高速铁路半封闭式声屏障降噪效果测试与分析

当前半封闭式声屏障逐渐在高速铁路工程中得到了应用,但其在运营状态下的实际降噪效果研究还极其有限.为此,以沪昆客专杭长段半封闭式声屏障为工程背景,分别在声屏障内、外表面,以及封闭侧和敞开侧不同距离处布置测点,监测高速列车通过时的噪声,并对场点的声压级频谱、声场分布、衰减规律、隔声量和插入损失等声学特性进行讨论.结果表明:多重反射造成的混响效应使得半封闭式声屏障内表面的噪声有所增大;距封闭侧线路中心7.5 m处,高位测点比低位测点声压级大,而其他位置不同高度测点在垂向的指向性不明显.半封闭式声屏障的隔声量随频率增加而增大,在1 000 Hz处最大约26 dB;距轨道中心线7.5 m和25 m处的插入损失均值为16.5 dB（A）和15.5 dB（A）.      

聚合物-粉煤灰陶粒声屏障降噪效果检测布点方法的研究

山西省内某互通公路沿线声屏障工程是利用聚合物-粉煤灰陶粒制备的吸声屏体。根据《声屏障声学设计和测量规范》（HJ/T 90—2004）对运营期的声屏障进行现场检测,通过检测声屏障不同平行距离、垂直距离的等效连续A声级并计算出插入损失,研究其实际降噪效果。结果显示：声屏障端点处降噪效果不及声屏障非端点处,且降噪效果有限;声屏障非端点处的降噪效果随着与声屏障距离的增大而减小;随着与声屏障垂直距离的增大,降噪效果的衰减程度变小。在总结基本规律的基础上得出声屏障降噪效果的检测布点方法：检测点位布设在距离屏体两侧端点不少于50 m的中部区域,以垂直屏体1～20 m为重点检测区域,最远垂直检测距离不超50 m,检测数据取多组检测的平均值。     

高速公路共振腔吸声砖声屏障降噪效果

为解决交通噪声对高速公路两侧村庄声环境影响问题,根据已建成公路交通噪声监测结果,给出高速公路交通噪声预测模型,对两侧声环境敏感点的交通噪声级进行计算,提出公路两侧分布村庄段采用双侧共振腔吸声砖吸声型声屏障降噪方法。声屏障工程实例及降噪监测结果表明,共振腔吸声砖声屏障降噪量达13~16 dB,具有构造简单,施工方便,造价低等特点,环境效益和经济效益比较显著。     

高速铁路吸声声屏障插入损失影响因素的分析

在半消声室中建立直立型吸声声屏障缩尺模型,针对不同吸声材料厚度、密度及不同声屏障面板开孔率。基于德国Head公司DATa Rec4 DIC24数据采集仪和ArtemiS数据分析软件来测试声屏障的降噪效果。分别对25%,35%,45%面板开孔率和60,80,100 mm厚度及24,32,48 kg/m~3密度吸音板工况下的吸声声屏障的降噪效果进行测试和分析,从而探究高速铁路吸声声屏障各参数对插入损失的影响规律。研究结果表明:在声屏障一定高度的情况下,随着声屏障面板开孔率的增加,声屏障的降噪效果越来越显著,以此佐证增加声屏障面板开孔率有利于提高声屏障的降噪效果;同时随着芯材厚度的增加以及芯材密度的减小,声屏障的的降噪效果也越显著,以此说明提高芯材厚度以及降低芯材密度也有利于提高声屏障的降噪效果。     

道路交通声屏障降噪设计方案研究

设置声屏障是降低道路交通噪音的一种有效手段。阐述了道路交通工程中声屏障降噪原理,详细介绍了声屏障插入损失的影响因素和计算方法,结合具体工程实例分析了声屏障高度及长度对插入损失的影响,并针对现场条件受限、无法通过声屏障完全解决噪声超标问题的情况,提出了其他辅助降噪措施。     

高速铁路箱梁桥-声屏障结构振动噪声初探

声屏障是轨道交通重要的降噪措施之一,但在列车经过时声屏障同样会产生振动成为向外辐射噪声的声源.以内折型声屏障为研究对象,将其简化为适用于声学计算的板壳单元,通过建立高架线路结构的有限元模型,以中国高速铁路无砟轨道谱作用下的声屏障以及箱梁桥-声屏障的动力学响应作为声学边界条件,基于有限元-边界元理论分别求解单独声屏障和箱梁桥-声屏障的声辐射特性,初步探究了声屏障对高架路段结构声辐射的影响,在此基础上进一步考虑了地面反射的作用.研究结果表明:声屏障的振动形式主要表现为水平局部振动以及垂向整体振动,水平局部振动对自身结构噪声辐射的影响最大,其结构噪声集中在0～180 Hz的低频段,与桥梁结构噪声频率范围重合度较高;桥梁上安装声屏障后的振动分布发生明显地改变,使得声压在部分频段内降低,周围声场的分布也发生了明显变化而且总体上声压增加了1～2 dB;刚性地面的反射会使整个声场的声压增大,声压增加值最大可达5 dB.因此,声屏障对高架线路的整体结构声辐射能够产生很大的影响,考虑地面反射的作用后更加显著.     

城市轨道交通桥梁-声屏障系统结构噪声特性与预测

针对列车通过城市轨道交通高架时引起的桥梁-声屏障系统结构噪声问题，在某市域铁路箱梁段分别选取无声屏障和直立式声屏障地段，开展噪声现场测试；通过对比无声屏障和直立式声屏障地段的测试结果，分析了箱梁-声屏障系统结构噪声的频谱特性；基于有限元-边界元法，建立了箱梁-声屏障系统振动声辐射数值计算模型，研究了箱梁-声屏障系统结构噪声的空间分布规律，探讨了车速和声屏障高度对箱梁-声屏障系统结构噪声的影响。研究结果表明:当列车以约93 km·h-1的速度通过时，直立式声屏障对高频轮轨噪声起到了很好的降噪作用，但会使低频结构噪声增大；声屏障结构噪声的影响主要集中于160 Hz以下的低频段，箱梁-声屏障系统结构噪声的峰值出现在63 Hz左右；箱梁-声屏障系统结构噪声呈现出近场随距离衰减较快，远场随距离衰减越来越慢的趋势，箱梁正上方和正下方的结构噪声均超过96 dB，距离桥梁中心线120 m处的结构噪声衰减至72 dB；声屏障结构噪声对于梁侧声场的影响较大，与无声屏障地段相比，设置了高度为3.15 m的直立式声屏障之后，梁侧结构噪声增大了2~5 dB；当车速由93 km·h-1增大到120 km·h-1时，箱梁-声屏障系统结构噪声辐射在梁侧最大增加7 dB以上；当声屏障高度由3.15 m增大至6.3 m时，箱梁-声屏障系统结构噪声辐射在梁侧最大增加3 dB以上。      

LOS声屏障降噪效果评价

为了评价LOS声屏障在噪声水平超标较小与住户较少地区的应用效果,对美国印第安纳州I-465高速公路新型LOS声屏障试验段进行噪声测试与TNM分析,研究了路面类型、车辆速度、交通量、降噪系数、声屏障高度与声屏障延长对LOS声屏障降噪水平的影响,评价了LOS声屏障应用效果,提出了关键设计参数。研究结果表明:LOS声屏障适用于噪音水平超标较小与住户较少的地区;路面类型对降噪效果影响较大,将水泥混凝土路面更换为密级配沥青混凝土路面与开级配沥青混凝土路面可以明显提高降噪幅度和降噪有效率;采用限速方法降低噪音并不明显,不推荐采用限速的方法提高声屏障降噪效果;LOS声屏障设计时,设计降噪幅度宜大于6.7dBA,最低高度应大于路面行驶的大型车辆高度,最大高度不超过6.6m,最佳高度由设计年限内降噪效果模拟分析确定。     

城市轨道交通车站道床吸音板应用分析

为了研究轨道交通车站在轨道区铺设道床吸音板后的降噪效果,采用声学间接边界元方法,建立轨道交通车站二维边界元模型,利用声学仿真软件分别对列车进出站时车站轨道区未铺设吸音板、半铺设吸音板和全铺设吸音板的降噪效果进行分析,最后对轨道交通车站在工程实际中在轨道区全铺道床吸音板的降噪效果进行现场实测与检验.结果表明:道床吸音板对于250~1 200Hz的噪声降低效果明显;轨道区半铺设吸音板时,站台区最大降噪效果为2.0~3.4dB,轨道区全铺设吸音板时,站台区最大降噪效果为4.0~6.7dB.道床吸音板降噪仿真结果与现场实测降噪效果具有较好的一致性.工程实际应用时,应结合车站轨道结构和声源构成等实际条件,对吸音板尺寸、安装形式与降噪效果进行对比论证,确保在经济合理的前提下获得最佳降噪效果.     

声屏障结构的列车脉动风致振动分析

在考虑桩-土-结构共同作用的基础上,用ANSYS软件对插板式声屏障结构的脉动风致振动响应进行了数值计算,分析了列车车型、运行速度、声屏障结构高度和长度对结构动力特性的影响,为高速铁路声屏障结构的设计提供了合理参数.结果表明:CRH2型列车比CRH3型列车通过时声屏障结构垂直构件的位移增大18.6%,弯矩增大8.5%;垂直构件的位移、弯矩随列车运行速度和结构高度增大呈非线性关系明显增大;随声屏障结构长度增大,垂直构件的位移和弯矩增大,但长度超过120 m以后减小,并逐渐趋于稳定值.     

高速铁路桥梁全封闭声屏障结构噪声特性

开展了高速铁路桥梁和桥梁-全封闭声屏障典型结构断面的振动和噪声测试,建立了高速铁路桥梁-全封闭声屏障系统结构噪声的快速多极边界元法(FMBEM)数值预测模型,深入分析了板件的车致振动与结构噪声辐射的相关性和时频特性,并以此验证了FMBEM数值预测模型求解结构噪声的准确性;对比分析了有、无全封闭声屏障工况下32 m简支箱形梁桥结构噪声的空间和频域分布特性,并比较了FEBEM与边界元法(BEM)的计算效率。分析结果表明:桥梁-全封闭声屏障系统板件的振动与噪声的频谱分布规律基本一致;受全封闭声屏障隔声作用和梁体遮蔽作用的影响,距箱梁底板表面0.3 m处测得的噪声信号基本反映了底板的结构噪声特性,其余测点则不同程度地受到其他板件或轮轨系统辐射噪声的影响;计算与实测噪声的幅频特性吻合较好,峰值处计算误差在1.5 dB以内;全封闭声屏障的安装导致桥梁板件的振动和结构噪声均减小,也改变了桥梁周围的声场分布特性,桥梁板件表面场点的总声压级降低了0.8 dB,梁体下方地面场点总声压级增大了4.1~9.4 dB;梁体斜上方场点总声压级增大了9.6~18.1 dB,桥梁-全封闭声屏障结构顶部局部区域的结构噪声比无声屏障的桥梁大12.4 dB以上;FMBEM计算耗时为传统BEM的1/3,计算更为高效。      

城轨高架环境噪声特性与不同频段能量

测试了某城市地铁1号线一期高架线路普通整体道床无声屏障和道床垫式浮置板道床全声屏障区段的桥侧环境噪声, 分析了桥侧各测点的A计权总声压级与1/3频程线性声压级, 绘制了线性声压级云图, 研究了各频段噪声能量比例。分析结果表明: 道床垫式浮置板道床全声屏障能有效降低噪声源强处与桥侧环境噪声, 降噪效果、能量分布与频段和测点位置有关; 在桥面高度相近的测点, 降噪效果随距线路中心线距离的增大而减小, 而在近地面的测点, 降噪效果随距线路中心线距离的增大而增大; 降噪效果在中高频段明显大于低频段; 在1/3频程中心频率为20.0~31.5 Hz时, 距离线路中心线55.0 m处, 道床垫式浮置板道床全声屏障区段的线性声压级较普通整体道床无声屏障区段大0.82~6.96 dB; 在普通整体道床无声屏障区段, 在高出地面1.2、9.8 m处, 噪声能量以低于200 Hz为主, 在高出地面11.3 m处, 噪声能量以250~400 Hz为主, 在高出地面12.8 m处, 噪声能量以400~1 000 Hz为主; 在高出地面11.3 m处与200 Hz以下范围内, 普通整体道床无声屏障和道床垫式浮置板道床全声屏障区段的噪声能量持平; 在道床垫式浮置板道床全声屏障区段, 低于200 Hz的桥侧噪声能量较高, 因此, 建议根据高架桥旁敏感点的具体位置采取针对性减振降噪措施, 并重点关注低频噪声失去中高频噪声的遮蔽后尤显突出的问题。      

高速列车对站房振动噪声影响的试验研究

为研究列车通行对综合交通枢纽振动噪声的影响，以成渝高铁沙坪坝站为工程背景，通过现场试验实测了站房候车厅、站台、轨道板的振动加速度以及候车厅、站台区域、轨行区的辐射声压. 通过对实测信号分别进行了时域分析和1/3倍频程分析，探究了列车作用下站房的振动传递规律及噪声辐射特性. 结果表明:在列车运行荷载作用下，站房与站台的结构振动优势频段为10.0～80.0 Hz，振动随振源距离的增大而减小，站台到候车厅总振级衰减最大值达到13.5 dB；轨道板峰值振动加速度级出现在400.0 Hz处，约为101.0 dB；对候车厅而言，噪声声压级的优势频段为20.0～2 500.0 Hz，列车进站总声压级比列车出站高0.5～1.3 dB（A）；对站台而言，噪声的优势频段为125.0～1 000.0 Hz，列车出站总声压级为86.3 dB（A），比列车进站时高1.3 dB（A）；对轮轨噪声自身，其优势频段为200.0～2 500.0 Hz，列车进站噪声总声压级为91.1 dB（A），较列车出站时高3.2 dB（A）.      

高速列车转向架区域气动噪声源的特征识别

为了创建高速列车气动噪声源识别方法，以气动声学基本波动方程为基础，将高速列车气动声源等效为无数微球形声源组成，利用声辐射和流场物理量之间的关系，并结合高速列车气动数值仿真技术，建立了高速列车偶极子声源和四极子声源的识别方法，从全新的角度对某高速列车头车气动噪声源进行识别；基于涡声方程声源项特征，进一步揭示了偶极子声源和流场流动的关系.研究结果明确了高速列车主要偶极子和四极子声源的强弱和分布特征，表明了气流的直接撞击和分离现象是产生声源的主要原因，头车及转向架区域气动噪声源以偶极子声源为主；偶极子声源强度较大位置出现在边沿较为尖锐的地方，在绝大多数情况下流体经过时涡量急剧增加，成为其形成强声源的主要原因.     

基于振动响应的高铁声屏障结构体系研究

为了研究不同开口形式的封闭式声屏障在高速列车所产生风压作用下的受力特征，以某高铁声屏障为研究对象，利用有限元软件Midas建立顶部不同开口间距的双侧封闭式声屏障及顶部不同覆盖长度的单侧封闭式声屏障整体模型；将速度为350 km/h的列车驶过时产生的脉动风压激励时程作用于声屏障结构整体模型，计算得到声屏障结构的静力响应和动力时程曲线；最后计算动力放大系数. 研究结果表明:双侧封闭式声屏障顶部增加开口间距和单侧封闭式声屏障顶部覆盖长度减小都有利于风压的释放，改善结构受力情况，随着开口间距增加或覆盖长度减小，有利作用愈加明显；对于双侧封闭式声屏障，开口2 m时立柱最大动应力是开口8 m时立柱最大应力的1.15倍，放大系数也增加0.12；对于单侧封闭式声屏障中，覆盖8 m时立柱的最大动应力是覆盖2 m时立柱的最大动应力的1.28倍，放大系数也增加0.37.      

高速列车气动噪声研究综述

根据近年来高速列车气动噪声相关研究,从试验研究、理论分析和数值模拟方面介绍了当前高速列车气动噪声研究现状和研究成果, 分析了高速列车气动噪声源分布和产生机理,探讨了高速列车关键区域气动噪声降噪措施,展望了未来研究方向。研究结果表明:高速列车运行产生的气动噪声主要声源为几何体表面偶极子声源,分布在转向架、受电弓、车厢连接处、头车与尾车等区域;转向架区域存在着车体表面结构不连续性,气流流经时产生流动分离和流体相互作用,形成较强气动噪声源,可以采用转向架舱外设置裙板和舱内壁与周围铺设吸声板等措施进行降噪;受电弓各部件受到流动冲击作用,产生周期性涡旋脱落诱发的单音噪声,可通过减少受电弓结构部件、改变受电弓杆件截面形状、安装受电弓导流罩、受电弓两侧设置隔声板和射流控制等措施进行气动噪声有效控制;无封闭式车厢风挡形成开放式环形空腔,气流流经时产生较强的气动噪声和气动声学耦合,采用全封闭风挡可有效降低气动噪声产生;头车部位气流流动分离以及尾车部位由于尾涡脱落和非定常流动结构形成与发展,诱发气动噪声产生,头车、车身与尾车减少突出部件,保持几何体表面光滑和连续性,有利于取得较好的降噪效果;随着未来更高速度级高速列车研发,有必要进一步深入研究高速列车气动噪声理论与数值模拟方法,提升气动噪声降噪技术水平,有效控制气动噪声。      

地铁车辆辅助变流器的气动噪声研究

为了解决地铁车辆辅助变流器噪声超标1.5 dB（A）的问题,基于数值模拟和噪声测试相结合的方法,对辅助变流器的气动噪声特性进行了分析. 首先通过大涡模拟计算辅助变流器的气动噪声源,然后基于声类比法计算气动噪声源在流道和外部空间的声传播,最后分析风机与流道的涡流和噪声分布云图,对比各测点声压级频谱仿真和试验结果的变化趋势. 研究结果表明:在距离出风口0.4 m处仿真和试验的峰值频率均为290 Hz,量值仅相差5%,说明仿真方法正确可行;风机进口速度不均匀度过大、风机叶片涡流过多是导致风机噪声过大的原因;通过在风机进口增加方形整流网,改善了风机进口速度不均匀度,减少了风机叶片涡流,实现相同测点总声压级降低2.5 dB（A）.