城市軌道交通高架橋“降噪型”動(dòng)力吸振器參數(shù)優(yōu)化

周力，張?zhí)扃_雁云，陳大磊，吳尚

(1.同濟(jì)大學(xué)鐵道與城市軌道交通研究院，上海，201800；2.中鐵上海局集團(tuán)有限公司蚌埠工務(wù)段，安徽蚌埠，233000)

城市軌道交通運(yùn)營(yíng)過(guò)程中高架區(qū)段所產(chǎn)生的各類(lèi)噪聲對(duì)人們生活和工作帶來(lái)的影響日益凸顯，成為制約軌道交通發(fā)展的潛在因素之一。面對(duì)這一問(wèn)題，目前軌道交通行業(yè)普遍采用的是“減振軌道+聲屏障”的降噪措施[1-2]，該類(lèi)方法雖然能夠使輪軌噪聲和橋梁結(jié)構(gòu)噪聲得到控制，但所帶來(lái)的負(fù)面影響也是不容忽視的，如部分頻段輪軌振動(dòng)與噪聲增大[3-5]、車(chē)內(nèi)振動(dòng)與噪聲環(huán)境惡化[6]、各類(lèi)軌道病害頻發(fā)等[7-8]，因此，從車(chē)輛-軌道-橋梁系統(tǒng)角度出發(fā)，在避免對(duì)鋼軌及上部子系統(tǒng)產(chǎn)生負(fù)面影響的前提下，研究合理降低橋梁結(jié)構(gòu)噪聲的措施是十分必要的。動(dòng)力吸振器作為一種借助自身的彈簧與阻尼元件對(duì)與之相連的目標(biāo)系統(tǒng)的機(jī)械能進(jìn)行吸收并消耗的減振裝置，理論上，通過(guò)合理設(shè)置參數(shù)可以降低橋梁子系統(tǒng)的振動(dòng)并避免對(duì)車(chē)-軌-橋系統(tǒng)中的其他子系統(tǒng)帶來(lái)負(fù)面影響[9]。目前，在利用動(dòng)力吸振器降低橋梁振動(dòng)方面已經(jīng)取得了一定的研究成果[10-12]，但在降低橋梁結(jié)構(gòu)噪聲方面卻未取得令人滿(mǎn)意的結(jié)果。實(shí)際上，橋梁結(jié)構(gòu)噪聲是由列車(chē)運(yùn)行過(guò)程中橋梁各板件振動(dòng)對(duì)周?chē)諝饨橘|(zhì)產(chǎn)生擾動(dòng)進(jìn)而引發(fā)壓強(qiáng)變化所產(chǎn)生的。橋梁結(jié)構(gòu)噪聲不僅與橋梁各板件的振動(dòng)有關(guān)，還受到各板件聲輻射效率的影響[13-14]。目前，有關(guān)降低橋梁結(jié)構(gòu)噪聲的研究工作主要集中在如何降低橋梁各板件的振動(dòng)上，大都忽視了板件聲輻射效率這一影響因素，未能針對(duì)性地降低輻射噪聲貢獻(xiàn)量較大的振動(dòng)頻段。城市軌道交通橋梁結(jié)構(gòu)噪聲的主要頻段集中在100 Hz 以?xún)?nèi)，而橋梁各板件振動(dòng)的主要頻段大都高于100 Hz[15]，所以，在進(jìn)行降低橋梁結(jié)構(gòu)噪聲的研究過(guò)程中，必須同時(shí)考慮橋梁板件的振動(dòng)與聲輻射效率這2個(gè)因素，合理選擇減振目標(biāo)頻段?；谏鲜鲈颍疚淖髡邚臉蛄赫駝?dòng)與聲輻射間的關(guān)系的角度，研究“降噪型”動(dòng)力吸振器的參數(shù)優(yōu)化方法，并分析降噪效果?？紤]到車(chē)-軌-橋系統(tǒng)和橋梁的振動(dòng)-結(jié)構(gòu)噪聲耦合系統(tǒng)的復(fù)雜性，單純依靠仿真模擬難以保證結(jié)果的有效性，首先通過(guò)對(duì)列車(chē)荷載作用下箱梁的振動(dòng)響應(yīng)與輻射噪聲進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試，基于測(cè)試結(jié)果，研究橋梁板件振動(dòng)與輻射噪聲之間的關(guān)系；其次，借助ABAQUS 有限元軟件，分別建立車(chē)-軌-橋動(dòng)力耦合模型和橋梁振動(dòng)-輻射噪聲的有限元-無(wú)限元模型，通過(guò)計(jì)算分析，進(jìn)一步驗(yàn)證橋梁板件振動(dòng)與輻射噪聲之間的關(guān)系，并在此基礎(chǔ)上確定動(dòng)力吸振器工作頻段；最后，基于定點(diǎn)擴(kuò)展理論，利用遺傳優(yōu)化算法，合理設(shè)置多重動(dòng)力吸振器的參數(shù)，并通過(guò)與仿真結(jié)果對(duì)比，分析“降噪型”動(dòng)力吸振器的減振與降噪效果。

1 箱型梁板件振動(dòng)與輻射噪聲關(guān)系

橋梁梁體結(jié)構(gòu)復(fù)雜，難以直接通過(guò)理論分析得到橋梁結(jié)構(gòu)振動(dòng)與聲輻射的解析關(guān)系，且由數(shù)值計(jì)算方法或軟件仿真方法所獲得的結(jié)果與實(shí)際工況存在一定差異。因而，考慮采取現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)的方法，在保證數(shù)據(jù)有效性的前提下，根據(jù)實(shí)測(cè)結(jié)果，結(jié)合板件聲輻射理論，研究橋梁各板件振動(dòng)與輻射噪聲的關(guān)系。

1.1 試驗(yàn)概況

選取軌道交通實(shí)際運(yùn)行線路中普通整體道床雙線箱梁作為試驗(yàn)段。如圖1所示，分別在橋梁跨中截面的頂板、底板、翼板和腹板中點(diǎn)處布置振動(dòng)與噪聲測(cè)點(diǎn)，噪聲測(cè)點(diǎn)距離板面垂直距離約5 cm。為避免周邊環(huán)境對(duì)測(cè)試結(jié)果的影響，篩選客流高峰時(shí)段中列車(chē)通過(guò)時(shí)近場(chǎng)噪聲聲壓級(jí)高于背景噪聲10 dB以上的數(shù)據(jù)作為分析數(shù)據(jù)?，F(xiàn)有研究表明[16]，底板、腹板和翼板近場(chǎng)噪聲主要由橋梁結(jié)構(gòu)噪聲構(gòu)成，特別是低頻部分(0～250 Hz)?；谏鲜鲈颍梢哉J(rèn)為試驗(yàn)所測(cè)得的各板件近場(chǎng)低頻噪聲主要為橋梁結(jié)構(gòu)噪聲。

圖1 振動(dòng)與近場(chǎng)噪聲試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置Fig.1 Layout of measuring points for vibration and nearfield noise tests

1.2 各測(cè)點(diǎn)振動(dòng)與噪聲頻譜規(guī)律分析

圖2～4所示分別為箱梁底板、腹板和翼板中點(diǎn)振動(dòng)及相應(yīng)的近場(chǎng)噪聲頻譜圖。由圖2～4 可見(jiàn)：各板件近場(chǎng)噪聲具有明顯的低頻特性，主頻段分布在31.5～80.0 Hz 頻段內(nèi)，符合橋梁結(jié)構(gòu)噪聲的頻譜特征；在0～250 Hz頻段內(nèi)，板件的振動(dòng)加速度與相應(yīng)的輻射噪聲的聲壓級(jí)之間并非是簡(jiǎn)單的線性關(guān)系，具體而言，在低頻區(qū)段(1.6～40.0 Hz)，隨著橋梁各板件振動(dòng)加速度的增大，結(jié)構(gòu)噪聲的聲壓級(jí)也在增大；當(dāng)頻率超過(guò)一定值時(shí)，結(jié)構(gòu)噪聲的聲壓級(jí)迅速減小而板件振動(dòng)加速度級(jí)仍在繼續(xù)增大(見(jiàn)圖中灰色區(qū)域)。

圖2 底板振動(dòng)與近場(chǎng)噪聲頻譜圖Fig.2 Vibration and near-field noise spectrum of floor

圖3 腹板振動(dòng)與近場(chǎng)噪聲頻譜圖Fig.3 Vibration and near-field noise spectrum of web plate

圖4 翼板振動(dòng)與近場(chǎng)噪聲頻譜圖Fig.4 Vibration and near-field noise spectrum of wing plate

研究表明[17]，振動(dòng)板件輻射的噪聲與結(jié)構(gòu)表面法向速度、結(jié)構(gòu)的表面積及聲輻射效率成正比。其中，聲輻射效率σ是指實(shí)際中產(chǎn)生的聲功率與理想情況下產(chǎn)生平面波的聲功率之比，它與結(jié)構(gòu)振動(dòng)模態(tài)波長(zhǎng)、結(jié)構(gòu)尺寸和形狀均有關(guān)系[18]。XIE等[19]認(rèn)為矩形薄板的聲輻射效率與輻射聲的頻率之間具有如下關(guān)系：當(dāng)頻率f小于臨界頻率fc時(shí)，σ隨著頻率的增大呈現(xiàn)增大的趨勢(shì)；在臨界頻率fc附近，σ達(dá)到最大值；當(dāng)越過(guò)臨界頻率后，σ迅速減小。

組成箱梁梁體的頂板、腹板、底板和翼板可近似看作矩形板，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，可以認(rèn)為箱梁的振動(dòng)與輻射的結(jié)構(gòu)噪聲之間同樣存在上述關(guān)系，即當(dāng)各板件振動(dòng)與對(duì)應(yīng)的聲輻射效率均較大時(shí)，振動(dòng)板件輻射的結(jié)構(gòu)噪聲水平才會(huì)較為顯著；當(dāng)超過(guò)一定頻率后，盡管振動(dòng)響應(yīng)有繼續(xù)增大的趨勢(shì)，但由于聲輻射效率迅速降低，結(jié)構(gòu)噪聲的聲壓級(jí)開(kāi)始呈現(xiàn)逐漸下降的趨勢(shì)，從而導(dǎo)致在0～250 Hz 頻段內(nèi)橋梁各板件振動(dòng)與結(jié)構(gòu)噪聲的顯著頻率并不一致的現(xiàn)象。

2 橋梁動(dòng)力響應(yīng)與輻射結(jié)構(gòu)噪聲仿真分析

由于橋梁二次結(jié)構(gòu)噪聲是車(chē)輛荷載作用下橋梁各板件振動(dòng)對(duì)周?chē)諝饨橘|(zhì)產(chǎn)生擾動(dòng)所產(chǎn)生的，因而在橋梁結(jié)構(gòu)噪聲的仿真中，首先需要獲得橋梁的振動(dòng)響應(yīng)。

2.1 車(chē)輛-軌道-橋梁有限元模型仿真分析

車(chē)輛-軌道-橋梁有限元模型如圖5所示。本文將車(chē)體簡(jiǎn)化為剛體，主要考慮車(chē)體的點(diǎn)頭、浮沉、搖頭、側(cè)滾等運(yùn)動(dòng)；車(chē)輪、鋼軌和橋梁分別采用實(shí)體單元；扣件與橋梁支座則簡(jiǎn)化為彈簧/阻尼單元；根據(jù)Hertz 非線性理論通過(guò)surface-surface 接觸定義輪軌間的相互作用。主要考慮系統(tǒng)的垂向振動(dòng)，選擇軌道高低不平順作為系統(tǒng)激勵(lì)，借助三角級(jí)數(shù)法[20]將軌道不平順譜轉(zhuǎn)化為軌道高低不平順的空間樣本(如圖6 所示)，通過(guò)INP 文件將獲得的樣本輸入到有限元模型中。仿真計(jì)算中車(chē)速與實(shí)測(cè)工況相同，均為80 km/h。圖7～8所示分別為仿真得到的車(chē)輛載荷作用下橋梁頂板與底板振動(dòng)響應(yīng)頻譜結(jié)果。由圖7和圖8可見(jiàn)：頂板振動(dòng)主頻段 為 90～117 Hz，此 外 ，在 15～23 Hz，30～34 Hz 和39～50 Hz 等頻段也存在局部峰值；底板振動(dòng)主頻段為 16～23 Hz，在 31～49 Hz 和 93～109 Hz頻段也同時(shí)存在局部峰值。

圖5 車(chē)輛-軌道-橋梁有限元模型Fig.5 Finite element model of vehicle-track-bridge

圖6 軌道高低不平順譜Fig.6 Track irregularity spectrum

2.2 橋梁各板件輻射噪聲仿真分析

圖7 頂板振動(dòng)加速度頻譜Fig.7 Vibration acceleration spectrum of roof

圖8 底板振動(dòng)加速度頻譜Fig.8 Vibration acceleration spectrum of floor

考慮到橋梁各板件振動(dòng)與輻射的結(jié)構(gòu)噪聲之間的弱耦合關(guān)系，本文借助ABAQUS 有限元軟件建立如圖9 所示的橋梁結(jié)構(gòu)噪聲有限元-無(wú)限元模型，僅考慮振動(dòng)對(duì)輻射的結(jié)構(gòu)噪聲影響，將已經(jīng)得到的橋梁振動(dòng)響應(yīng)的仿真結(jié)果作為載荷施加到聲學(xué)模型中，并利用無(wú)限元技術(shù)在模型外邊界施加一層無(wú)限元以避免聲波傳至該處產(chǎn)生反射。

圖9 橋梁結(jié)構(gòu)噪聲有限元-無(wú)限元模型Fig.9 Finite element-infinite element model of bridge structure-born noise

圖10～11所示分別為與噪聲測(cè)點(diǎn)位置相對(duì)應(yīng)的頂板、底板近場(chǎng)噪聲場(chǎng)點(diǎn)聲壓仿真結(jié)果。由圖10～11 可見(jiàn)：頂板、底板近場(chǎng)噪聲聲壓局部峰值分布頻段與各自板件振動(dòng)加速度的一致；但頂板近場(chǎng)噪聲聲壓主頻段為15～23 Hz，與相應(yīng)的振動(dòng)主頻段不一致；底板近場(chǎng)噪聲聲壓與振動(dòng)的主頻段分布一致。

圖10 頂板近場(chǎng)噪聲頻譜Fig.10 Near-field noise spectrum of roof

圖11 底板近場(chǎng)噪聲頻譜Fig.11 Near-field noise spectrum of floor

由于仿真過(guò)程中對(duì)模型進(jìn)行了一定的簡(jiǎn)化，同時(shí)，系統(tǒng)的軌道不平順激勵(lì)也與實(shí)際軌道平順狀況存在差異，因而，振動(dòng)與噪聲的仿真頻譜特征與實(shí)測(cè)結(jié)果有所差別。但總體來(lái)說(shuō)，噪聲仿真結(jié)果能夠反映出橋梁結(jié)構(gòu)噪聲的低頻特征，振動(dòng)與噪聲仿真結(jié)果的頻譜分布特征較一致，同時(shí)，能夠反映出橋梁振動(dòng)與輻射噪聲間的非線性關(guān)系，這也進(jìn)一步驗(yàn)證了橋梁輻射噪聲不僅與振動(dòng)幅值有關(guān)這一結(jié)論。故認(rèn)為該仿真結(jié)果具有較高的可靠性。

3 多重動(dòng)力吸振器參數(shù)優(yōu)化

由于箱梁內(nèi)部布置動(dòng)力吸振器的空間有限，而動(dòng)力吸振器的工作效果往往與其質(zhì)量成正比，因而采用多重動(dòng)力吸振器，將其質(zhì)量分散以便有效利用空間。主系統(tǒng)-多重動(dòng)力吸振器力學(xué)模型如圖12所示，主系統(tǒng)的質(zhì)量和位移分別為M和x、彈簧剛度為K，忽略主系統(tǒng)的阻尼，并在其上設(shè)置n個(gè)動(dòng)力吸振器，動(dòng)力吸振器的質(zhì)量、剛度和阻尼分為mi，ki和ci(i=1，2，…，n)。主系統(tǒng)受到外部荷載f的作用。系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)方程分別如式(1)和(2)所示。

圖12 多重動(dòng)力吸振器力學(xué)模型Fig.12 Mechanical model of multiple dynamic vibration absorber

令f=Fejωt(F為外力幅值，j為虛數(shù)，ω為外荷載頻率，t為時(shí)間)，x=Xejωt，xi=Xiejωt，X和Xi為主系統(tǒng)與動(dòng)力吸振器的位移振幅，代入式(1)和(2)，聯(lián)立求得主振動(dòng)系統(tǒng)的位移振幅X為

即

引入如下參數(shù)：外界與主系統(tǒng)頻率比λ=第i個(gè)動(dòng)力吸振器的質(zhì)量比μni=mi/M；第i個(gè) 動(dòng) 力 吸 振 器 的 固 有 頻 率 比第i個(gè)動(dòng)力吸振器的阻尼比主系統(tǒng)靜變形量并假定各動(dòng)力吸振器具有相同的質(zhì)量比μ。求解方程組，得到主系統(tǒng)的位移振幅比：

上述位移振幅曲線上存在n+1個(gè)最大值，難以根據(jù)定點(diǎn)擴(kuò)展理論直接推導(dǎo)出多重動(dòng)力吸振器的各個(gè)參數(shù)。因此，采用遺傳算法[21-23]，通過(guò)尋求目標(biāo)函數(shù)局部最優(yōu)解，獲得多重動(dòng)力吸振器各個(gè)參數(shù)的最優(yōu)值。考慮到多重動(dòng)力吸振器各參數(shù)最優(yōu)時(shí)，主系統(tǒng)的位移振幅比的最大值最小，選擇Y作為目標(biāo)函數(shù)：

以二重動(dòng)力吸振器為例，依據(jù)上述方法，計(jì)算得到質(zhì)量比μ為0.04時(shí)各動(dòng)力吸振器的參數(shù)，并繪制對(duì)應(yīng)的主系統(tǒng)位移幅值曲線，如圖13 所示。由圖13 可見(jiàn)：在總質(zhì)量比相同的條件下，二重動(dòng)力吸振器(2-DVA)的減振效果要明顯優(yōu)于單重動(dòng)力吸振器(SDVA)的減振效果。

圖13 安裝二重動(dòng)力吸振器與單個(gè)動(dòng)力吸振器的主系統(tǒng)的振幅比曲線Fig.13 Amplitude ratio curves of main system installed with 2-DVA and SDVA

4 箱梁“降噪型”多重動(dòng)力吸振器參數(shù)優(yōu)化與降噪效果分析

4.1 箱梁多重動(dòng)力吸振器參數(shù)優(yōu)化

由于軌道交通箱梁的頂板與底板輻射的結(jié)構(gòu)噪聲對(duì)整個(gè)橋梁結(jié)構(gòu)噪聲的貢獻(xiàn)較大[24-25]，因而，將動(dòng)力吸振器設(shè)置在橋梁的頂板和底板上，以有效降低箱梁結(jié)構(gòu)噪聲。選擇結(jié)構(gòu)噪聲主頻段對(duì)應(yīng)的振動(dòng)作為減振的目標(biāo)頻段。借助有限元軟件，計(jì)算得到箱梁梁體的振動(dòng)模態(tài)，發(fā)現(xiàn)目標(biāo)頻段與箱梁縱向第3 階彎曲模態(tài)相對(duì)應(yīng)，如圖14 所示，故選擇該模態(tài)作為目標(biāo)模態(tài)。研究表明，在總質(zhì)量比一定的條件下，多重動(dòng)力吸振器的個(gè)數(shù)為4～6 個(gè)時(shí)減振效果最好，繼續(xù)增加動(dòng)力吸振器數(shù)量，減振效果提升幅度有限[26]。結(jié)合該模態(tài)的振型分布，考慮在振幅最大處即頂板與底板的中部及兩側(cè)靠近端部的位置，布置6 個(gè)動(dòng)力吸振器(見(jiàn)圖15)，分別編號(hào)為6DVAs-1～6DVAs-6。雖然動(dòng)力吸振器的減振效果與質(zhì)量比成正比[27]，但考慮到實(shí)際應(yīng)用中的可實(shí)施性，采用質(zhì)量比較小(μ為0.02)的多重動(dòng)力吸振器，結(jié)合該模態(tài)下箱梁的模態(tài)質(zhì)量，即廣義質(zhì)量，將式(6)作為目標(biāo)函數(shù)，利用遺傳優(yōu)化算法，得到各動(dòng)力吸振器的質(zhì)量、剛度和阻尼，如表1所示。

圖14 縱向第3階彎曲模態(tài)(20 Hz)Fig.14 Longitudinal third-order bending mode(20 Hz)

圖15 MDVA布局圖Fig.15 Layout of MDVA

4.2 “降噪型”動(dòng)力吸振器減振與降噪效果分析

在建立的車(chē)-軌-橋有限元模型中，依據(jù)多重動(dòng)力吸振器的分布位置及各自的優(yōu)化參數(shù)，添加多重動(dòng)力吸振器模型，計(jì)算得到車(chē)輛荷載下橋梁的動(dòng)力響應(yīng)，并將其作為邊界條件，導(dǎo)入到橋梁結(jié)構(gòu)噪聲模型中，從而得到相應(yīng)的噪聲仿真結(jié)果。

有無(wú)MDVA 條件下的頂板和底板振動(dòng)加速度對(duì)比結(jié)果分別如圖16與圖17所示。由圖16和圖17可見(jiàn)：安裝多重動(dòng)力吸振器后，頂板和底板的局部峰值頻段振動(dòng)加速度均有不同程度的降低。對(duì)頂板而言，目標(biāo)頻段內(nèi)(15～23 Hz)，加速度峰值由0.034 m/s2下降至0.012 m/s2，降幅達(dá)63%；主頻段(90～117 Hz)，加速度峰值由0.062 m/s2下降至0.052 m/s2，下降幅度僅為16%。對(duì)底板而言，目標(biāo)頻段(15～23 Hz)同時(shí)也是振動(dòng)主頻段，加速度峰值由0.037 m/s2下降為0.016 m/s2，降幅達(dá)56.7%。

表1 多重動(dòng)力吸振器剛度與阻尼優(yōu)化值(質(zhì)量比μ為0.02)Table 1 Optimum stiffness and damping of MDVA(μ=0.02)

圖16 有無(wú)MDVA頂板振動(dòng)加速度對(duì)比Fig.16 Comparison of vibration acceleration of roof with and without MDVA

圖17 有無(wú)MDVA底板振動(dòng)加速度對(duì)比Fig.17 Comparison of vibration acceleration of floor with and without MDVA

有無(wú)MDVA 條件下的頂板和底板近場(chǎng)結(jié)構(gòu)噪聲對(duì)比結(jié)果分別如圖18和圖19所示。由圖18和圖19 可見(jiàn)：對(duì)應(yīng)的頂板近場(chǎng)結(jié)構(gòu)噪聲與底板近場(chǎng)結(jié)構(gòu)噪聲主頻段峰值則分別從0.44 Pa和0.35 Pa減小為0.12 Pa 和0.10 Pa，降幅均超過(guò)70%。從聲壓級(jí)上來(lái)看，經(jīng)計(jì)算，在0～250 Hz頻段內(nèi)，頂板近場(chǎng)噪聲線性總聲壓級(jí)由93.8 dB降低為90.4 dB，底板近場(chǎng)噪聲由91.6 dB降低為88.3 dB，降噪效果均超過(guò)3 dB。

圖18 有無(wú)MDVA頂板近場(chǎng)結(jié)構(gòu)噪聲對(duì)比Fig.18 Comparison of near-field noise of roof with and without MDVA

仿真結(jié)果表明，雖然頂板在全局峰值頻段內(nèi)的振動(dòng)幅值并未明顯降低，但由于結(jié)構(gòu)噪聲全局峰值頻段所對(duì)應(yīng)的振動(dòng)響應(yīng)在很大程度上得到改善，因而取得了較好的降噪效果。底板近場(chǎng)結(jié)構(gòu)噪聲水平得到明顯改善很大程度上也是由于噪聲全局峰值頻段所對(duì)應(yīng)的振動(dòng)響應(yīng)得到大幅度控制。

圖19 有無(wú)MDVA底板近場(chǎng)結(jié)構(gòu)噪聲對(duì)比Fig.19 Comparison of near-field noise of floor with and without MDVA

5 結(jié)論

1)在車(chē)輛荷載作用下，橋梁各板件的振動(dòng)與輻射的結(jié)構(gòu)噪聲間的關(guān)系呈現(xiàn)明顯的非線性特征。橋梁結(jié)構(gòu)噪聲及頻譜分布特征由板件的振動(dòng)頻譜分布及聲輻射效率共同決定。當(dāng)板件的聲輻射效率較低時(shí)，即使對(duì)應(yīng)頻段的振動(dòng)響應(yīng)較大，產(chǎn)生的結(jié)構(gòu)噪聲聲壓級(jí)也較小。

2)采用遺傳優(yōu)化算法，并將主振動(dòng)系統(tǒng)的位移響應(yīng)作為目標(biāo)函數(shù)，能夠準(zhǔn)確獲得多重動(dòng)力吸振器的質(zhì)量、剛度和阻尼等參數(shù)的優(yōu)化值，同時(shí)結(jié)合目標(biāo)頻段及相應(yīng)的主系統(tǒng)振動(dòng)模態(tài)分布，合理設(shè)置多重動(dòng)力吸振器，能夠有效降低目標(biāo)頻段的振動(dòng)響應(yīng)。

3)在動(dòng)力吸振器參數(shù)優(yōu)化過(guò)程中，需要充分考慮橋梁的振動(dòng)及聲輻射效率2個(gè)方面因素，選擇對(duì)橋梁結(jié)構(gòu)噪聲影響較大的振動(dòng)頻段作為目標(biāo)頻段，而不一定是振動(dòng)的全局峰值頻段，合理優(yōu)化參數(shù)才能使橋梁輻射的噪聲水平得到有效降低。