Effect of web hole on vibration and noise of rail transit box girder
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摘要: 实测了城市轨道交通简支箱梁各板件的振动与近场噪声, 结合板件声辐射理论研究了箱梁结构振动辐射噪声和箱梁振动的关系; 基于箱梁结构噪声易产生绕射的低频特性, 计算了矩形混凝土板件在不同开孔工况下辐射的结构噪声变化情况; 在考虑箱梁腹板开孔的基础上建立了车辆-轨道-箱梁耦合有限元模型和箱梁振动-结构噪声有限元-无限元模型, 分析了箱梁腹板开孔前后各板件的振动和结构辐射噪声变化情况。研究结果表明: 箱梁板件声辐射效率随频率的增加并不呈现线性关系, 箱梁各板件近场低频(低于250 Hz) 辐射噪声与结构振动加速度级也并非简单的线性关系, 箱梁辐射噪声由箱梁振动和箱梁各板件声辐射效率共同决定; 对于两端简支的开孔板件, 在开孔率基本一致(0.4%左右) 的情况下, 开孔直径越小, 板件振动辐射噪声声压级越小; 采用有限元-无限元方法模拟箱梁近场低频结构噪声, 既能解决单独采用有限元法时声场边界反射的影响, 也避免了采用有限元-边界元方法时多软件交叉使用的不便; 腹板开孔虽然增加了箱梁板件在某些频率(100~125 Hz) 处的振动响应, 但由于箱梁内、外部声场连通, 使得声短路效应增加, 降低了板件的声辐射效率和相应频段的噪声; 腹板开孔后在1~250 Hz频段内顶板、底板和腹板附近的总声压级分别降低了9.43、2.74和1.63 dB, 从而使箱梁结构噪声得到了控制。Abstract: The vibration and near field noise of each plate of a simply-supported box girder in the urban rail transit were measured, and the relationship between the vibration radiation noise of box girder structure and the box girder vibration was studied by combining with the acoustic radiation theory of plate. Based on the low-frequency characteristics of easily generating diffraction of box girder structure noise, the structure noise change situations of rectangular concrete plates under different opening conditions were calculated. On the basis of considering the web holes of box girder, the vehicle-track-box girder coupled finite element model and the box girder vibration-structure noise finite element-infinite element model were built. The vibration and structure radiation noise change situations of each plate before and after the opening of box girder web were analyzed. Research result shows that the acoustic radiation efficiency of box girder plate does not show a linear relationship with the increase of frequency. The near field low-frequency (less than 250 Hz) radiation noise of each box girder plate is not a simple linear relationship with the structure vibration acceleration level. The noise radiated by the box girder is determined by the vibration of box girder and the acoustic radiation efficiency of each box girder plate together. For an opening plate simply supported at both ends, when the opening ratio is basically the same (about 0.4%), the smaller the diameter of opening hole, the smaller the sound pressure level of plate vibration radiation noise is. Using the finite element-infinite element method to simulate the near field low-frequency noise of box girder structure can solve the influence of sound field boundary when using the finite element method only, and can avoid the inconvenience caused by the cross-use of multi-software in the finite element-boundary element method. Although the web hole increases the vibration response of box girder plate at some frequencies (100-125 Hz), the acoustic radiation efficiency of plate and the noise in corresponding frequency band range reduces, due to the connection of inside and external sound fields of box girder increasing the acoustic short circuit effect. After the opening of web, the total sound pressure levels near the top plate, bottom plate and web plate in the frequency band of 1-250 Hz reduce by 9.43, 2.74 and 1.63 dB, respectively. Thus, the box girder structure noise is controlled.
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0. 引言
随着国家“西部大开发”的顺利实施，大量工程建设项目产生了数量庞大的黄土工程边坡，而黄土边坡坡面容易发生浅层病害。对此，国内外学者针对坡面防护进行了大量研究[1-5]。纤维加筋改性土护坡技术因可显著提高土体的强度和延展性[6-11]，且具有环境影响小、造价低廉、施工方便的优势而受到广泛关注。
纤维加筋的效果主要受纤维本身特性(包括纤维类型、含量、长度、长宽比等)及土质(包括颗粒大小、形状、级配、土体密度等[12-14])的影响。Chauhan等[15]发现椰丝纤维加筋土的强度随纤维含量的增加而增加，当纤维含量超过1%后，抗压强度反而降低，而抗拉强度随纤维含量的增加而继续增加；Prabakar等[16]发现纤维加筋土的抗剪强度随纤维含量和长度的增加而增加，当含量超过0.75%，长度大于20 mm后，强度开始降低；杨继位等[17]通过抗压强度试验确定了麦秸秆加筋滨海盐渍土的最优加筋含量和加筋长度；雷胜友等[18]通过压缩试验确定了不同压实度下麻丝纤维加筋膨胀土的最优加筋率，分析了不同压实度对纤维加筋效果的影响；唐朝生等[19-20]研究了聚丙烯纤维加筋软土的临界长度及纤维加筋土强度随含砂量的变化规律。
上述研究大都以砂土、软土、膨胀土和盐渍土为加筋对象，对纤维加筋黄土的研究较少，且多以室内试验为主，缺乏现场检验，存在一定的局限性。鉴于此，本文将适量聚丙烯纤维掺入黄土，采用直剪试验和崩解试验研究纤维含量、纤维长度及含水率对加筋黄土抗剪强度和崩解特性的影响规律，获得加筋黄土的最佳配比，并以此开展现场测试，为聚丙烯纤维加筋黄土坡面防护推广打下基础。
1. 试样制备与试验方法
1.1 试样材料选取
试验采用的黄土取自甘肃宁县早胜镇早胜塬边的马兰黄土，取样深度为1.5~3.0 m。采用激光粒度分析仪对试验土样进行颗粒分析，结果如图 1所示。依据《公路土工试验规程》(JTG E40—2007)测得试验土样的基本物理力学性质，如表 1所示，结果表明：该土样干密度较小，孔隙比大，黏粒含量少，为典型的结构疏松、孔隙发育的粉黄土。试验采用的聚丙烯纤维物理力学参数如表 2所示。
表 1 黄土的物理力学指标Table 1. Physical-mechanical parameters of loess参数 天然含水率/% 干密度/(g·cm-3) 孔隙比 液限/% 塑限/% 最大干密度/(g·cm-3) 最优含水率/% 数值 14 1.41 0.897 25.3 16.2 1.72 14.5 表 2 聚丙烯纤维的物理力学指标Table 2. Physical-mechanical parameters of PP fiber类型 密度/(g·cm-3) 直径/mm 抗拉强度/MPa 弹性模量/MPa 拉伸极限/% 熔点/℃ 燃点/℃ 束状单丝 0.91 0.048 > 358 > 3 500 17 > 165 > 590 1.2 试样制备
将黄土自然风干碾碎，过2 mm筛子备用。试验中的纤维含量参考文献[1]、[2]和[21]，按纤维与干土质量比选取4种含量，即0.1%、0.3%、0.5%和0.7%。试验中纤维长度选取4种常见规格，即6、9、15、19 mm。在确定纤维最优配比后，选取8种含水率，即11.5%、13.0%、14.5%、16.0%、18.0%、20.0%、23.0%和饱和含水率，研究含水率对加筋黄土的影响规律。
试样制备过程：按最优含水率14.5%将风干土配制成素黄土，并进行闷料；闷料24 h后将不同纤维配比的纤维与素黄土混合，并快速搅拌均匀；采用自制环刀制样器按干密度1.6 g·cm-3进行压样，其中，直剪试样高为20 mm，直径为61.8 mm，崩解试样高为50 mm，直径为61.8 mm。采用最优纤维配比按上述过程配制不同含水率的试样。
1.3 试验方法
1.3.1 直剪试验
直剪试验采用的仪器为ZJ型应变控制式四联剪直剪仪，采用快剪试验，围压依次取50、100、150、200 kPa。直剪试验步骤参照《公路土工试验规程》(JTG E40—2007)进行。
1.3.2 崩解试验
崩解试验是一种将土体置于静水中湿化崩解的试验，通过测定土体在静水中的崩解速率，判断土体在静水作用下的稳定性[22-23]，土体崩解速率越大，土体的抗水蚀分散性能越弱，土体受水侵蚀和潜蚀作用也就越严重[24-31]。
试验采用自制崩解仪，具体见图 2。该仪器为有机玻璃制成，由内筒和外筒2部分组成，内筒为浮筒，其底部挂有一个10 cm×10 cm的铁丝网，网孔尺寸为5 mm×5 mm；外筒直径为15 cm，用于装水，外筒内壁有刻度标线，最小精度为毫米，同时外筒上连有注水管和溢水管，用于试验过程中保持筒内水位稳定。
崩解试验步骤：通过注水管向崩解仪外筒内注水至溢水孔位置；将装有试样的内筒放入外筒内，开动秒表，测记浮筒指针读数，读数时间间隔初设为10 s，后可根据试样崩解情况适当缩短或延长；试验过程中注意保持水位的稳定，不断向外筒内加水，并记录试样的崩解情况，当试样崩解完全或崩解稳定后停止试验。需要注明的是，纤维的随机分布会导致试样出现差异，为了消除这种差异的影响，应在相同试验条件下进行3组平行试验，最后取平均值。
2. 试验结果分析
2.1 聚丙烯纤维加筋黄土的抗剪强度特性
表 3为不同纤维配比的聚丙烯纤维加筋黄土抗剪强度指标，整体来看：聚丙烯纤维明显提高了土体的抗剪强度，相比于素黄土，当纤维含量为0.3%，纤维长度为15 mm时，加筋黄土的黏聚力最大，达到了91.1 kPa，提升了113.8%；当纤维含量为0.7%，纤维长度为6 mm时，加筋黄土的内摩擦角最大，达到了34.9°，提升了23.3%。可见，考虑聚丙烯纤维加筋黄土抗剪强度的最佳纤维含量为0.3%，最佳纤维长度为15 mm。
表 3 不同纤维配比的聚丙烯纤维加筋黄土抗剪强度指标Table 3. Shear strength indexes of PP fiber-reinforced loess with different fiber mixing ratios纤维长度/mm 纤维含量/% 黏聚力/kPa 内摩擦角/(°) 0 0.0 42.60 28.30 6 0.1 48.41 30.10 0.3 76.03 32.10 0.5 72.50 34.20 0.7 57.70 34.90 9 0.1 53.40 30.20 0.3 77.10 31.10 0.5 73.12 33.70 0.7 61.98 34.50 15 0.1 60.32 30.62 0.3 91.10 31.90 0.5 85.60 32.76 0.7 71.20 33.60 19 0.1 63.61 30.50 0.3 89.91 31.60 0.5 79.41 32.90 0.7 72.38 33.24 2.1.1 纤维含量对聚丙烯纤维加筋黄土抗剪强度的影响
聚丙烯纤维加筋黄土的抗剪强度指标随纤维含量的变化曲线见图 3，可以发现：随着纤维含量的增加，加筋黄土的黏聚力呈先增大后减小的变化趋势，而内摩擦角呈持续增大的趋势，且变化幅度在4.7°以内。
图 3 聚丙烯纤维加筋黄土抗剪强度指标随纤维含量的变化曲线Figure 3. Variation curves of shear strength indexes of PP fiber-reinforced loess with fiber contents出现上述现象主要是由于聚丙烯纤维的加筋作用是通过自身优良的抗拉、抗拔性能阻碍或延缓土体的剪切破坏。当纤维含量增加时，剪切面附近的纤维逐渐增加，更多的纤维将发挥其抗拉、抗拔性能，土体强度逐渐提高，但当纤维含量较大时，容易在土体内部集聚成团，且纤维含量越多，成团越明显，如图 4所示。一方面，缺少土体的包裹作用，使得聚集成团的纤维无法完全发挥其抗拉性能，导致黏聚力降低；另一方面，在土体剪切过程中，成团的纤维之间存在摩擦作用，使得土体内摩擦角进一步增加。
图 4 不同纤维含量的聚丙烯纤维加筋黄土剪切破坏面Figure 4. Shear failure surfaces of PP fiber-reinforced loess with different fiber contents2.1.2 纤维长度对聚丙烯纤维加筋黄土抗剪强度的影响
聚丙烯纤维加筋黄土抗剪强度指标随纤维长度的变化曲线见图 5，可以发现：聚丙烯纤维加筋黄土的黏聚力随纤维长度的增长而增加，当纤维长度增加到15 mm后，黏聚力增幅较小或有所下降，纤维长度为15 mm时聚丙烯纤维加筋黄土黏聚力相对纤维长度为6 mm平均增加了约20%；内摩擦角受纤维长度的影响较小，变化幅度在1.66°以内，当纤维含量大于0.3%时，内摩擦角随着纤维长度的增加而减小，且纤维含量越大，这种减小的趋势越明显。分析原因，主要是由于相同纤维含量下，纤维长度的增加意味着纤维数量的减少，则纤维在土中分散的可能性增大，与土体紧密结合的纤维数量更多，纤维的抗拔性能整体得到提高；同时单根纤维的长度越长，其与土体的接触面积越大，与土体的咬合摩擦作用越强，界面强度越高，土体在剪切过程中越能发挥纤维的抗拉性能[32-33]。
图 5 聚丙烯加筋黄土抗剪强度指标随纤维长度的变化曲线Figure 5. Variation curves of shear strength indexes of PP fiber-reinforced loess with fiber lengths不同纤维长度聚丙烯纤维加筋黄土的剪切破坏面如图 6所示，可以发现：当纤维较短时，试样表面出现许多微小空洞，而当纤维较长时，纤维并未拉出，且长纤维存在严重的拉伸变形现象，说明在剪切过程中长纤维能充分发挥其抗拉性能，有效阻碍或延缓土体的剪切破坏，则土体的黏聚力更高；此外，纤维越短，纤维数量越多，越容易在土中集聚成团，在土体剪切过程中，密集纤维之间有一定的摩擦作用，从而能在一定程度上提高土体的摩擦强度，但这种情况只有在纤维含量较大时才会出现，因为纤维含量较小时，纤维在土中分散更均匀，不容易聚集成团。
图 6 不同纤维长度的聚丙烯纤维加筋黄土的剪切破坏面Figure 6. Shear failure surfaces of PP fiber-reinforced loess with different fiber lengths2.1.3 含水率对聚丙烯纤维加筋黄土抗剪强度的影响
在最佳纤维配比条件下，针对不同含水率的聚丙烯纤维加筋黄土开展强度试验，得到了聚丙烯纤维加筋黄土抗剪强度指标随含水率的变化规律，如图 7所示，可以发现：随着含水率的增加，聚丙烯纤维加筋黄土的抗剪强度逐渐减小；以含水率18%为界限，当含水率小于18%时，含水率对聚丙烯纤维加筋黄土抗剪强度的影响显著，其黏聚力和内摩擦角均显著下降，当含水率大于18%时，聚丙烯纤维加筋黄土的抗剪强度逐渐趋于稳定。分析原因，是因为纤维在土体中的抗拔性能主要可分为纤维本身的抗拉强度及纤维与土体之间的界面强度，后者除了受纤维有效接触面积、土中黏粒含量及胶结物质等因素影响外，与正应力、土体含水率等因素十分相关[32]；当含水率较低时，土颗粒与纤维之间的黏结作用和摩擦作用强，纤维不容易被拔出，纤维的抗拉性能得到更好的发挥，使得土体更难被剪切破坏；当含水率较高时，土颗粒之间的自由水分多，水化膜厚，水分在土颗粒之间及土颗粒与纤维之间发生润滑作用，使得它们之间的界面强度降低，土体容易剪切破坏，则其抗剪强度参数较低。
图 7 聚丙烯纤维加筋黄土抗剪强度指标随含水率的变化曲线Figure 7. Variation curves of shear strength indexes of PP fiber-reinforced loess with water contents在考虑聚丙烯纤维加筋黄土抗剪强度的最佳纤维配比下，通过拟合聚丙烯纤维加筋黄土抗剪强度指标随含水率的变化关系曲线，发现采用三次多项式函数和Logistic函数的拟合效果较好，相关系数可分别达到0.97和0.98，则聚丙烯纤维加筋黄土的抗剪强度指标与含水率的关系为
c=256.8−10.91w−0.22w2+0.01w3 (1) φ=16.74+21.051+(w/15.88)8.86 (2) 式中：c、φ和w分别为聚丙烯纤维加筋黄土的黏聚力、内摩擦角和含水率。
2.2 聚丙烯纤维加筋黄土的崩解特性
2.2.1 崩解过程描述
图 8为聚丙烯纤维加筋黄土崩解过程：试样表面细小黄土颗粒剥落溶于水中，并伴有少量气泡出现(图 8(a))；随着水分不断进入，试样外表层土体出现裂缝，土体开始成片塌落(图 8(b))；当外层土体塌落完后，内层土体开始加速塌落崩解(图 8(c))；随着土体逐渐崩落，纤维外露，试样中剩余土体呈锥状堆置在网板上，土样崩解逐渐稳定(图 8(d))。整个崩解时间在8~10 min内。
2.2.2 崩解曲线
本文用崩解比率Dt来表示土体的崩解量，崩解比率表示经过时间t试样崩解体积与原体积的比值，具体计算公式为
Dt=πr2(Ht−H0)150 (3) 式中：r为浮筒半径，取2.5 cm；Ht为t时刻对应的指针读数；H0为指针初始读数。
图 9为聚丙烯纤维加筋黄土的典型崩解曲线，可以发现：聚丙烯纤维加筋黄土的崩解曲线大致可以分成0a、ab和bc段，0a段反映了聚丙烯纤维加筋黄土试样浸水后，表层细小黄土颗粒遇水剥落，试样整体较为完整，崩解速率逐渐变大；ab段为试样土体破裂、塌落、崩解的过程，崩解速率较为均匀稳定；bc段则反映试样塌落崩解完成，土体逐渐堆落在网板上，只剩周围少量土颗粒继续散落溶于水中，崩解速率逐渐减小。
图 9 聚丙烯纤维加筋黄土的崩解曲线(纤维长度为15 mm)Figure 9. Disintegration curves of PP fiber-reinforced loess (fiber length is 15 mm)选取崩解曲线中ab段的平均斜率来表示聚丙烯纤维加筋黄土的崩解速率V，其计算公式为
V=150(Db−Da)Tb−Ta (4) 式中：Db和Da分别为崩解曲线上b、a点对应的崩解比率；Tb和Ta分别为崩解曲线上b、a点对应的时间。
2.2.3 纤维含量对聚丙烯纤维加筋黄土崩解速率的影响
素黄土的崩解速率为1.6 cm3·s-1。聚丙烯纤维加筋黄土的崩解速率随纤维含量的变化曲线如图 10所示，可以发现：聚丙烯纤维加筋黄土的崩解速率为0.2~0.4 cm3·s-1，相对于素黄土而言，其崩解速率显著降低；随着纤维含量的增加，聚丙烯纤维加筋黄土的崩解速率呈先减小后增加的变化趋势。
图 10 聚丙烯纤维加筋黄土的崩解速率随纤维含量的变化曲线Figure 10. Variation curves of disintegration rate of PP fiber-reinforced loess with fiber contents分析原因，这是因为随着纤维含量的增加，纤维之间更容易产生咬合作用；此外，纤维加筋类似植物根系加筋，纤维在土体孔隙中的穿插可以减小水分侵入土体内部时的孔隙气压[34]，延缓了土体结构的破坏，从而降低了崩解速率；当纤维含量较大时，纤维集聚成团，咬合作用反而有所降低，遇水更容易脱落，无法更好地延缓水中土体的开裂崩落。从聚丙烯纤维加筋黄土耐崩解性考虑，0.5%的纤维含量最佳，0.3%的纤维含量次之，当纤维长度为19 mm时，两者的崩解速率仅相差约5%。
2.2.4 纤维长度对聚丙烯纤维加筋黄土崩解速率的影响
图 11为聚丙烯纤维加筋黄土的崩解速率随纤维长度的变化曲线，可以发现：聚丙烯纤维加筋黄土的崩解速率整体随纤维长度的增加逐渐降低，整体降幅相对较小，约为13.1%，但对于0.1%纤维含量的聚丙烯纤维加筋黄土来说，其崩解速率随纤维长度的增加呈先减小后增加的趋势。
图 11 聚丙烯纤维加筋黄土的崩解速率随纤维长度的变化曲线Figure 11. Variation curves of disintegration rate of PP fiber-reinforced loess with fiber lengths分析认为，这可能是因为纤维含量较低时，纤维长度越长，纤维数量越少，纤维分散程度大，纤维之间无法产生有效的咬合作用，使得崩解速率有所增加；而对于高纤维含量的加筋黄土而言，纤维分布均匀，此时单根纤维长度越长，纤维与土的咬合摩擦作用越强，作用范围越广，进而延缓了水中土体的开裂，导致崩解速率有所降低。总体而言，纤维长度越长，崩解速率越小，从聚丙烯纤维加筋黄土的耐崩解性考虑，19 mm的纤维长度最佳，15 mm的纤维长度次之，但两者崩解速率仅相差约3%。
2.2.5 含水率对聚丙烯纤维加筋黄土崩解速率的影响
土体初始含水率是土体耐崩解性的影响因素[23]，因此，在考虑聚丙烯纤维加筋黄土耐崩解性的最佳纤维配比下，针对不同含水率的加筋黄土开展崩解试验，得到了聚丙烯纤维加筋黄土的崩解速率随含水率的变化曲线，如图 12所示，可以发现：聚丙烯纤维加筋黄土的崩解速率随含水率的增加逐渐减小并趋于稳定，这与李家春等[23, 35]等关于重塑黄土、花岗岩残积重塑土的研究结果相似，但加筋黄土的崩解速率整体降低幅度相对较小。
图 12 聚丙烯纤维加筋黄土的崩解速率随含水率的变化Figure 12. Variation of disintegration rate of PP fiber-reinforced loess with water contents分析认为：一方面，初始含水率的提高能够降低土体孔隙中的空气含量，使得水分侵入时，土体结构受到的孔隙气压变小，土体崩解速率降低；另一方面，含水率的提高使得土颗粒之间及土颗粒与纤维之间的水膜厚度增加，产生一定的润滑作用，减弱了纤维的加筋效果。前者的影响明显更大，从而使得加筋黄土的崩解速率随含水率的增加而降低，但降低幅度较小。在考虑聚丙烯纤维加筋黄土耐崩解性的最佳纤维配比下，拟合聚丙烯纤维加筋黄土崩解速率随含水率的变化曲线，发现采用Logistic函数对其拟合效果很好，相关系数可达0.98，则聚丙烯纤维加筋黄土的崩解速率与含水率的关系为
V=0.236+0.0511+(w/14.77)8.25 (5) 3. 工程应用
选取试验取样点处的典型塬边黄土边坡检验聚丙烯纤维加筋黄土的护坡效果。其位于银百高速(G69)甜永段TYKZ3标古溢沟特大桥6号桥台南侧边坡，边坡坡高取3 m，横向宽度取2.5 m，坡比选用陇东黄土路堑边坡常见坡比1∶0.3，坡顶平台宽2.5 m。由第2节可知：从抗剪强度方面考虑，聚丙烯纤维加筋黄土的最佳纤维含量为0.3%，最佳纤维长度为15 mm；而从耐崩解性方面考虑，聚丙烯纤维加筋黄土的最佳纤维含量为0.5%，最佳纤维长度为19 mm。相比较而言，两者崩解速率的相对变化仅为3%~6%，明显小于其抗剪强度的相对变化，故现场聚丙烯纤维加筋黄土坡面防护试验采用最佳纤维含量0.3%和纤维长度15 mm。参考边坡喷播植草防护常用厚度，本次试验坡面防护层厚度取10 cm。
本次试验主要监测坡面可能出现的冲沟等病害的规模和侵蚀深度等边坡坡面侵蚀性状。为分析坡面在天然降雨条件下可能造成的局部冲沟等病害，在坡面上按横向间距为1 m、竖向间距为0.5 m的方式布设12根侵蚀针，如图 13所示，侵蚀针为长15 cm的钢钉，垂直于坡面打入坡体内部至侵蚀针头刚好与坡面齐平，雨后用钢尺记录侵蚀深度，并记录坡面侵蚀现象。
现场防护效果见图 14。经过近4个月的雨季现场观测，发现聚丙烯纤维加筋黄土边坡坡面基本没有发生坡面冲沟、脱落等侵蚀现象，各侵蚀针记录的侵蚀深度变化如图 15所示，可以发现：各点侵蚀深度均很小，平均约为3 mm，可见聚丙烯纤维加筋黄土坡面的抗冲刷能力很强。
4. 结语
(1) 聚丙烯纤维可有效提高黄土的抗剪强度及抗崩解特性，相比于素黄土，聚丙烯纤维加筋黄土的黏聚力最高提升113.8%，内摩擦角最高提升23.3%，崩解速率最高降低87.5%。
(2) 随着纤维含量和纤维长度的增长，聚丙烯纤维加筋黄土的黏聚力呈现出先增大后减少或先增大后缓慢增长的变化趋势。从抗剪切强度方面考虑，聚丙烯纤维加筋黄土的最佳纤维含量为0.3%，最佳纤维长度为15 mm。随着纤维含量和纤维长度的增长，聚丙烯纤维加筋黄土的崩解速率呈现出先减小后增加或持续减少的变化趋势。从耐崩解性方面考虑，聚丙烯纤维加筋黄土的最佳纤维含量为0.5%，最佳纤维长度为19 mm。相比较而言，两者崩解速率的相对变化明显小于其抗剪强度的相对变化，故确定聚丙烯纤维加筋黄土的最佳纤维含量为0.3%，最佳纤维长度为15 mm。
(3) 随着含水率的增加，聚丙烯纤维加筋黄土的黏聚力、内摩擦角及崩解速率均呈减小趋势，其变化符合三次多项式函数或Logistic函数关系。
(4) 现场测试边坡坡面的平均侵蚀深度约为3 mm，说明聚丙烯纤维加筋黄土的坡面防护效果明显，可以在公路黄土边坡坡面防护中推广使用。
(5) 本文未分析聚丙烯纤维加筋黄土的耐久性，考虑到黄土地区特殊的气候特征，后续可对此开展研究。
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图 6 不同开孔板件辐射声压级对比
Figure 6. Comparison of radiation sound pressure levels for different opening plates
图 7 板件开孔前后辐射声压对比
Figure 7. Comparison of radiation sound pressures before and after opening of plates
图 13 底板中点垂向振动加速度频谱
Figure 13. Vertical vibration acceleration spectrums of bottom plate midpoint
表 1 板件开孔参数
Table 1. Opening parameters of plates
开孔板编号 孔直径/m 孔间距/m 开孔率/% 1 0.2 2 0.37 2 0.3 5 0.36 3 0.4 7 0.42 
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表 2 连接单元参数
Table 2. Connection units parameters
部件 垂向刚度/ (N·m-1) 垂向阻尼/ (N·s·m-1) 扣件 5.00×107 1.00×104 箱梁支座 1.26×109 2.04×105
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表 3 开孔前后箱梁板件近场噪声声压级(1~250 Hz)
Table 3. Sound pressure levels of near field noise of box girder plates before and after opening (1-250 Hz) dB
部位 开孔前 开孔后 降低量 顶板 104.02 94.59 9.43 底板 99.11 96.37 2.74 腹板 97.71 96.08 1.63
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