包含共振機理的聲子晶體聲屏障設計與降噪性能測試

秦曉春,倪安辰,陳正昊,馬保龍,孟范彤

包含共振機理的聲子晶體聲屏障設計與降噪性能測試

秦曉春1*,倪安辰1,陳正昊1,馬保龍2,孟范彤1

(1.北京交通大學土木建筑工程學院,北京 100044；2.北京市高速公路交通工程有限公司,北京 100000)

針對輪胎-路面噪聲,基于U型理論模型探究并優(yōu)化了3種腔體形式聲子晶體的能帶結構,最終設計出一種“寬頻多帶”的沙漏型聲子晶體,并以此為基礎建立了新型交通聲屏障,且進行了降噪性能測試.結果表明:對于噪聲特征頻段覆蓋率,沙漏型>錐型>直線型,且禁帶范圍可通過腔體尺寸進行有效調整;對于聲子晶體聲屏障降噪效果,將Bragg散射與腔體共振效應耦合、增加排數(shù)均可有效提升禁帶內(nèi)降噪效果0.9～3.5dB(A),且作為不連續(xù)型周期結構,屏障后聲場分布不均,特別是在散射體間隔處,因此測量時需增加測點數(shù)目并考慮間隔處影響;沙漏型相較于傳統(tǒng)聲屏障與Bragg型聲子晶體聲屏障在500～1000Hz目標禁帶內(nèi)降噪效果提升0.9～14dB(A).

交通噪聲；聲子晶體；聲屏障；能帶結構

噪聲污染是城市發(fā)展中面臨的主要環(huán)境問題之一[1],其中交通運輸又是噪聲產(chǎn)生的主要原因,我國規(guī)范規(guī)定在道路干線兩側,夜間噪音水平不得超過55dB(A),白天不得超過70dB(A),以確保公民正常的生產(chǎn)生活[2-3]. 據(jù)歐盟的統(tǒng)計顯示,超過30%的歐盟公民在白天及夜晚受到沿線車輛高噪聲水平的影響[4].長期暴露在高噪音環(huán)境下,可能會引發(fā)一系列的健康問題,比如睡眠障礙、疲勞、心血管疾病等[5].

一般來說,噪聲控制有3種途徑:(i)聲源處、(ii) 傳播途徑中、(iii)人耳接收處,其中在聲傳播途徑中設置聲屏障是使用頻率最高,且公認最行之有效的方式[6].但是隨著交通的進一步發(fā)展,傳統(tǒng)聲屏障的缺陷也逐漸顯露:(1)降噪缺乏針對性,不同交通方式噪聲特征頻譜不同,比如地鐵噪聲主要以低頻為主,而高速公路噪聲則為中頻,且傳統(tǒng)材料遵循“質量定律”,降噪效果隨著頻率的升高而逐漸增強,但對中低頻噪聲控制效果有限;(2)聲屏障連續(xù)封閉,受風荷載影響較大,屏體容易受損,從而導致聲泄露及使用壽命減短,同時養(yǎng)護維修成本也比較高.因此對于聲屏障的革新急需新理念與新材料.

聲子晶體作為一種新型人工周期性材料,具有顯著的彈性波帶隙特征,對特定頻率范圍內(nèi)的聲傳播可以起到良好的抑制作用,這為交通噪聲防治提供了新的思路,具有廣闊的應用前景[7-8].聲子晶體根據(jù)作用機理可分為Bragg散射型與局域共振型[9],前者主要依靠散射體間聲波的相消干涉,而后者在于散射體自振與基體行波間的相互作用[10].目前限制聲子晶體實際應用的最主要原因在于其禁帶寬度、數(shù)量有限,僅靠單一的Bragg散射、局域共振機理不足以保證聲子晶體具有良好的減振降噪性能,因此如何通過設計優(yōu)化,使其做到“寬頻多帶”是目前研究的熱點[10-12].優(yōu)化的路線一般有2種,一種是在散射體的設計過程中,將多重降噪機理(共振、吸聲)進行耦合[13-17],增加禁帶的數(shù)量與類型;另一種則是通過構造散射體的新型排布方式,以擴大禁帶作用范圍[18-19],研究發(fā)現(xiàn)兩者均具有良好的優(yōu)化效果.

將聲子晶體與聲屏障應用相結合,可以克服傳統(tǒng)聲屏障的2種主要缺陷,有望實現(xiàn)更高效的降噪.對于聲子晶體型聲屏障,國內(nèi)外進行了諸多有益的探索,國外針對高速鐵路、地鐵城軌以及發(fā)電機噪聲等分別進行了相應設計,并通過有限元仿真與室內(nèi)實驗結合進行了效果驗證[20-22],而國內(nèi)對于聲子晶體聲屏障的應用研究,尚處于起步階段,僅在地鐵城軌的全封閉、半封閉聲屏障,高速公路聲屏障上有所報道[23-24],且以往對于聲子晶體型聲屏障的設計多存在控制機理單一,占地面積大的缺點.

受Ghinet等[25]關于Helmholtz共振腔研究的啟發(fā),本文針對輪胎-路面噪聲的特點,基于U型理論模型,優(yōu)化設計出一種具有超寬禁帶的沙漏型聲子晶體,同時探究了幾何參數(shù)對其能帶結構的影響規(guī)律以及帶隙內(nèi)的降噪性能.最后基于沙漏型聲子晶體建立了足尺聲屏障模型,并進行了降噪性能的室內(nèi)實驗研究,探討了聲子晶體聲屏障的降噪特點,證明了其優(yōu)勢及可行性.

1 模型及方法

1.1 理論模型

以高速公路噪聲為例,車輛在高速運行中輪胎-路面噪聲將占主要部分,其噪聲頻段分布在800～ 1250Hz[6,24],將1000Hz作為完全禁帶的設計中心頻率.U型散射體的理論模型如圖1所示[26],通過Bragg散射與腔體共振相結合以實現(xiàn)“寬頻多帶”的目的.

Bragg散射源于相鄰原胞間反射波的同相疊加,Bragg帶隙中心頻率計算如公式1所示.

式中:(m)為晶格常數(shù);(m/s)為基體中聲速;(Hz)為帶隙中心頻率.

圖1 U型散射體簡化模型

腔體共振源于開口處內(nèi)外聲壓的急劇變化,會使聲波在腔體內(nèi)發(fā)生共振,從而消耗能量.假設散射體壁為完全剛性,施加Neumann邊界條件,且在U型開口處設置Dirichlet條件,腔體共振頻率可由公式2計算所得,然而由于腔體端部的空氣也參與了聲振,所以腔體實際長度應長于幾何尺寸,導致共振峰會有所偏移[26].因此有必要對腔體有效長度進行修正,類比以往Norris等[27]關于開口圓環(huán)的工作,對U型散射體進行端部修正.

式中:f(Hz)為腔體共振頻率,L(m)為腔深,空氣聲速air取343m/s.

式中:為末端修正值,Norris關于開口圓環(huán)的末端修正如公式(4)所示.

(4)

(7)

為了增大帶隙覆蓋范圍,分別考慮3種不同的腔體形式,如圖2a～c所示,同時探究腔深L、腔口寬2,頸口深度3對于能帶結構的影響效果.根據(jù)公式1計算所得相應晶格常數(shù)=0.17m(1000Hz作為帶隙中心頻率),3種散射體幾何尺寸如表1所示,其中主腔口圓角半徑為0.01m,沙漏型子腔口圓角半徑為0.02m.

表1 散射體幾何尺寸

圖2 三種散射體及第一Brillouin區(qū)

1.2 計算方法

對于二維聲子晶體,根據(jù)周期結構中波傳播的Bloch定理[24],位移場()可以寫為下式:

式中:u()是與聲子晶體具有相同周期性的周期矢量函數(shù);=(k,k)為波矢且被限制在第一布里淵區(qū)內(nèi);()為位置矢量.

由于結構的周期性,計算可以在代表性單元即單胞內(nèi)進行.對單胞進行有限元網(wǎng)格劃分,將其劃分為有限個通過節(jié)點連接的單元.單個晶胞內(nèi)特征方程的離散形式為:

式中:是節(jié)點位移,為角頻率,和分別是剛度矩陣和質量矩陣.

如果單個晶胞邊界上可以滿足Bloch周期條件就能保證在整個周期結構上都可以滿足.將式(3)沿著周期方向施加在單個晶胞的邊界上,則邊界上的位移()滿足下式:

式中:(m)為晶格常數(shù),為邊界上節(jié)點的位置矢量.

結合位移邊界條件(10),利用COMSOL Multiphysics 5.4?有限元分析軟件求解式(9)表示的特征值方程,利用計算所得的特征值來繪制對應的能帶結構,對于3種不同散射體,能帶結構計算應依據(jù)Bloch-Floquet理論沿著第一不可約布里淵區(qū)(圖2d)的3個高對稱方向ΓΧ、ΧΜ、ΜΓ進行掃描,掃描頻率范圍0～2500Hz,每個單胞均采用平面應變假設,并施加Floquet周期性邊界條件,并采用自由三角形劃分網(wǎng)格FEmax￡/6.

聲子晶體的傳輸特性計算利用COMSOL Multiphysics 5.4?的壓力聲學模塊,計算模型如圖3所示,其中寬度3=0.17m,晶格常數(shù)=0.17m,背景壓力場位于散射體前1=1m,設置幅值0=1Pa且垂直入射,接收線位于散射體后2=0.25m,傳輸模型上下均采用連續(xù)周期性邊界,以模擬理想狀態(tài)下方向的無限周期,散射體在方向上布置3排,模型材料參數(shù)如表2所示,模型左右兩端分別添加完美匹配層(PML)以模擬Sommerfield邊界條件,防止回波干擾,傳輸特性采用傳聲損失(TL)評價,計算見公式11.

式中:Pin、Pout分別為輸入端與輸出端的聲壓大小.

表2 材料參數(shù)

2 能帶結構與傳輸特性

2.1 能帶結構

3種形式能帶結構計算結果如圖4所示,其中直線型存在2條完全禁帶,范圍分別是774.1～1029Hz與1195～1217Hz,以及3條ΓΧ方向禁帶,且目標頻段禁帶覆蓋率55.8%;錐型也存在2條完全禁帶,范圍分別是774～1075Hz與1195～1256Hz,以及5條ΓΧ方向禁帶;沙漏型同樣存在2條完全禁帶,范圍分別是817～1097Hz與1196～1252Hz,以及5條ΓΧ方向禁帶.錐型相較于直線型,2條完全禁帶寬度分別增加18.1%及177.2%,且增加2條ΓΧ的方向禁帶,位于1075～1117.1Hz,目標頻段禁帶覆蓋率可達82.7%.而沙漏型相較于錐型,兩條完全禁帶寬度變化不大,但是1097～1167Hz的ΓΧ方向禁帶寬度增加了66.2%.從能帶優(yōu)化的角度來看,相較直線型與錐型,沙漏型聲子晶體基本實現(xiàn)了噪聲特征頻譜的全覆蓋(89.8%),將腔體共振與Bragg散射相結合有利于禁帶數(shù)量與寬度的增加,運用公式(1)計算相應的Bragg禁帶中心頻率,與有限元計算結果吻合良好,誤差在4.3%～7.5%.誤差來源于散射體面積不同導致的晶格填充率差異;運用公式(3)計算共振禁帶中心頻率,并與直線型有限元結果對比誤差為4.7%,2種禁帶頻率基本滿足設計需求.

圖4 三種形式散射體的能帶結構

黑色代表完全禁帶,灰色代表ΓΧ方向禁帶,曲線代表通帶

2.2 腔體幾何尺寸對能帶結構的影響規(guī)律

2.2.1 腔深長度(L) 直線型腔深大小對于完全禁帶的影響如圖5所示,隨著深度的增加,第1完全禁帶的上下邊界均逐漸降低,且?guī)捴饾u增加,深度30.04m時,第2、3能帶簡并態(tài)分離,出現(xiàn)第2條完全禁帶,且隨著腔深的增加,禁帶寬度逐漸變小,存在最優(yōu)腔深0.06m,此時完全禁帶數(shù)量最多(2條),且禁帶總寬度最大(280Hz).結合共振機理有利于禁帶數(shù)目的增加與控制范圍的增大,腔深的影響規(guī)律與以往關于1/4諧振器的研究結果相似[28],兩者均向低頻移動.將Bragg散射與腔體共振在同頻段設計疊加,可以有效提高頻段內(nèi)降噪效果,分開設計也可以增加低頻區(qū)的控制范圍.

2.2.2 側壁角度() 錐型不同側壁角度對于完全禁帶的影響如圖6所示,隨著側壁角度β的逐漸增大,第1、2完全禁帶的上邊界逐漸上升,而第1完全禁帶下邊界在<25°時保持穩(wěn)定,>25°以后略有上升,而第2完全禁帶下邊界一直保持穩(wěn)定,直到最大側壁角度=33.7°時,第1、第2禁帶帶寬分別增加65與45Hz.由此可知側壁角度大小主要影響完全禁帶的截止頻率,隨著入口曲率減小,入口過渡越均勻,局部聲阻抗會逐漸降低,控制頻率升高最終導致禁帶范圍增大,存在最優(yōu)側壁角度=27°,同時增加側壁角度也有利于壁面的延長,增強聲波與空氣之間的摩擦損耗,對側壁進行優(yōu)化后,噪聲特征頻段的覆蓋范圍達到了82.7%.

圖5 腔深對于能帶結構的影響

圖6 側壁角度對于能帶結構的影響

2.2.3 頸口深度(3) 沙漏型頸口深度對于ΓΧ方向禁帶的影響如圖7所示,隨著頸口深度的逐漸增大,第1禁帶下邊界保持不變,而上邊界逐漸上升,禁帶寬度逐漸增加至730Hz;第2禁帶下邊界逐漸下降與第1禁帶上邊界幾乎重合,而上邊界逐漸增加,禁帶寬度逐漸增加至245Hz;第3禁帶上邊界保持穩(wěn)定,下邊界逐漸升高,禁帶寬度逐漸減小至425Hz.將沙漏型與錐型能帶進行對比,ΓΧ方向禁帶在330.03m以后,第1、2禁帶上下邊界幾乎重合,帶隙寬度增加,頻譜覆蓋率自82.7%上升89.8%,基本上實現(xiàn)了全覆蓋,起到了一定的優(yōu)化作用.在腔體內(nèi)增加頸口,將腔體分為內(nèi)外2部分,聲壓在入口、頸口發(fā)生2次突變,由于共鳴效應,最終在腔體內(nèi)發(fā)生共振并消耗能量.

圖7 頸口深度對于能帶結構的影響

2.3 傳輸特性

圖8 傳輸特性對比

3種散射體的傳輸特性如圖8所示,3者均在帶隙范圍內(nèi)產(chǎn)生了良好的降噪效果,與2.1節(jié)帶隙范圍吻合良好,這也從側面驗證了能帶結構計算的正確性.如圖9所示,3者在1000Hz目標頻率處均起到了有效的削峰作用,傳聲損失分別為63.4, 61.9與46.6dB,且3者的共振頻率依次升高.從作用范圍來看,直線型的降噪范圍有限,無法對1040～1250Hz內(nèi)的噪聲做到有效控制,而錐型、沙漏型的控制范圍依次增大;在1600～2000Hz范圍內(nèi),3種散射體的隔聲曲線近乎重合,說明此范圍內(nèi)受腔體形狀影響較小.本節(jié)的傳輸性能計算采用了散射體高度無限的假設,是一種理想狀態(tài),考慮有限高度的實際工程應用將在下節(jié)進行研究.

圖9 1000Hz時三種散射體形式的傳輸云圖

3 沙漏型聲子晶體聲屏障實驗及降噪性能比較

3.1 實驗設計

將沙漏型聲子晶體加工成有限高度的聲屏障,周期陣列在道路兩側,可以對車輛行駛中的輪胎-路面噪聲起到針對性控制.降噪性能測試在交通運輸部半消聲實驗室內(nèi)進行,實驗室截止頻率50Hz,背景噪聲20dB.散射體采用PVC材質,每排布設20根;采用MHY-14324型聲源與HA12-AWA5870功率放大器發(fā)射連續(xù)白噪聲,采用LMS Virtual.LabTM振動噪聲測試分析系統(tǒng)進行數(shù)據(jù)采集,為方便比較各類聲屏障降噪性能間的差異,測試依據(jù)文獻[29-30]進行布置,聲源點位于屏障中心前1m,高度為1.5m處,接收點位于屏障后0.25m,高度為1.5m處,采用水平與豎向間距均為0.4m的3′3麥克風陣列(M1～ M9),接收中線上點M2/5/8與聲源點兩者連線與屏障水平線垂直,分別測量接收點位于散射體后與散射體之間的2種情況,為方便描述稱為實驗一與實驗二(實驗一接收點M1～9均位于散射體后,而實驗二接收點m2/5/8位于散射體之間,m1/4/7及m3/6/9位于散射體之后),同時設置45°的斜入射聲源點,斜入射時為避免端部繞射影響,將聲屏障靠近消聲室尖劈進行布置,設備及實驗布置如圖10c所示,采用接收陣列的100～5000Hz的1/3倍頻程平均插入損失作為聲屏障降噪性能的評價指標(式12).

a為聲屏障整體, b為單根散射體, c為實驗布置

式中:r,a(dB(A))與r,b(dB(A))為受聲點安裝聲屏障前后的聲壓級,均采用A計權等效聲壓級.

3.2 降噪性能比較

3.2.1 散射體排數(shù)的影響 散射體排數(shù)對于降噪效果的影響如11所示,在帶隙范圍400～1250Hz與1600～2000Hz內(nèi)2、3排布設均具有一定的降噪效果,其中在800～1250Hz目標頻段內(nèi),插入損失為3.5～ 17.9dB(A);且隨著散射體排數(shù)的增加,帶隙內(nèi)降噪效果逐漸提升,目標頻段內(nèi)降噪效果提升在0.9～ 3.5dB(A).分析可知降噪效果提升的原因有2個,一是排數(shù)的增加導致散射體間聲波的相消干涉增強,二是散射體數(shù)目增多引起的腔體共振效應增強.將Bragg散射與腔體共振兩者效果耦合可以有效提升目標頻段內(nèi)降噪效果,這對于縮小聲屏障尺寸具有積極作用,以往研究中僅包含Bragg散射的聲子晶體聲屏障布設在3～5排時才展現(xiàn)明顯的帶隙特征[6].同時對比實驗一與實驗二的結果可知,當包含散射體之間的測量點位時,兩次測量結果會產(chǎn)生一定差異,散射體的周期間隔布置可能會對聲屏障背后聲場分布產(chǎn)生影響,具體討論見下文3.2.3節(jié).

圖11 散射體排數(shù)的影響

EXP I-2為進行實驗一時散射體兩排布設的工況; EXP I-3為進行實驗一時散射體三排布設的工況; EXP II-2為進行實驗二時散射體兩排布設的工況; EXP II-3為進行實驗二時散射體三排布設的工況

3.2.2 聲源入射角度的影響 散射體3排布設下,不同入射角度下的影響如圖12所示,完全禁帶范圍內(nèi),兩者的差異很小,入射角度對完全禁帶內(nèi)降噪效果的影響不顯著;而在方向禁帶內(nèi)、兩者的差異在1.8～3.0dB(A),入射角度對方向帶隙內(nèi)降噪效果影響明顯.嚴格來說,完全禁帶對于任意入射方向的聲波均具有控制作用,而方向帶隙僅針對特定入射方向的聲波,這是產(chǎn)生差異的主要原因.即使兩者均可以產(chǎn)生良好的降噪效果,在禁帶設計時也應以構造完全禁帶為主,使其覆蓋主要的噪聲頻段,而方向帶隙作為輔助.同時對比實驗一與實驗二的結果可知,在不同聲源入射角度下.間隔測點的存在同樣會使2次結果產(chǎn)生差異,與3.2.1節(jié)結果相類似.

3.2.3 測點位置的影響 不同接收位置處所測降噪效果分布如圖13所示,從整體效果來看,無論帶隙內(nèi)外,聲屏障后的聲場分布都不均勻,特別是同一水平高度下,降噪效果最大差值為11.7dB(A);對比M2/5/8與m2/5/8的降噪效果可知,測點位于散射體后時結果增大0.3～7.9dB(A),特別是在帶隙范圍內(nèi),差值會進一步增大1.5～7.2dB(A).聲子晶體聲屏障作為不連續(xù)結構,散射體的周期間隔排布會造成背后聲場分布不均,因此在測量其降噪效果時,應充分考慮散射體間隔處的影響,增加測點的數(shù)目綜合兩者結果或許是有效的方法,實驗結果可以為此類新型聲學結構測量規(guī)范的制定提供一定參考.

圖12 聲源入射角度的影響

45、90代表入射角度

圖13 不同測點位置的影響

M1～9代表實驗一,m1～9代表實驗二

3.2.4 與其他聲屏障的降噪性能對比 為方便現(xiàn)有聲屏障間效果的對比,沿用規(guī)范[29-30]下第一次實驗結果,其他種類聲屏障包括鋁合金聲屏障、水泥混凝土聲屏障與Bragg散射型聲子晶體聲屏障[6,21],聲屏障高度均為3m,鋁合金、水泥混凝土聲屏障厚度均為0.15m,而Bragg散射型采用三排布置總厚度為0.6m,對比結果如圖14所示,在500～1000Hz禁帶范圍內(nèi),沙漏型較常用鋁合金、水泥混凝土聲屏障降噪效果提升0.9～6.1dB(A),較以往設計的基于Bragg散射的聲子晶體聲屏障降噪效果提升3.5～14.0dB (A);帶隙范圍外,沙漏型降噪效果不及常用的鋁合金、水泥混凝土聲屏障;需要說明的是沙漏型在1250Hz時并沒有展現(xiàn)出局部峰值,與圖8中的預測峰有所差異,這可能是由于腔體加工尺寸的誤差所導致;至于1600～2000Hz時降噪效果有限,可以歸因于方向禁帶的控制范圍受限且測量結果采用的是陣列平均值,由圖13可知在1600Hz時最大插入損失也能達到10.1dB(A).

圖14 與其他聲屏障降噪效果的對比

沙漏型聲子晶體作為具有帶隙特征的人工周期結構,可以通過設計禁帶有效提升目標頻段內(nèi)降噪效果,禁帶的可設計性強,可以針對不同對象進行調整,特別是對于中低頻噪聲,提升效果最為明顯, 更具有針對性,而鋁合金、水泥混凝土作為傳統(tǒng)遵循質量定律的材料,隔聲效果隨頻率的升高而逐漸增強,對高頻噪聲控制效果優(yōu)異,對于中低頻噪聲控制效果有限,這一定程度上造成了性能的冗余,材料、成本的浪費.值得一提的是,在現(xiàn)今的環(huán)保要求下巖棉已不可再作為吸聲填充材料,因此需要大量更換,聲子晶體聲屏障為交通噪聲控制提供了新的選擇.

依靠單一機理的聲子晶體聲屏障稱為一代,結合多種降噪機理的稱為二代,不同機理控制不同的頻帶,實現(xiàn)可調諧是二代的基本特征[29],在提升降噪效果的同時也有效減少了聲屏障厚度,雖然二代聲屏障相較于一代、傳統(tǒng)聲屏障性能上有了一定提高,但是構成必要周期仍需要一定數(shù)量的散射體,相應的在成本造價上也會有所增加.目前,已經(jīng)有將高速公路改擴建工程中產(chǎn)生的廢舊鋼立柱用于搭建聲子晶體聲屏障的相應探索[24],廢舊材料的回收利用可能會有效解決聲子晶體聲屏障材料成本高的問題,隨著性能、材料問題的逐一解決,聲子晶體聲屏障在未來將具有廣闊的應用前景.

綜上所述,沙漏型聲子晶體可被用于交通噪聲的防控,為聲屏障的革新提供了新的思路、方案,具有良好的應用前景.聲子晶體聲屏障作為新型聲屏障尚未被列入聲屏障的分類與測試規(guī)范,隨著相關標準[32]的制定,實驗結果將為此類新型聲學結構的測試標準制定提供參考.

4 結論

4.1 優(yōu)化后的禁帶覆蓋率,沙漏型(89.8%)>錐型(82.7%)>直線型(55.8%),且傳輸損失曲線均與能帶結構吻合良好,噪聲特征頻段內(nèi)均起到良好的降噪效果;結合腔體共振可以有效增大禁帶控制范圍并增強降噪效果,通過改變腔深、側壁角度與頸口深度可以對禁帶起到有效的調控作用.

4.2 對于沙漏型聲子晶體聲屏障,增加散射體排數(shù)可以有效提高其帶隙內(nèi)降噪效果0.9～3.5dB(A);聲子晶體聲屏障降噪效果分布不均,特別是在散射體間隔處差異可達0.3～7.9dB(A),在帶隙范圍內(nèi)差異會進一步增大1.5～7.2dB(A),因此測量時需考慮間隔處的影響,可增加測點數(shù)目.

4.3 在500～1000Hz禁帶范圍內(nèi),沙漏型聲子晶體聲屏障相較于鋁合金、水泥混凝土聲屏障與Bragg散射型降噪效果提升0.9～14dB(A).

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Design and experimental research of sonic crystal noise barrier with resonance mechanism.

QIN Xiao-chun1*, NI An-chen1, CHEN Zheng-hao1, MA Bao-long2, MENG Fan-tong1

(1.School of Civil Engineering, Beijing Jiaotong University, Beijing 100044, China；2.Beijing Expressway Traffic Engineering Co., Ltd, Beijing 100000, China)., 2022,42(1)：474～482

In order to reduce the tire-road noise, this study optimized the band structure of the three cavity forms based on the U-shaped model. A “broadband and multi-band” hourglass sonic crystal was designed, then a new type of noise barrier was established and tested for noise reduction performance. The results showed that for the noise characteristic frequency band coverage, hourglass>taper in>straight, and the band gap range can be effectively adjusted by changing the cavity size. For the noise reduction performance of sonic crystal noise barrier, Bragg scattering and cavity resonance effect were coupled and the number of rows can be increased to improve the noise reduction effect in the band gap by 0.9～3.5dB(A). As a discontinuous periodic structure, the noise reduction effect after the barrier was unevenly distributed, especially between the scatters, therefore, when measuring, the number of measuring points should be increased and the influence of the interval should be considered. Compared with the traditional noise barrier and the Bragg-type sonic crystal noise barrier, the noise reduction effect of hourglass type was improved by 0.9～14dB(A) in the 500～1000Hz target frequency band gap.

traffic noise；sonic crystal；noise barrier；band structure

X707

A

1000-6923(2022)01-0474-09

秦曉春(1982-),女,內(nèi)蒙古包頭人,教授,博士,主要從事交通環(huán)保與景觀、綠色可持續(xù)交通等方面的研究工作.發(fā)表論文40篇.

2021-05-14

中央高?；究蒲袠I(yè)務專項資金(2019JBM407);國家自然科學基金資助項目(51873089)

* 責任作者, 教授, xcqin@bjtu.edu.cn