平方向均距線路中心線7.5 m，編號分別為N4—N6。

圖8 聲源及測點布置(單位：m)

此外，在自由場地(無聲屏障)測試斷面，按照與有聲屏障測試斷面相同的方式布置聲源和測點。

3 試驗結果及分析

本次試驗分別在金屬聲屏障斷面、混凝土聲屏障斷面和無聲屏障斷面布置測點，各測試斷面的測試工況見表1。本次試驗在夜間進行，以減小背景噪聲對測試結果的影響。

表1 噪聲測試斷面的測試工況

以內部播放車速為275 km/h的實測聲源為例，此時N5測點聲壓級時程曲線見圖9。由圖9可知，列車經過時間為3～4 s，此時聲壓級遠大于無車通行時的背景噪聲。在有聲屏障斷面的測點處，聲壓級較自由場地顯著降低。。

圖9 N5測點的瞬時聲壓級

本文通過降噪量和插入損失對聲屏障降噪效果進行評價，以表1中實測列車聲源工況所測結果平均值作為列車實測聲源。

在聲場中，聲輻射經隔聲構件阻隔后聲壓級的減小值，稱為“降噪量”[17]。本文中，全封閉聲屏障的降噪量取為內、外兩側各三個測點(即內部N1—N3，外部N4—N6)聲壓級的平均值之差。

另外，聲屏障外部聲場中某一點分別在有無聲屏障時所測得的聲壓級之差，稱為“插入損失”[17]。本文中，插入損失取為在自由聲場和全封閉聲屏障外側聲場中測得的N4—N6測點聲壓級的平均值之差。

3.1 單頻粉紅噪聲測試結果

聲屏障結構在不同頻段的聲學特性可通過單頻帶粉紅噪聲測試得到。聲屏障內部測點N1—N3測得的聲壓級平均值頻譜圖見圖10，此時播放的聲源樣本為單頻帶粉紅噪聲，其中心頻率為1 000 Hz。

由圖10可知，1 000 Hz頻帶附近的聲壓級遠大于其他頻帶，可達100 dB以上。此外，全封閉金屬聲屏障的內部測點聲壓級在相同聲源激勵作用時略小于混凝土聲屏障。

圖10 1 000 Hz單頻帶噪聲

兩種聲屏障在200～8 000 Hz范圍內單頻帶噪聲降噪量見圖11，由圖11可知：

(1) 在低于400 Hz頻帶范圍內，金屬聲屏障的降噪量均低于混凝土聲屏障，差值為1～3 dB，此外兩種聲屏障的降噪量均隨著頻率的增大而增大。

(2) 中心頻率為400～2 000 Hz頻段范圍內，兩種聲屏障均具有較好的降噪效果，降噪量為26～30 dB。混凝土聲屏障的降噪量呈現出隨著頻率的增大而降低的趨勢。

(3) 中心頻率高于2 000 Hz(2 500 Hz)時，金屬(混凝土)聲屏障降噪效果顯著增加，且金屬聲屏障降噪量遠高于混凝土。

以上測試結果表明兩種聲屏障的降噪性能在不同頻帶范圍內有較大差異。這是因為二者的材料對不同頻段內的噪聲具有不同的阻隔能力，在低頻范圍內，兩者均表現出較差的隔聲效果。

圖11 單頻帶噪聲的降噪量

3.2 內部聲場混響效應

全封閉聲屏障的吸聲作用有限，在聲屏障內部會形成大量的反射聲，產生“混響效應”，從而使其內部聲壓級增大，影響乘客的舒適性，降低了全封閉聲屏障的降噪效果。

為對聲屏障內部混響效應進行評定，在S1—S3分別播放實測列車聲源和全頻帶粉紅噪聲樣本，測得N1—N3測點在有無聲屏障時聲壓級平均值的差值，見圖12。

圖12 聲屏障內部聲場的增加量

從圖12可知：

(1) 在相同聲源下，聲屏障內部聲場聲壓級增加量均大于0，即較自由場地有所增加。

(2) 由于混凝土聲屏障的吸聲性能弱于金屬聲屏障，對內部聲場聲波的反射作用更強，從而混凝土聲屏障內部產生更強的混響效應。同一聲源下，混凝土聲屏障內部聲場聲壓級增加量較金屬聲屏障高出2～4 dB(A)。

(3) 在聲屏障材料相同時，列車實測聲源激勵下的混響效應高于粉紅噪聲，其差值約為1～3 dB(A)。

(4) 金屬、混凝土聲屏障在列車實測聲源工況下，內部聲場較自由場地的總聲級分的增量分別為3～4 dB(A)和6～7 dB(A)。

3.3 降噪量

列車聲源和全頻帶粉紅噪聲工況下，混凝土和金屬聲屏障降噪量的頻譜曲線及其總聲壓級見圖13。

圖13 聲屏障降噪量(內外聲壓級差值)

由圖13可知：

(1) 對于相同材料的聲屏障，列車聲源激勵和全頻帶粉紅噪聲下的降噪量相差不超過2 dB(A)，表明聲屏障的降噪性能受聲源頻譜特性的影響。

(2) 在列車聲源激勵下，軌道中心線以外7.5 m處，混凝土和金屬全封閉聲屏障的降噪量均可達27～28 dB(A)；

(3) 在400 Hz以下的低頻范圍內，金屬聲屏障和混凝土聲屏障的降噪量隨著頻率降低迅速減小，對噪聲的控制效果不佳；在400 Hz以上的中高頻范圍內，兩種聲屏障的降噪量均大于25 dB，呈現出了良好的隔聲性能。

3.4 插入損失

根據HJ/T 90—2004《聲屏障聲學設計和測量規范》[18]，本文在50～5 000 Hz頻率范圍內，對插入損失的測試結果進行1/3倍頻程頻譜分析，以其最大A聲級結果對聲屏障的降噪性能進行評價。

距軌道中心線7.5 m處的插入損失見圖14。

圖14 聲屏障插入損失

由圖14可知：

(1) 列車聲源工況下，距線路中心線7.5 m處金屬聲屏障插入損失高于混凝土聲屏障2～3 dB(A)，分別約25 dB(A)和22 dB(A)。這是因為混凝土聲屏障內部混響效應強于金屬聲屏障，使其降噪效果差。

(2) 從插入損失頻譜曲線可知，中高頻段兩種聲屏障均有較大的插入損失，且同一頻率處金屬聲屏障高于混凝土聲屏障。

(3) 在距線路中心線7.5 m處，全頻帶粉紅噪聲工況下聲屏障的插入損失較列車聲源工況大1～2 dB(A)。這是因為，列車聲源工況下，聲屏障內部具有更強的混響效應，使其插入損失降低。。

4 結論

為研究混凝土全封閉聲屏障和金屬聲屏障降噪特性，對兩種全封閉聲屏障進行足尺模型試驗，主要結論如下：

(1) 本文提出了一種針對全封閉聲屏障聲學測試的可行方案，包含模型邊界處理、聲源模擬以及測點布置等多方面內容，可為類似聲學模型試驗提供參考。

(2) 由于混響效應的存在，會提高全封閉聲屏障內部聲場的聲壓級，可利用結構的吸聲性能加以控制。列車聲源工況下，較自由場地，金屬聲屏障內部聲壓級增加3～4 dB(A)，混凝土聲屏障內部聲壓級增加6～7 dB(A)。

(3) 兩種全封閉聲屏障均對中高頻(400 Hz以上)噪聲具有較大的降噪量，為25～30 dB。高于2 000 Hz時，金屬聲屏障的降噪量隨著中心頻率的增大而增加。高于2 500 Hz時，混凝土聲屏障的降噪量隨著中心頻率的增大而增加。

(4) 列車聲源工況下，兩種聲屏障在距線路中心線7.5 m處的降噪量比較接近，為27～28 dB(A)。

(5) 距線路中心線7.5 m處，金屬聲屏障的插入損失約為25 dB(A)，混凝土聲屏障的插入損失約為22 dB(A)。

(6) 聲源的頻譜特性對聲屏障插入損失有一定的影響，在距線路中心線7.5 m處，全頻帶粉紅噪聲工況下的插入損失較列車聲源工況大1～2 dB。

本次足尺模型測試結果可以較好地反映兩種聲屏障的降噪特性，但模型邊界、聲源模擬、聲場環境等與實際存在出入，使得試驗結果存在一定偏差。此外，該模型縱向尺寸較小，使聲屏障內部混響加劇，同時實際工程中列車通過時會導致聲屏障振動而輻射噪聲，使得聲屏障降噪效果進一步降低。