公路聲屏障降噪性能數值模擬及結構優化

戚美, 姚鑫*, 陳慶光, 陳文毅, 趙帥, 褚亮

(1.山東科技大學機械電子工程學院, 青島 266590; 2.山東潔凈環保設備有限公司, 泰安 271000)

隨著公路交通的快速發展,交通工具的種類和數量不斷增加,交通噪聲的危害日益突出。目前,建設聲屏障是改善公路交通噪聲污染的主要手段,相比其他降噪措施(如優化車輛胎紋、建設綠化帶以及鋪設瀝青路面),聲屏障具有占用面積小,降噪效果突出,施工周期短等優勢。

聲屏障主要通過頂端繞射和板體反射兩種方式減弱保護區的聲能分布。聲屏障頂端是噪聲傳遞的繞射處,同時也是聲場聲亮區與聲影區的分界處,改進聲屏障頂端結構可提高聲屏障的降噪性能。聲波在傳播過程中遇到聲屏障表面擴散體時分散成為很多弱的反射聲波,稱為聲波擴散現象。故而通過優化聲屏障的頂端結構和板體表面以提升聲屏障插入損失(insertion loss,IL,即設置聲屏障前后測點處聲壓級差值)對治理交通噪聲具有重要意義。大量學者對此進行了數值模擬和比例模型試驗。

對于頂端結構的研究,Lee等[1]采用有限元法對直立型和內傾型兩種聲屏障條件下的聲場進行數值模擬,測得內傾型聲屏障降噪效果優于直立型聲屏障,其插入損失可提高4.7 dB。阮學云等[2]建立懸浮聲屏障插入損失計算模型,并分析不同挑檐類型聲屏障降噪效果。結果表明:下挑檐和上下挑檐聲屏障較單側聲屏障和上挑檐聲屏障降噪效果高3～5 dB。Lee等[3]分別在白天和夜間分析內傾型、T型、圓柱形、正三角形頂端聲屏障降噪效果,由于夜間噪聲等級低于白天,測得內傾型聲屏障降噪效果略優于其他3種。村田香等[4]利用1/2的縮尺比例模型對傾斜型、T型與Y型聲屏障的降噪效果進行研究。測試數據顯示,在所有類型中,Y型聲屏障的降噪效果更好。王朝亮等[5]基于邊界元法建立輪軌噪聲數值預測模型,分析近軌低矮聲屏障和傳統直立型的降噪效果。結果表明:在梁側安裝3.17 m直立型聲屏障與在近軌處安裝0.94 m低矮聲屏障降噪效果均很明顯,其插入損失均可達到8 dB。王海波等[6]通過分析菲涅爾半波帶衍射理論,對直立型、傾斜型、Y型以及T型聲屏障結構進行場點分析,并進行了現場試驗驗證,得出4種聲屏障結構在聲影區內最大遮擋插入損失達到33 dB,T型、Y型聲屏障結構相較傾斜型屏障結構遮擋效果較好。

對于板體結構的研究,楊滿宏[7]分別分析擴散反射型聲屏障與吸聲共振型聲屏障的降噪原理,并給出擴散反射型聲屏障板體表面凸起尺寸關系式。范靜等[8]考慮到景觀和視線無遮擋的現場需求,提出一種C型近軌聲屏障,并分析聲屏障高度、弧長及其與車體間的距離等關鍵因素對C型近軌聲屏障降噪效果的影響。結果表明:聲屏障高度最敏感,由1.0 m增高至1.4 m時,高架下方區域的插入損失提高2～4 dB。郭文成等[9]為減弱平行聲屏障之間的多次反射,研究剛性結構、吸聲結構與楔形擴散體結構對聲屏障降噪效果的影響,得出:單頻插入損失提升最大值來自于具有楔形擴散體結構的聲屏障,在460 Hz處的插入損失提升約23 dB。張琛良[10]以表面帶有三角形擴散體的聲屏障作為研究對象,分別研究聲屏障擴散體的寬度、間隔和角度對于插入損失的影響,結果表明:對于三角形擴散體的聲屏障,擴散體的寬度和角度對于插入損失的影響較大,間隔影響不明顯。耿傳智等[11]將路基線路模型試驗中軌道交通列車運行的峰值頻率800 Hz作為入射頻率,設計圓形擴散體聲屏障結構,分別研究擴散體寬度和間距對降噪效果的影響。在800～2 500 Hz范圍內,增大擴散體寬度可提高聲屏障降噪量。在63～1 000 Hz范圍內,擴散體間距對聲屏障降噪效果影響不大,但在1 250 Hz以上時,減小擴散體間距可提高聲屏障降噪量。

大量學者僅研究不同測點位置或較窄頻帶內聲屏障的降噪效果,對63～5 000 Hz寬頻帶范圍內聲屏障降噪效果研究較少。大量研究表明,Y型聲屏障降噪效果優于其他類型聲屏障,但考慮到聲屏障降噪效果主要取決于聲波繞射衰減量,而頂端結構又是聲波繞射的關鍵部位。因此,研究Y型頂端進行詳細結構參數研究是很有必要的。另外,矩形擴散體因其結構簡單、加工制造難度小且使用壽命長等優點廣泛用于聲屏障板體表面。鑒于此,針對聲屏障頂端和板體結構進行改進,考慮《聲屏障聲學設計和測量規范》(HJ/T 90—2004)[12],從聲源頻譜特性著手,建立公路聲屏障計算仿真模型,針對不同的頂端結構與板體結構對聲屏障插入損失、聲場變化規律和測點頻譜特性的影響進行研究,為公路聲屏障選型及噪聲治理提供參考。

1 計算模型及驗證

Muradali等[13]對聲屏障二維和三維模型的插入損失進行模擬計算,驗證二維和三維模型實驗結果誤差在可接受范圍內。因此,可將公路車流聲源模擬為無限長線聲源,與其平行的聲屏障可看作為無限長聲屏障,取三維模型垂直截面為二維計算模型。聲屏障截面形狀及地面條件等沿道路方向是均勻一致的。

1.1 聲學有限元計算方法

采用聲學有限元法(finite element method,FEM)計算聲屏障插入損失。聲學有限元法在解決半封閉空間聲學問題上具有明顯優勢,其基本原理是將聲場空間離散成一系列聲學網格單元,單元之間通過節點傳遞聲學量,利用插值函數建立單元節點和單元內聲學量之間的關系。因此,只需計算節點上的聲學量即可求得整個聲學區域的聲場分布,從而將聲學計算轉化成等價的線性微分方程進行求解。

1.2 公路聲屏障有限元計算模型

二維聲屏障模型如圖1所示。

圖1 聲屏障模型Fig.1 Noise barrier model

(1)聲源及環境參數設置。設定聲源為單極點源,聲源流率為1 m2/s,其高度為0.5 m,若四周無障礙物,則會均勻地在半封閉空間中輻射聲能。公路為雙向兩車道,路寬16 m。空氣溫度為19 ℃,聲速為343 m/s。

(2)聲屏障板體結構參數設置。頂端型聲屏障板體高度為3 m,擴散體型聲屏障板體高度為4 m,厚度均為0.1 m。僅考慮結構參數對聲屏障插入損失的影響,故聲屏障本體材料均設為混凝土,聲速為3 231 m/s,密度為2 300 kg/m3。

(3)邊界條件設置。聲場外側邊緣設置為完美匹配層(PML),該層介質的聲阻抗與相鄰介質(空氣)的聲阻抗完全匹配,入射聲波將無反射地穿過此界面。為消除地面吸聲對計算結果的影響,將地面設置為硬聲場邊界。

(4)網格劃分。為保證計算精度,采用自由三角形網格,最大剖分單元尺寸為波長的1/6。根據聲源頻率和空氣中的聲速計算得出網格最大剖分單元尺寸為0.011 4 m。

(5)測定。根據《聲屏障聲學設計和測量規范》(HJ/T 90—2004)[12],選取63～5 000 Hz的1/3倍頻程為測定頻率范圍。測點距離聲源33 m,高度為2 m。

1.3 模型驗證

利用聲學有限元法對聲屏障降噪性能進行分析,首先對模型可靠性進行分析驗證。

圖2為模型邊界條件設置的可靠性分析對比圖。其中圖2(a)為Muradali等[13]基于聲波輻射的二維聲屏障幾何模型的研究結果。根據文獻[13]中模型設定相應的仿真環境,運用聲學有限元法計算2 000 Hz內聲屏障插入損失,得出聲屏障高3 m時,其插入損失隨頻率變化曲線如圖2(b)所示。

BEM為邊界元計算模型;Lam/Pierce為理想邊界條件下聲屏障聲衰減模型;Lam/K &A為三維空間中聲屏障聲衰減模型;IL為聲屏障插入損失;f為頻率;Source為交通聲源;Barrier為聲屏障;Receiver為接收測點圖2 模型邊界條件可靠性對比Fig.2 Reliability comparison of model boundary conditions

為進一步驗證模型邊界條件,選取膠寧高架聲屏障路段為研究對象,使用AWA6228型多功能聲級計對地面測點進行噪聲頻譜測量,如圖2(c)所示。圖2(d)為1 000 Hz時高架附近聲場分布圖,可以看出,聲屏障將聲能集中阻隔在公路區域內,有效降低測點處噪聲聲壓級。測點處噪聲頻譜實地測量數據與數值模擬數據對比結果如圖2(e)所示。

由圖2可知,運用FEM所得曲線與原文曲線形式吻合,且與實地測量數據偏差較小,即證明采用聲學有限元法計算聲屏障插入損失是可行的,其結果也是準確可靠的。

2 聲屏障幾何形狀和詳細結構參數

基于聲屏障對聲波的繞射衰減和反射擴散原理分別對聲屏障頂端和板體形式進行結構優化,詳細結構形狀及其參數如下。

(1)頂部。在頂端結構總面積不變條件下,對常用聲屏障頂端結構進行設計,如圖3所示,頂端結構取值如表1所示。

表1 頂端結構參數Table 1 Tip structure parameters

圖3 聲屏障頂端類型Fig.3 Tip types of noise barriers

為探究Y型頂端對聲屏障降噪效果的影響,對Y型頂端夾角進行改進,得到圖4所示結構,夾角α依次為150°、120°、60°和30°。

圖4 不同夾角Y型頂端Fig.4 Y-shaped tips with different angles

(2)板體形式。采用矩形擴散體,尺寸參數模型如圖5所示。

g為擴散體間距,m;a為擴散體寬度,m;b為擴散體高度,m圖5 矩形擴散體Fig.5 Rectangular diffuser

為了使聲能得到充分擴散,擴散體尺寸比例由式(1)～式(3)確定[7]。

(1)

(2)

λ≤g≤3λ

(3)

式中:a為擴散體寬度,m;b為擴散體高度,m;f為入射頻率,Hz;c為聲速,m/s;λ為波長,m;g為擴散體間距,m。

根據式(1)～式(3)與工程實際經驗,矩形擴散體結構參數取值如表2所示。

表2 擴散體結構參數Table 2 Diffuser structure parameters

3 計算結果分析與應用

利用第1節建立的有限元計算模型,計算不同結構類型聲屏障在測點處的插入損失。

3.1 頂端結構對聲屏障降噪性能的影響

計算分析圖3所示不同頂端類型對聲屏障插入損失的影響,對比高為3 m時直立型聲屏障降噪效果,計算結果如圖6所示。

圖6 不同頂端類型聲屏障插入損失Fig.6 Insertion loss of different tip types of noise barriers

由圖6可知,在63～315 Hz頻段內,5種聲屏障插入損失差別不明顯,均在約5 dB;在315～1 000 Hz頻段內,插入損失增幅明顯加大,在600 Hz處,Y型和內傾型聲屏障具有顯著優勢,其插入損失可達30 dB;在1 000～1 250 Hz頻段內,直立型聲屏障插入損失略大于其他類型聲屏障,其差值范圍僅為5～8 dB;在1 250～2 000 Hz頻段內,Y型聲屏障相比其他聲屏障降噪效果更好,其插入損失差值可達13 dB;在2 000～4 000 Hz頻段內,外傾型、直立型和T型聲屏障插入損失變化較小,而內傾型與Y型聲屏障插入損失隨頻率增加繼續增大,直至2 500 Hz處達到最大值25 dB;在4 000～5 000 Hz頻段內,內傾型、Y型與直立型聲屏障插入損失隨頻率增加而增大,在4 000 Hz時,內傾型聲屏障相比其他聲屏障降噪效果較差。

綜上所述,Y型聲屏障降噪性能優于其他頂端結構聲屏障,改變Y形頂端夾角可改變聲程差大小,進而改變聲屏障繞射衰減量,提高聲屏障降噪性能。因此,后文通過計算圖4所示頂端的聲屏障在測點處的插入損失,探究頂端夾角對Y型聲屏障插入損失的影響,計算結果如圖7所示。

圖7 不同夾角Y型聲屏障插入損失Fig.7 Insertion loss of Y-shaped noise barriers with different included angles

由圖7可知,改變夾角對于中低頻段噪聲影響較小,在630 Hz處,夾角為90°的Y型聲屏障降噪性能略優于其他夾角Y型聲屏障;隨頻率升高,聲波指向性加強,頂端結構對于聲波的繞射作用明顯增強,在1 250～2 000 Hz頻段內,Y型聲屏障的夾角為銳角或直角時,其插入損失明顯增加,比鈍角時約增加10 dB;在2 000～3 150 Hz頻段內,夾角為120°的Y型聲屏障插入損失隨頻率增加而增加,其峰值可達30 dB,而其他夾角Y型聲屏障插入損失增加至2500 Hz處后,隨頻率增加趨于平穩;各夾角Y型聲屏障插入損失在3 150 Hz～4 000 Hz頻段內均呈下降趨勢,且在4 000 Hz時均為13 dB左右;在4 000～5 000 Hz頻段內,除90°夾角Y型聲屏障外,其余均呈現持續下降趨勢。

綜上所述,治理頻率在3 150 Hz附近的噪聲可采用夾角為120°的Y型聲屏障,針對其余頻段噪聲均可采用夾角為90°的Y型聲屏障。

3.2 矩形擴散體對聲屏障降噪性能的影響

當聲波在傳遞路徑中遇到矩形凸起時,該凸起對入射聲波產生相應的散射作用,以此增強聲能在空間中分布的連續性和均勻性,因此,優化矩形擴散體結構可以改善聲屏障半封閉空間內的聲場分布。

圖8為高度b=0.04 m、間距g=0.3 m的矩形擴散體在不同寬度下聲屏障插入損失隨頻率變化情況。由圖可知,當噪聲頻率低于315 Hz時,改變矩形寬度對聲屏障插入損失變化幾乎無影響;在400～800 Hz頻段除630 Hz附近可適當減小矩形寬度以提高聲屏障插入損失,且在2 500 Hz時,減小矩形寬度至0.136 m時,插入損失可高達25 dB。當頻率為1 000 Hz時,增加擴散體寬度可增強聲屏障降噪能力,且寬度每增加0.04 m,其插入損失可提高2 dB。

圖8 擴散體寬度對聲屏障插入損失的影響Fig.8 Effect of diffuser width on insertion loss of noise barrier

圖9為寬度a=0.216 m、間距g=0.3 m的矩形擴散體在不同高度下聲屏障插入損失隨頻率變化情況。由圖可知,對于315 Hz以下低頻噪聲,改變矩形高度引起的插入損失變化與改變寬度時類似;在630～1 250 Hz頻段內,聲屏障插入損失隨矩形高度增加而增加,但頻率為800 Hz時,插入損失不增反降;在1 600 Hz時,4種矩形高度聲屏障插入損失波動較小,其差值范圍在5 dB以內;在1 600～2 500 Hz頻段內,4種矩形高度的聲屏障插入損失均隨頻率增加而增加,其中矩形高度為0.048 m的聲屏障降噪效果最佳,其插入損失可達27 dB;在2 500～3 150 Hz頻段內,四種矩形高度聲屏障插入損失均隨頻率增加而降低;當頻率為4 000～5 000 Hz高頻段時,矩形高度為0.032 m的聲屏障降噪效果顯著,其插入損失可達18 dB。

圖10為寬度a=0.216 m、高度b=0.04 m的矩形擴散體在不同間距下聲屏障插入損失隨頻率變化情況。在63～630 Hz范圍內,不同間距矩形擴散體的聲屏障降噪效果相當;在800～1 000 Hz范圍內,隨擴散體間距增加,聲屏障降噪效果提高,在1 000 Hz時,擴散體間距自0.28 m增加至0.3 m時聲屏障插入損失無明顯變化,但擴散體間距自0.3 m增加至0.32 m時,聲屏障插入損失提高2.5 dB;當擴散體間距為0.32 m時,聲屏障在2 000～2 500 Hz頻段內的降噪效果明顯高于其他3種聲屏障,且插入損失高達25 dB;在2 500～3 150 Hz頻段內,不同擴散體間距聲屏障的降噪效果均隨頻率增加而降低,當頻率為3150 Hz時,在擴散體間距取值合理范圍內,減小間距可提高聲屏障插入損失,且間距每增加0.02 m,插入損失可提高2.5 dB,但擴散體間距取值過小為0.26 m時,聲屏障插入損失反而比間距為0.28 m時降低10 dB;在3 150～5 000 Hz高頻段,不同擴散體間距的聲屏障插入損失變化與寬度情況類似,4 000 Hz時,4種擴散體間距下的聲屏障插入損失均在約10 dB,而后其隨頻率增加而插入損失降低。

圖10 擴散體間距對聲屏障插入損失的影響Fig.10 Effect of diffuser spacing on insertion loss of noise barrier

3.3 應用

在工程應用中,車輛噪聲頻譜可以為聲屏障設計提供可靠依據,也是聲屏障設計時重要影響因素,表3為不同路面的胎噪分布頻率[14],當公路最低限制時速為60 km/h時,輪胎噪聲成為交通噪聲主要部分。從表3中可以看出,車輛在道路行駛過程中產生的胎噪頻率帶寬為250～2 500 Hz,帶寬范圍較大,但聲能量主要集中在800～1 250 Hz頻段內。

表3 輪胎噪聲頻率分布Table 3 Tire noise frequency distribution

基于第2節對不同結構聲屏障的插入損失頻譜特性分析,選取頂端結構為90°夾角Y型與擴散體寬度、高度和間距分別為0.176、0.048、0.32 m的復合結構聲屏障作為研究對象,計算其聲場分布,結果如圖11所示。由聲場分布(圖11)可知,在聲影區內,附加擴散體后的Y型聲屏障相比附加擴散體前降噪效果顯著提升,其插入損失最高可提升6 dB。

圖11 附加擴散體前后Y型聲屏障聲場分布對比Fig.11 Comparison of the sound field distribution of the Y-shaped sound barrier before and after the additional diffuser

4 結論

針對聲屏障頂端結構和板體表面擴散體對插入損失影響進行分析,建立公路聲屏障聲場計算模型,對比分析不同結構聲屏障降噪效果,并針對特定頻段交通噪聲,設計一種復合結構聲屏障。得出如下結論。

(1)當計算頻率小于315 Hz時,5種頂端結構的聲屏障降噪效果均不明顯,符合聲屏障的噪聲繞射衰減規律。隨著頻率增大,聲屏障對噪聲的衰減作用逐漸增強,在1 250～2 000 Hz頻段內,Y型聲屏障降噪效果尤為顯著,相比其他類型聲屏障,其插入損失可提升13 dB。在600 Hz附近與2 500～ 3 150 Hz中高頻段內,內傾型與Y型聲屏障降噪效果尤為顯著,其插入損失可達25 dB。綜合考慮,Y型聲屏障降噪效果優于其他四種類型聲屏障,而后對Y型聲屏障頂端夾角進行研究,在3 150～4 000 Hz頻段內,120°夾角Y型聲屏障降噪效果優于其他夾角情況。除3 150～4 000 Hz頻段外,90°夾角Y型聲屏障降噪效果相比其他夾角情況均有不同程度的提高。

(2)改變擴散體結構對低頻噪聲影響較小。在1 000 Hz附近,增加矩形擴散體的寬度、高度和間距可提高聲屏障降噪能力,且寬度每增加0.04 m,其插入損失可提高2 dB。。附加擴散體后的聲屏障對400～630 Hz頻段與2 000～2 500 Hz頻段噪聲抑制較為明顯。

(3)針對800～1 250 Hz頻段交通噪聲,對夾角90°的Y型聲屏障表面附加矩形擴散體,對比改進前后聲影區的聲壓級分布,附加擴散體后的復合結構聲屏障與Y型聲屏障相比,其插入損失最大可提高6 dB。