鐵路橋上直立式聲屏障車(chē)致振動(dòng)研究

李小珍， 雷康寧， 龔振華， 畢 然， 胡 喆， 徐 鴻， 鄭 凈

(1.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，成都 610031； 2.中鐵第四勘察設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，武漢 430063; 3.中鐵二院工程集團(tuán)有限責(zé)任公司，成都 610031)

隨著軌道交通的迅猛發(fā)展，列車(chē)過(guò)橋時(shí)所誘發(fā)的橋梁振動(dòng)與噪聲問(wèn)題愈發(fā)突出，人們對(duì)噪聲的容忍度也隨著生活質(zhì)量的改善而越來(lái)越低。當(dāng)列車(chē)時(shí)速低于300 km，輪軌噪聲在總噪聲中占主導(dǎo)地位[1]，聲屏障常作為一種降低輪軌噪聲的有效措施被廣泛采用。

聲屏障結(jié)構(gòu)的形式多種多樣，為了避免與鐵路附屬構(gòu)筑物相互干擾，影響安全限界，軌道交通中仍多采用直立式聲屏障。現(xiàn)有研究多針對(duì)聲屏障聲學(xué)特性進(jìn)行，而隨著車(chē)速的增加，輪軌激勵(lì)作用增強(qiáng)，列車(chē)過(guò)橋時(shí)引起橋梁及其上聲屏障振動(dòng)加劇。此時(shí)聲屏障和橋梁將作為振源向四周輻射噪聲，從而間接削弱了聲屏障的降噪效果[2]。因此開(kāi)展橋梁及其上聲屏障結(jié)構(gòu)的振動(dòng)規(guī)律研究，對(duì)進(jìn)一步提出減振措施和降低橋梁-聲屏障輻射噪聲具有至關(guān)重要的意義。

為了對(duì)聲屏障結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性進(jìn)行研究，Rocchi等[3]開(kāi)展了現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，測(cè)試了軌道附近的流場(chǎng)和作用于聲屏障、道床板上的列車(chē)風(fēng)壓，并對(duì)不同列車(chē)的氣動(dòng)特性進(jìn)行了對(duì)比分析。Xiong等[4]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)的方法，測(cè)試了CRH380A運(yùn)行時(shí)，直立式聲屏障表面的脈動(dòng)風(fēng)壓分布。何佳駿等[5]通過(guò)CFD對(duì)列車(chē)通過(guò)全封閉聲屏障時(shí)形成壓力波進(jìn)行研究，探究了壓力波在橫、縱向分布的特點(diǎn)及衰減特性。龍麗平等[6-7]基于流體計(jì)算軟件CFX，探究了列車(chē)通過(guò)聲屏障過(guò)程中空氣脈動(dòng)力的分布規(guī)律。呂堅(jiān)品等[8]探討了脈動(dòng)力的不同輸入方式對(duì)不同跨度的鐵路橋上聲屏障動(dòng)力響應(yīng)的影響規(guī)律。陳向東等[9]基于ALE方法建立了列車(chē)-聲屏障三維數(shù)值模型，分析了脈動(dòng)力分布特性和時(shí)程特性的各項(xiàng)影響因素。

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)學(xué)者開(kāi)始關(guān)注橋上聲屏障的車(chē)致振動(dòng)問(wèn)題。李小珍等[10]對(duì)橋梁-封閉式聲屏障的振動(dòng)開(kāi)展了現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試，得出聲屏障的振動(dòng)大于箱梁振動(dòng)，且呈現(xiàn)寬頻特性的結(jié)論。羅云柯等[11]對(duì)某高速鐵路箱梁和半封閉聲屏障開(kāi)展了現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試，建立數(shù)值模型進(jìn)行了計(jì)算分析，得到了橋上聲屏障振動(dòng)的傳遞路徑和衰減規(guī)律，并提出了相應(yīng)的減振措施。謝偉平等[12-13]通過(guò)對(duì)某軌道交通高架橋上半封閉式聲屏障進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試，分析了其動(dòng)力特性及振動(dòng)的傳播規(guī)律，得到曲線(xiàn)段半封閉式聲屏障的車(chē)致振動(dòng)響應(yīng)大于直線(xiàn)段的結(jié)論。

總體來(lái)說(shuō)，已有的聲屏障動(dòng)力問(wèn)題研究中，更多的是圍繞列車(chē)脈動(dòng)風(fēng)壓作用下聲屏障的振動(dòng)特性進(jìn)行，關(guān)于聲屏障車(chē)致振動(dòng)的研究較少。同時(shí)，鮮有文獻(xiàn)對(duì)直立式聲屏障車(chē)致振動(dòng)進(jìn)行研究。由于直立式聲屏障應(yīng)用更為廣泛，與封閉式聲屏障相比，受列車(chē)脈動(dòng)風(fēng)壓作用影響相對(duì)較小，且其基礎(chǔ)通常安裝于箱梁的翼緣板外邊緣，高速列車(chē)的輪軌動(dòng)力作用效應(yīng)不容忽視。本文基于車(chē)-線(xiàn)-橋耦合振動(dòng)分析理論，采用數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)相結(jié)合的方法對(duì)橋上直立式聲屏障車(chē)致振動(dòng)特性進(jìn)行研究，提出相應(yīng)的減振措施，以期能夠?yàn)榻窈笾绷⑹铰暺琳蠝p振優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考。

1 試驗(yàn)概述

現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)以某雙線(xiàn)鐵路上安裝有直立式聲屏障的32 m混凝土簡(jiǎn)支箱梁為工程背景，如圖1所示?；炷梁?jiǎn)支箱梁梁長(zhǎng)32.6 m，計(jì)算跨度31.5 m，采用單箱單室截面形式，橋面寬12.0 m，梁體中心線(xiàn)處高2.784 m，頂板厚0.34 m，腹板厚0.36 m，底板寬5 m、厚0.28 m。梁體采用C50混凝土，軌道中心線(xiàn)之間的距離為4.60 m，設(shè)計(jì)速度為200 km/h，二期恒載取174 kN/m，設(shè)計(jì)活載為ZC活載。

圖1 鐵路橋上直立式聲屏障

橋上采用有砟軌道，其結(jié)構(gòu)由鋼軌、扣件、鋼筋混凝土軌枕以及道床結(jié)構(gòu)構(gòu)成，采用標(biāo)準(zhǔn)軌距1 435 mm，軌枕間距為60 cm，鋼軌采用CHN60型，扣件豎向剛度為60 MN/m。

橋上直立式聲屏障高度為5.0 m，采用H型鋼立柱，尺寸為250 mm×250 mm×9 mm×14 mm，順橋向以2 m等間距布置。隔聲單元板采用鋁合金復(fù)合吸聲板，厚度為140 mm，高度為0.5 m，沿高度方向共布置10塊。單元板與H型鋼立柱之間及上、下單元板間墊有三元乙丙橡膠墊層。

圖2給出了箱梁以及聲屏障立柱上的振動(dòng)測(cè)點(diǎn)位置，圖3給出了現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)的傳感器布置照片，所有測(cè)點(diǎn)均布置在跨中斷面。其中，測(cè)點(diǎn)V1位于相鄰扣件之間的鋼軌下方，測(cè)點(diǎn)V2位于箱梁頂板中心，測(cè)點(diǎn)V3和V4分別布置在與聲屏障第1和第5塊單元板頂端等高處，至立柱底部距離分別為0.5 m和2.5 m。各測(cè)點(diǎn)采用CA-YD-189型壓電式加速度傳感器，使用東方振動(dòng)和噪聲技術(shù)研究所制造的INV3060S型24位智能采集儀進(jìn)行實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)采集，采樣頻率為1 024 kHz。

圖2 振動(dòng)測(cè)點(diǎn)布置示意圖(mm)

圖3 現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試傳感器布置

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

由文獻(xiàn)[14]可知，箱梁-聲屏障輻射的結(jié)構(gòu)噪聲主要來(lái)源于聲屏障的水平局部振動(dòng)和箱梁板件面外振動(dòng)。故對(duì)于箱梁選擇測(cè)試頂板垂向加速度，聲屏障立柱測(cè)試橫向加速度?，F(xiàn)場(chǎng)測(cè)試時(shí)，列車(chē)運(yùn)行速度約為80 km/h，為避免測(cè)試結(jié)果具有偶然性，現(xiàn)場(chǎng)采集了多組數(shù)據(jù)。選取通過(guò)車(chē)型為CRH1A的三組數(shù)據(jù)，從時(shí)域和頻域兩個(gè)角度分析鋼軌、箱梁以及聲屏障立柱各部位振動(dòng)的分布情況。

2.1 時(shí)域分析

列車(chē)通過(guò)時(shí)，鋼軌及箱梁頂板測(cè)點(diǎn)振動(dòng)加速度時(shí)程曲線(xiàn)如圖4所示。圖4中，加速度時(shí)程包含了列車(chē)從上橋?qū)е聵蛄赫駝?dòng)到離開(kāi)后振動(dòng)衰減的全過(guò)程。

(a) V1(鋼軌)

由圖4可知，列車(chē)經(jīng)過(guò)橋上時(shí)，鋼軌和箱梁頂板振動(dòng)加速度時(shí)程具有明顯的峰值和周期性變化，可以清晰地識(shí)別出列車(chē)的編組形式(8節(jié)，總長(zhǎng)200 m)?？梢钥闯?，列車(chē)通過(guò)測(cè)試斷面的持續(xù)時(shí)間約為9 s，行車(chē)速度與實(shí)測(cè)80 km/h相近。從加速度大小來(lái)看，鋼軌的振動(dòng)加速度有效值為16.89 m/s2，瞬時(shí)峰值超過(guò)250 m/s2；經(jīng)過(guò)扣件、軌枕、道砟的減振效應(yīng)傳遞至箱梁頂板時(shí)，振動(dòng)能量大大衰減，振動(dòng)加速度有效值降為0.15 m/s2，瞬時(shí)峰值接近2.00 m/s2。

列車(chē)通過(guò)時(shí)，跨中截面聲屏障立柱底部和中部測(cè)點(diǎn)振動(dòng)加速度時(shí)程曲線(xiàn)如圖5所示。

(a) V3(立柱底部)

由圖5可知，聲屏障立柱振動(dòng)時(shí)程曲線(xiàn)持續(xù)時(shí)間與箱梁接近，聲屏障立柱底部振動(dòng)較為穩(wěn)定，加速度幅值約為1.50 m/s2，瞬時(shí)峰值接近3.00 m/s2；與立柱底部相比，中部振動(dòng)具有明顯的峰值和周期性變化，瞬時(shí)峰值接近3.00 m/s2。

立柱底部和中部之間存在差異。首先，直立式聲屏障立柱上部無(wú)約束，而底部具有較強(qiáng)約束。其次，立柱底部在箱梁翼板附近，主要隨翼板共同發(fā)生豎向和橫向振動(dòng)，因此橫向振動(dòng)加速度時(shí)程曲線(xiàn)無(wú)明顯的周期性變化。而立柱中上部橫向振動(dòng)則主要由箱梁受偏載和橫向輪軌力作用時(shí)發(fā)生的扭轉(zhuǎn)以及豎向變形控制，因此與橋梁頂板豎向振動(dòng)特性相近，即曲線(xiàn)具有明顯的峰值和周期性變化。

2.2 頻域分析

為分析箱梁-聲屏障結(jié)構(gòu)振動(dòng)水平在頻率上的分布特性，采用振動(dòng)加速度級(jí)VAL對(duì)振動(dòng)水平進(jìn)行評(píng)價(jià)。由于輪軌力頻率分布范圍較大，本文采用三分之一倍頻程對(duì)各處的振動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行分析，采用振動(dòng)加速度總振級(jí)對(duì)各測(cè)點(diǎn)振動(dòng)強(qiáng)弱進(jìn)行評(píng)價(jià)，計(jì)算方法如下

(1)

式中：VAL為振動(dòng)加速度級(jí)(dB)；arms為振動(dòng)加速度有效值(m/s2)；a0為基準(zhǔn)加速度，取a0=10-6m/s2。

圖6給出了鋼軌、箱梁頂板中心以及聲屏障立柱底部和中部測(cè)點(diǎn)三次實(shí)測(cè)振動(dòng)加速度級(jí)頻譜曲線(xiàn)及其總振級(jí)柱狀圖。

(a) V1(鋼軌)

從圖6中可以看出，各測(cè)點(diǎn)在三次測(cè)試中得到的頻譜曲線(xiàn)特性相同，具有很高的重合性，表明現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果可信度較高。通過(guò)分析各圖，可得到以下結(jié)論：

(1) 鋼軌振動(dòng)加速度級(jí)在中低頻范圍內(nèi)隨頻率的增大而增大，在1 250 Hz處，鋼軌振動(dòng)加速度級(jí)達(dá)到峰值147.98 dB，隨后隨頻率增大而減??；

(2) 箱梁頂板中心的振動(dòng)加速度級(jí)峰值為107.88 dB，出現(xiàn)在中心頻率200 Hz附近，總振級(jí)約為111 dB；

(3) 聲屏障立柱底部的振動(dòng)加速度級(jí)峰值頻率為50 Hz，在低于50 Hz頻段，振級(jí)隨頻率增大而增大，50～160 Hz頻段內(nèi)隨頻率增加下降明顯，在250 Hz處出現(xiàn)次峰值，隨后隨頻率增加總體呈現(xiàn)出下降趨勢(shì)；

(4) 聲屏障立柱中部測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)加速度級(jí)優(yōu)勢(shì)頻段為50～500 Hz，峰值頻率為50 Hz，低于50 Hz頻段與立柱底部保持相似特性，振級(jí)隨頻率增加而增加，50 Hz頻段以后總體隨頻率增加而下降，在200～500 Hz頻段內(nèi)具有較大的波動(dòng)；

(5) 振動(dòng)加速度總振級(jí)在聲屏障立柱底部高于立柱中部，且均高于箱梁頂板，其原因在于立柱安裝在箱梁翼緣邊緣處，列車(chē)通過(guò)時(shí)箱梁翼緣鞭梢效應(yīng)突出。

3 數(shù)值分析

3.1 輪軌相互作用力的求解

本文通過(guò)建立如圖7所示的軌道結(jié)構(gòu)模型求解輪軌力，從下到上依次模擬橋梁、道砟、軌枕及鋼軌，模型僅考慮垂向振動(dòng)。車(chē)輛模型僅考慮轉(zhuǎn)向架、一系懸掛以及輪對(duì)，考慮相鄰車(chē)廂間距離較近的4個(gè)輪對(duì)之間的相互影響，車(chē)輛軸距和前后車(chē)輛相鄰輪對(duì)間距分別為L(zhǎng)1和L2。鋼軌、軌枕、道砟和橋梁之間均采用彈簧-阻尼進(jìn)行連接，鋼軌視為無(wú)限長(zhǎng)Timoshenko梁，軌枕簡(jiǎn)化為Euler梁，道砟簡(jiǎn)化為離散質(zhì)量塊，橋梁視為剛性基礎(chǔ)。

圖7 輪軌相互作用模型

輪軌力計(jì)算時(shí)采用移動(dòng)不平順模型，由動(dòng)柔度法計(jì)算動(dòng)態(tài)輪軌力公式如下

(2)

式中:R為軌道組合不平順;α為動(dòng)柔度，其下標(biāo)c、w和r分別表示輪軌接觸、車(chē)輪和鋼軌動(dòng)柔度。輪軌接觸柔度可表示為：

αc=1/Kc

(3)

式中,Kc為線(xiàn)性輪軌接觸剛度。

本文采用疊加法求解鋼軌的動(dòng)柔度，多車(chē)輪間的相互作用采用主動(dòng)輪與被動(dòng)輪的方法考慮。依次以每個(gè)車(chē)輪作為主動(dòng)輪，求得該車(chē)輪作用處的鋼軌動(dòng)柔度αri、扣件力及枕下膠墊和道砟墊支持力，然后代入式 (2) 并考慮軌道不平順的時(shí)間滯后效應(yīng)，即可求得多個(gè)車(chē)輪單獨(dú)作用下的輪軌力，詳細(xì)求解過(guò)程見(jiàn)文獻(xiàn)[15-17]。

本文動(dòng)態(tài)輪軌力計(jì)算模型參數(shù)按表1和表2取值，列車(chē)車(chē)型為CRH1A，軌道不平順按ISO 3095(2013)取值。

表1 車(chē)輛計(jì)算參數(shù)

表2 有砟軌道參數(shù)

采用以上參數(shù)，利用Matlab自編程序求解，得到輪軌相互作用力頻譜圖如圖8所示。

圖8 輪軌相互作用力

3.2 箱梁-聲屏障耦合模型建立

聲屏障結(jié)構(gòu)作為橋上附屬設(shè)施，可以統(tǒng)一作為車(chē)橋系統(tǒng)中的“橋梁子系統(tǒng)”進(jìn)行研究，采用有限元軟件ANSYS建立橋梁-聲屏障耦合振動(dòng)分析模型。各板件的局部振動(dòng)對(duì)結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性影響較大，為獲取結(jié)構(gòu)的中高頻振動(dòng)響應(yīng)，箱梁和聲屏障立柱均采用板單元shell63建立?；炷料淞簞澐譃轫敯?、翼緣、腹板、底板四部分，聲屏障立柱由兩塊翼板和腹板構(gòu)成。軌道結(jié)構(gòu)以及橋上其他附屬設(shè)施的質(zhì)量，以174 kN/m的二期恒載添加到箱梁頂板中加以考慮，忽略這些結(jié)構(gòu)對(duì)箱梁及聲屏障立柱振動(dòng)產(chǎn)生的其他影響。

聲屏障立柱底部與箱梁翼緣板間視為固接，根據(jù)聲屏障隔聲單元板之間的連接具有足夠彈性的特點(diǎn)，忽略其對(duì)聲屏障結(jié)構(gòu)的剛度貢獻(xiàn)，僅將其作為附加質(zhì)量添加到聲屏障立柱上。建立的箱梁-聲屏障耦合振動(dòng)分析模型及典型振型如圖9所示。由圖可知，箱梁一階豎彎頻率為3.87 Hz，聲屏障立柱一階橫彎頻率為8.79 Hz。

(a) 模型

3.3 模型驗(yàn)證

由于本次測(cè)試路段行車(chē)速度較低，直立式聲屏障受到的列車(chē)脈動(dòng)風(fēng)壓可以忽略，且根據(jù)文獻(xiàn)[18-20] 可知，高速列車(chē)脈動(dòng)風(fēng)荷載集中在2～4 Hz的低頻段，故本文研究聲屏障10～1 000 Hz頻段振動(dòng)時(shí)，可以忽略脈動(dòng)風(fēng)所產(chǎn)生的振動(dòng)效應(yīng)，本次現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果可以直接作為車(chē)致振動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行模型驗(yàn)證，而不必考慮其是否包含了風(fēng)致振動(dòng)成分。圖10給出了箱梁頂板中心(V2)和聲屏障立柱中部(V4)兩個(gè)測(cè)點(diǎn)處仿真值與實(shí)測(cè)值的三分之一倍頻程曲線(xiàn)，其中實(shí)測(cè)值取三次試驗(yàn)值的平均值，計(jì)算頻率范圍為10～1 000 Hz。

(a) 箱梁頂板中心(V2)

由圖10可知，箱梁頂板中心和聲屏障立柱中部計(jì)算與實(shí)測(cè)得到的頻譜曲線(xiàn)變化規(guī)律基本一致。V2和V4測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)加速度總振級(jí)計(jì)算值分別為107.8 dB和110.9 dB，均與實(shí)測(cè)值110.9 dB和114.3 dB相差較小，即通過(guò)本文建立的車(chē)-線(xiàn)-橋-聲屏障耦合振動(dòng)分析模型具有較高的可靠性，可進(jìn)一步用于橋梁-聲屏障振動(dòng)特性研究。

同時(shí)，由上述結(jié)果可知，不論是箱梁頂板中心測(cè)點(diǎn)還是聲屏障立柱中部測(cè)點(diǎn)，其總振級(jí)的計(jì)算值均小于實(shí)測(cè)值，這是由于計(jì)算模型中僅考慮了豎向輪軌作用力，忽視了輪軌橫向力的影響，而實(shí)際上箱梁在橫向輪軌力的作用下會(huì)發(fā)生扭轉(zhuǎn)變形，使得箱梁頂板中心豎向振動(dòng)和聲屏障立柱橫向振動(dòng)進(jìn)一步增大。

4 振動(dòng)結(jié)果分析

利用3.2節(jié)建立的橋梁-聲屏障耦合振動(dòng)分析模型，以列車(chē)運(yùn)行時(shí)輪軌相互作用力作為激勵(lì)力進(jìn)行諧響應(yīng)分析，得到鐵路直立式聲屏障車(chē)致振動(dòng)響應(yīng)的分布規(guī)律，探討了行車(chē)速度對(duì)其振動(dòng)的影響，并提出了一種減振措施以供設(shè)計(jì)參考。

4.1 振動(dòng)分布規(guī)律

為分析不同斷面處聲屏障立柱振動(dòng)的分布規(guī)律，選取1/8斷面、1/4斷面和跨中斷面，分別給出聲屏障立柱底部、中部和頂部三個(gè)部位振動(dòng)加速度總振級(jí)柱狀圖，如圖11所示，計(jì)算車(chē)速為200 km/h。

圖11 聲屏障立柱振動(dòng)加速度總振級(jí)分布

由圖11可知，同一高度處，聲屏障立柱的振動(dòng)加速度總振級(jí)在跨中截面處最大，沿箱梁縱向呈現(xiàn)出從端部向跨中截面逐漸增大的趨勢(shì)，主要原因?yàn)橄淞嚎缰袛嗝媸苤ёs束較弱，振動(dòng)更為劇烈。由此可以看出，在進(jìn)行簡(jiǎn)支梁橋上聲屏障振動(dòng)分析時(shí)，應(yīng)重點(diǎn)關(guān)注跨中斷面的振動(dòng)水平。從1/8斷面到跨中斷面，立柱底部、中部和頂部的總振級(jí)分別增加2.2 dB、13.4 dB和12.0 dB，表明立柱底部的振動(dòng)受斷面位置的影響很小，而中部所受影響最為明顯。

此外，同一斷面處，聲屏障立柱的振動(dòng)沿高度方向具有相似的分布規(guī)律，其在中部小于底部，這與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)的結(jié)果一致。立柱底部距箱梁翼緣較近，受翼緣鞭梢效應(yīng)的影響最為劇烈，而立柱頂部無(wú)約束，處于自由狀態(tài)，故振動(dòng)更為劇烈。但這種在不同高度上的差異由梁端向跨中逐漸縮小，至跨中時(shí)，各點(diǎn)振動(dòng)水平較為接近。

4.2 行車(chē)速度

圖12給出了在不同車(chē)速的列車(chē)通過(guò)橋梁時(shí)，箱梁頂板中心和聲屏障立柱不同部位的振動(dòng)加速度總振級(jí)柱狀圖，計(jì)算車(chē)速選擇120 km/h、150 km/h、180 km/h、200 km/h。

圖12 各處總振級(jí)隨車(chē)速變化

可以看出，相同速度下，聲屏障立柱的振動(dòng)較箱梁頂板更劇烈，而其振動(dòng)加速度總振級(jí)均隨車(chē)速的增大而不斷增大。相對(duì)于聲屏障立柱而言，箱梁頂板的振動(dòng)受車(chē)速影響較為平緩，表現(xiàn)為車(chē)速每增加30 km/h，總振級(jí)約增大2 dB。而聲屏障立柱各點(diǎn)，在車(chē)速低于180 km/h時(shí)，表現(xiàn)出與箱梁頂板相似的變化特性，當(dāng)車(chē)速達(dá)到200 km/h時(shí)，聲屏障立柱的振動(dòng)顯著加劇，在底部和中部尤為明顯。原因在于，高速行車(chē)時(shí)列車(chē)輪軌力的頻譜特性發(fā)生了變化，而聲屏障立柱更易受輪軌力變化的影響。

4.3 減振措施

由前文可知，箱梁翼緣板的鞭梢效應(yīng)對(duì)聲屏障立柱振動(dòng)有較大影響，為減小箱梁翼緣鞭梢效應(yīng)，從而降低聲屏障立柱振動(dòng)，采取斜撐方式加強(qiáng)對(duì)翼緣的支撐。如圖13所示，斜撐采用與立柱相同尺寸的H型鋼，沿縱橋向與立柱等間距布置，連接每根立柱下方翼緣板底部邊緣和箱梁底板邊緣。

圖13 翼緣斜撐布置圖

圖14給出了采取斜撐措施前后，聲屏障立柱中部和頂部振動(dòng)加速度級(jí)的三分之一倍頻程曲線(xiàn)及其總振級(jí)的柱狀圖，計(jì)算車(chē)速為150 km/h。

由圖14可以看出，采取斜撐措施后，聲屏障立柱中部和頂部?jī)牲c(diǎn)振動(dòng)均明顯降低，中部總振級(jí)降低6.8 dB，頂部降低8.6 dB。由此可見(jiàn)，采用斜撐能有效降低聲屏障振動(dòng)，但會(huì)增加箱梁?jiǎn)蝹?cè)荷載，需在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中進(jìn)一步加以考慮。

5 結(jié) 論

本文通過(guò)對(duì)某安裝有直立式聲屏障的鐵路橋開(kāi)展現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，并結(jié)合車(chē)橋耦合理論建立了箱梁-聲屏障耦合振動(dòng)分析模型，對(duì)箱梁和聲屏障的車(chē)致振動(dòng)特性進(jìn)行了探究，主要結(jié)論如下：

(1) 聲屏障立柱中上部會(huì)隨箱梁頂板的扭轉(zhuǎn)及下?lián)隙l(fā)生較強(qiáng)的橫向振動(dòng)，其與箱梁頂板中心具有相似的振動(dòng)特性；

(2) 聲屏障立柱各處振動(dòng)總振級(jí)均高于箱梁，箱梁頂板中心振級(jí)在200 Hz附近達(dá)到峰值，聲屏障立柱底部和中部振級(jí)峰值頻率均為50 Hz；

(3) 同一高度處，立柱的振動(dòng)從梁端向跨中逐漸增大；同一橫斷面處，立柱的振動(dòng)在頂部最為劇烈、底部次之、中部最小，其中部的振動(dòng)受斷面位置的影響最為明顯；

(4) 列車(chē)低速通過(guò)時(shí)，箱梁和立柱的振動(dòng)隨車(chē)速的變化較為平緩，而速度達(dá)到200 km/h后，聲屏障立柱較箱梁對(duì)車(chē)速更為敏感；

(5) 采用斜撐支撐方案，可有效降低聲屏障立柱振動(dòng)，立柱中部降低6.8 dB，頂部降低8.6 dB。