为缓解铁路噪声对沿线声环境保护目标的影响，我国在线路两侧设置了大量声屏障，尤其以金属声屏障应用最为广泛[1-2]。高速铁路声屏障通常依据通用参考图设计安装，采用直立插板式结构，涵盖2～4 m几种典型高度。铁路声屏障具有一定的吸隔声性能，可使声波产生衍射，通过传播路径控制达到降噪目的[3-4]。结构稳定可靠是声屏障发挥降噪功能的基础，动力性能检测是验证是否达到设计要求的重要依据之一。德国法兰克福—科隆高速铁路因列车高速通过引发声屏障大面积破坏后，声屏障气动效应与结构安全愈发受到关注[5]。列车对声屏障的气动作用具有正负压力快速交替、压力幅值大、作用频次高和非均布荷载等动力特征，激励声屏障结构出现复杂动力响应，掌握铁路声屏障动力作用特性是开展科学评价的基础[6-7]。在数值仿真研究方面，李红梅等[8]采用流体力学数值计算方法研究了声屏障脉动风压的时程特性，探讨了运行速度与列车几何外形等因素的影响特征；施洲等[9]研究表明声屏障脉动风压沿声屏障高度方向呈现底部大、顶部小的分布规律；QIU等[10]模拟了列车交会工况的声屏障脉动风压变化情况；刘功玉[11]基于通环(2009)8323A《时速350 km客运专线铁路桥梁插板式金属声屏障》的结构形式，通过动力仿真分析发现立柱与单元板的振幅相近；卫星等[12]以通环(2018)8323《时速250 km、350 km高速铁路桥梁插板式声屏障安装图》推荐的倒L型和PZ式声屏障为研究对象，重点模拟了声屏障钢立柱在列车风致作用下的振动响应；康健[13]研究指出金属声屏障立柱根部加强筋焊接处为危险点，对钢立柱的结构强度与疲劳性能进行了分析；更高速度应用场景及特殊结构形式声屏障的振动特性近些年逐步受到关注[14-16]。在试验研究方面，尹皓等[17-18]测量了声屏障脉动风压的时程信号，对比了不同车型的影响差异；石明[19]通过实车试验验证了声屏障脉动风压与运行速度的平方近似成正比，并发现不同跨处立柱振幅相当、单元板振动差异大的现象。已报道工作多围绕声屏障立柱振动响应开展研究，对单元板振动分析与结构体系动力性能检测评价相关研究较少。王晨等[20]搭建了一套基于结构振动检测的声屏障健康度监测系统，在地铁线路中模拟了2种声屏障损坏工况，并通过监测振动加速度变化进行识别。此外，朴爱玲等[21]跟踪测试发现部分声屏障经长期服役后，单元板振动响应较初期显著增大。随着服役期增长，声屏障性能劣化状态值得关注，结构动力性能检测评价对声屏障运维养护具有重要指导作用[22]。本文通过梳理我国铁路声屏障标准对力学性能的相关技术要求，基于结构动力作用特性分析，提出可反映本体质量的检测与评价量，并通过现场试验验证检测评价方法的有效性，为完善声屏障检测评价体系提供支撑。
1 铁路声屏障标准规范分析
1.1 技术标准体系组成
我国铁路声屏障标准体系主要由设计标准、声学构件技术要求、产品标准和检验标准等组成，重点面向建设期。在结构设计方面，铁路声屏障设计规范主要考虑了列车气动作用、自然风与结构自重等荷载共同作用[23]。其中，自然风荷载按照设计风速或当地最大风速确定；结构自重为声屏障立柱与单元板等主要构件对下部基础的垂向静力作用。将上述动荷载经动力放大后叠加成最不利荷载，采用静力检算方式评判是否满足强度与变形等控制指标要求。为匹配声屏障应用条件，作为声屏障的重要组成构件，声学构件形成了包括声学性能、抗风压性能、抗冲击性能、防腐蚀性能与抗疲劳性能等技术要求，并规定了相应指标的实验室测量方法[24]。其中，声学性能是声屏障发挥降噪功能的基础，抗风压性能检验声学构件的刚度与强度是否能够满足最不利设计荷载工况，抗冲击性能确保运输、存储及安装过程中构件的完好，防腐蚀性能与抗疲劳性能重点评估户外环境与高频次气动荷载作用下的长期服役性能。产品标准则进一步细化了单元板构造、材质、尺寸和性能等要求，加强对声学构件设计制造的指导。在施工安装方面，为便于声屏障现场安装并形成稳定的受力体系，对施工安装精度提出控制要求，主要包括立柱位置及垂直度、单元板插入深度和螺杆外露长度及垂直度等几何参数，确保螺栓预紧力与单元板插入深度满足设计要求。声屏障工程施工质量静态验收中，采用观察、尺量和水准仪等检验手段对施工精度进行检验[25]。在运维养护方面，主要遵循“预防为主、修养并重”的原则，依据TG/GW 277-2015《高速铁路声屏障维护管理办法》规定的重点检查内容和修理要求等内容，常采用目测、垂球、尺量与敲击等方式方法进行巡检。
声屏障应用效果受产品质量与施工质量共同影响，动力性能分析是声屏障结构设计与服役状态评估的基础。针对声学构件的力学性能已形成实验室检测评价方法，而声屏障现场状态检测以几何参数测量、人工目测和敲击检查为主，存在人为因素干扰大、识别精度低等问题，且无法直接识别结构动力状态。此外，由于自然风具有偶发性与不确定性，实际检测工况一般以列车脉动力作用为主导，声屏障动力性能检测时不宜直接依据设计中的挠度指标评判动变形测量值[26]。因此，有必要围绕声屏障运用场景与实际检测条件建立相关检测与评价方法。
1.2 力学性能要求
以高速铁路桥梁声屏障为例，相关标准对力学性能的要求如表1所示，涵盖强度、刚度和自振频率等指标。其中，H型钢立柱强度包括了抗拉强度与抗疲劳强度，抗拉强度考量最不利荷载组合作用下结构是否破坏，抗疲劳强度重点避免列车频繁作用下出现疲劳损伤；单元板则分别通过抗风压性能与疲劳循环次数规定了不同应用场景中产品的抗弯刚度与抗疲劳性能。刚度采用动变形指标进行评判，要求最不利荷载组合作用下H型钢立柱与单元板挠度不能超过控制限值。为缓解列车脉动力引起的声屏障动力放大作用，要求结构自振频率高于激励荷载频率。
| 评价对象 | 评价指标 | 限值 | 备注 |
|---|---|---|---|
| H型钢立柱 | 挠度 | ≤H/200 | H为钢立柱高度，最不利荷载组合作用 |
| 钢材(焊缝)抗拉强度 | ≥215(215) MPa | 最不利荷载组合作用 | |
| 钢材(焊缝)抗疲劳强度 | ≥130(101) MPa | 列车气动荷载作用 | |
| 单元板 | 挠度 | ≤L/100 | L为单元板长度，最不利荷载组合作用 |
设计时速350(250)km/h线路 抗风压性能 | ≥5(3) kPa | 由台风地区与一般风速地区、设计时速350 km与250 km 线路等应用场景确定 | |
| 疲劳循环次数 | ≥400万次 | 列车气动荷载作用 | |
| U型螺栓 | 抗拉强度 | ≥600 MPa | 最不利荷载组合作用 |
| 声屏障结构 | 金属(非金属)声屏障 自振频率 | ≥13.7(10.1) Hz | 结构高度为2.3 m |
| ≥7.3(5.6) Hz | 结构高度为3.3 m |
上述评价指标可根据与外部激励的相关性分为本征类指标与响应类指标。本征类指标是指体现结构本身特征的参量。例如，H型钢立柱的抗拉强度与抗疲劳强度主要受钢材材质与焊接工艺影响，声屏障结构自振频率由结构刚度、质量与阻尼等动力参数确定，与外部激励无显著关联。响应类指标一般由激励荷载与结构动力参数共同决定，如声屏障主要构件的挠度。列车脉动力影响因素多，响应类指标在不同工况下的检测结果可能存在较大的离散性，对定量评价造成干扰。设计时速250 km与350 km线路的声屏障采用相同的挠度限值进行评价，忽略了不同速度条件的列车脉动力差异，不利于反映结构本征动力性能。因此，针对结构刚度提出本征类评价指标对于声屏障设计与检测具有重要意义。
2 动力性能检测与评价方法
基于现行标准的分析结果，通过获取高速列车作用于声屏障的气动荷载分布，研究气动荷载变化对结构振动的影响规律，重点分析结构振动的关键影响参数，提出可表征结构刚度的检测与评价本征指标。
2.1 声屏障气动荷载特性
为掌握声屏障气动荷载的作用特征，采用数值仿真与现场试验相结合的方法进行研究。选取设计速度350 km/h的高速铁路客运专线，以典型桥梁插板式金属声屏障为研究对象，参照通环(2018)8323《时速250 km、350 km高速铁路桥梁插板式声屏障安装图》中倒L型声屏障设计施工。如图1所示，CFD仿真模型用平板结构模拟声屏障，设置长度为170 m；桥梁以箱体结构外边界作为几何边界，桥面宽度为12.6 m，线间距为5.0 m；采用CR400BF型动车组的3编组简化模型，省略转向架及受电弓等结构部件，并将车体及腔体结构作平顺化处理。综合考虑实际物理过程、分析对象与计算效率等因素设定计算域大小、时间步长、网格尺寸与边界条件等计算参数，运用滑移网格技术模拟动车组通过声屏障区段的流场扰动情况。同时，通过实车试验手段，在声屏障中部断面均匀布设风压测点5处，测量沿声屏障高度方向的气动荷载分布情况，并验证仿真计算结果的可靠性。
高速列车通过试验区段的实测声屏障气动荷载如图2(a)所示，在车头与车尾处相继出现正、负压力峰值，呈现脉动特征，一般称之为头波与尾波，头波强度大于尾波。当高速列车进入声屏障区段时，高速列车车头鼻尖处因惯性效应引起空气积聚，出现正压峰值P1；列车继续行进，在高速列车与声屏障之间形成空气流动通道，空气势能由于速度增大转化为动能，压力迅速降低，出现负压峰值P2。当高速列车车尾即将进入声屏障区段时，车体所占空间迅速被空气填满，高速气流形成负压峰值；空气大量涌进导致流速降低，形成正压峰值。以头波为例，对列车脉动风压的正、负压力峰值的垂向分布进行分析。为便于对比，以声屏障基础区域处脉动风压为基准参考值，得到不同高度处列车脉动风压相对值，数值计算结果与试验结果基本吻合，如图2(b)所示。列车脉动风压呈现声屏障基础区域大、声屏障顶部附近小的特征，负压峰值随着高度增加呈现缓慢下降趋势，声屏障顶部约为基础附近处负压峰值的85%；正压峰值随着高度增加呈现下降速率增大趋势，声屏障顶部约为基础附近处正压峰值的40%。该现象与动车组头车的流线型相关，列车脉动风压正压对应于鼻锥处，附近流场呈点源扩散特征，压力场沿高度变化快；列车脉动风压负压对应于头车变截面过渡处，附近流场近似线源扩散特征，压力场随高度变化较均匀。
2.2 声屏障振动特性
进一步地，通过测量试验区段声屏障的动力响应，研究结构的振动特性。选取声屏障钢立柱间距为2 m的标准跨，在钢立柱顶部与基础附近的底部单元板分别布设振动传感器，获取列车以速度200～385 km/h通过声屏障时的振动数据。不失一般性，定义远离线路方向运动为正向，靠近线路方向运动为负向。为降低气动荷载变化对结构动力参数识别的干扰，参照动刚度的概念，将头波作用下正、负压力峰值与结构动位移的比值定义为声屏障钢立柱动刚度Ks和单元板动刚度Kp：
其中，P(0)与P分别表示钢立柱根部与单元板处的列车脉动力；H是钢立柱高度；ξ(H)与x分别为钢立柱顶部与单元板的横向振动位移。随着列车运行速度提升，声屏障承受的列车气动荷载加剧，动力特征更为显著。因此，列车以速度200 km/h通过声屏障时计算得到的动刚度更接近于结构静刚度。将200 km/h运行工况下的结构正向动刚度为基准参考值，得到不同运行速度以及振动方向的动刚度相对值，如图3所示。随着列车运行速度提升，立柱动刚度相对值呈下降趋势，且正向刚度与负向刚度存在差异。单元板刚度相对值则对运行速度敏感性较低，基本保持稳定，正向刚度与负向刚度也不相同。
为解释上述现象，利用高速铁路声屏障结构动力分析方法对主要构件的振动特性进行识别。基于钢立柱为典型受弯构件、单元板以刚体运动为主的动力特征，单元板与钢立柱的耦合作用可通过约束弹簧及阻尼器进行描述。以钢立柱为研究对象，受到的作用力可表示为：
其中，ξ为单元板对应高度处的立柱动位移；上标·代表时间的导数；S和m分别为单元板的受力面积与质量；板-柱连接刚度和阻尼系数分别为k与c。高速列车脉动风压激励频率约为3～5 Hz，理论计算2.3 m高钢立柱的1阶自振频率为33 Hz，远大于激励频率，属于刚度控制区，频响函数变化平缓。然而，由于单元板与钢立柱的耦合动力作用关系，随着列车运行速度提升，单元板振动增大，存在与脉动风压同向的附加惯性力，如公式(2)右端所示。因此，速度提升引起钢立柱受附加惯性力影响更显著，钢立柱动位移增速提高、动刚度降低，钢立柱正向刚度与负向刚度的差异则与气动荷载的垂向分布特征相关。以单元板为研究对象，因设计要求声屏障结构自振频率高于激励频率，单元板振动位于刚度控制区，该频段频响函数较为平坦，动刚度与运行速度的相关性较小，可用于表征结构的本体质量。此外，单元板与立柱通过胶条形成约束关系，约束刚度与接触状态相关，表现出非线性特征，导致正向刚度与负向刚度具有不同数值。
2.3 检测与评价指标
上述分析表明，声屏障单元板动刚度Kp符合本征类评价指标的基本特征，钢立柱动刚度Ks因附加惯性效应，受外部激励影响。基于刚度控制区的特点，通过静力分析重点研究钢立柱的本征类评价指标。钢立柱在任意横向力作用下，沿钢立柱高度方向z的弯矩M(z)为：
其中，M0为钢立柱的最大弯矩，根据声屏障受力特点位于与基础连接位置；ϕ(z)为与弯矩分布相关的无量纲形函数，取值范围为0～1。钢立柱弯矩M(z)仅与外部激励相关，相应地，钢立柱的位移ξ(z)与弯曲应力σ(z)可表示为：
其中，E和I分别为钢立柱的弹性模量与截面惯性矩；b为弯曲应力观测点到中性层的距离。由函数的单调性可知，挠度ξ(z)与弯曲应力σ(z)分别在钢立柱顶部与基础处出现最大值。为尽可能消除外部激励的影响，根据式(4)特点，提出立柱刚度系数ks：
其中，φ为无量纲系数，仅由弯矩的分布特征决定，与弯矩大小无关。结合声屏障气动荷载特性，考虑3种典型受力工况下无量纲系数φ的取值情况，弯矩示意图见图4。纯弯曲代表一种理想工况，均布荷载近似于头波作用下负压力峰值的分布特征，线性荷载与头波作用下正压力峰值的分布特征具有一定的相似性，无量纲系数φ计算结果见表2。
| 受力工况 | 形函数ϕ(z) | 无量纲系数φ |
|---|---|---|
| 纯弯曲 | 1 | 1/2 |
| 均布荷载 | (H-z)2/H2 | 1/4 |
| 线性荷载 | (H-z)3/H3 | 1/5 |
由式(5)可知，立柱刚度系数由材料参数、结构参数和荷载分布特征共同决定。为降低外部激励的干扰，需获得弯矩分布的形函数，并使无量纲系数φ更接近1。因此，钢立柱刚度系数ks选取头波负压力作用下弯曲应力与动位移的比值进行评估。单元板刚度系数kp则应考虑非线性效应与非标准板检测需求，以单元板动刚度Kp与受力面积S的乘积表示，同时计算头波作用下的正、负向刚度系数。
3 试验验证与适应性分析
为验证声屏障本征类检测评价指标的有效性与适应性，选取不同线路与运行工况开展现场试验，通过测量声屏障脉动风压、动位移与立柱动应力等物理量，计算钢立柱与单元板的刚度系数，探讨声屏障动力性能。
3.1 运行速度
某设计速度350 km/h的高速铁路客运专线线间距为5.0 m，简支梁桥面宽度为12.6 m，选取2.3 m高桥梁插板式金属声屏障为检测对象。随机抽取标准跨布设立柱与底部单元板测点，振动传感器安装在立柱柱顶2.3 m处以及底部单元板中心轴线处，应变片粘贴在距立柱根部0.3 m处，压力传感器布设于底部单元板中心对应高度处。获得检测列车以200～385 km/h通过声屏障区段的动力性能检测数据共40组，立柱与单元板的刚度系数的计算结果如图5所示。当检测列车以不同速度通过被测声屏障时，立柱刚度系数分布在4.7×(1±0.15) N/mm3范围内，单元板正、负向刚度系数分别在197×(1±0.17) N/mm与272×(1±0.14) N/mm范围内。随着列车运行速度提升，声屏障刚度系数波动较小，受气动荷载变化的影响不显著，证明该指标可有效应用于不同运行速度的检测工况。
3.2 列车车型
某设计速度350 km/h的高速铁路客运专线线间距为5.0 m，简支梁桥面宽度为12.0 m，选取2.15 m高桥梁插板式金属声屏障为检测对象。随机抽取标准跨立柱、底部单元板与顶部单元板进行测点布设，振动传感器安装在立柱柱顶2.15 m处以及底部单元板、顶部单元板中心轴线处，应变片粘贴在距立柱根部0.3 m处，压力传感器布设于底部单元板与顶部单元板中心对应高度处。获得不同车型动车组以300 km/h通过声屏障区段的动力性能检测数据共120组，立柱与单元板的刚度系数的计算结果如图6所示。当CRH380A型、CRH380B型、CR400AF型和CR400BF型动车组通过被测声屏障时，依据不同车型检测结果计算得到立柱刚度系数均值分布在4.8～5.0 N/mm3区间内，最大波动范围为±13%；底部单元板正、负向刚度系数均值分别在194～206 N/mm与102～111 N/mm区间内，最大波动范围分别为±14%与±13%；顶部单元板正、负向刚度系数均值分别在372～401 N/mm与618～656 N/mm区间内，最大波动范围分别为±17%与±14%。不同车型动车组气动性能的差异对声屏障刚度系数影响较低，反映该指标能有效消除车型对检测结果的干扰。
通过对比图5(a)与图6(a)发现，由于2处被检对象的钢立柱材质、截面尺寸均相同，仅结构高度略有差异，在正常安装条件下，立柱刚度系数基本相同，有效表征了结构的本体质量。经对比图5(b)与图6(b)发现，单元板刚度系数则存在较大的离散性，包括数值以及正、负向刚度比例关系的差异，与声屏障安装状态相关，板-柱间胶条的挤压状态是关键影响因素。声屏障底部与顶部单元板的检测结果也可得到相同结论，后续应重点关注单元板的约束状态。此外，现场检测结果表明声屏障刚度系数检测评价指标对于不同高度、不同设置位置声屏障以及不同安装高度的单元板均适用，验证了动力性能检测与评价方法的有效性。
4 结论
1) 随着列车运行速度的提升，在非均布、时变列车气动荷载作用下，声屏障钢立柱动刚度相对值受附加惯性效应影响呈下降趋势，声屏障单元板动刚度相对值基本稳定且存在非线性。
2) 现场试验结果表明声屏障刚度系数能够有效消除列车运行速度、车型、声屏障设置位置与高度等因素的影响，受气动荷载变化引起的最大波动在±17%范围以内，验证了该指标对不同运用场景的有效性与适应性。
3) 对比不同区段同类声屏障结构发现，立柱刚度系数基本相同，单元板刚度系数则存在较大的差异，与板-柱间胶条的挤压约束状态相关。
4) 提出的方法解决了既有结构刚度检测指标与实际检测工况匹配性不佳、检测结果受气动荷载影响显著等问题，可为铁路声屏障全寿命周期管理提供科学手段。
400 km/h高铁桥上直立式声屏障列车风致振动研究
[J/OL]. 西南交通大学学报, 1-9[陈兴,潘永琛,周铁军等.高速铁路声屏障动力性能检测及评价方法研究[J].铁道科学与工程学报,2024,21(11):4395-4404.
CHEN Xing,PAN Yongchen,ZHOU Tiejun,et al.Detection and evaluation method for dynamic performance of high-speed railway sound barrier[J].Journal of Railway Science and Engineering,2024,21(11):4395-4404.