軌道交通地下站臺低頻結構噪聲預測及其傳播特性研究

曾欽娥， 高 亮， 侯博文， 馬超智

(北京交通大學 土木建筑工程學院，北京 100044)

隨著城市軌道交通的快速建設，其發展方向正在從“拼速度、比規模”轉向“高質量發展”的新階段，車站作為軌道交通的重要節點，人們對其聲學環境的要求日益提高。列車進、出站過程中，會引起站臺噪聲的顯著增大。高噪聲環境不僅會引起乘客及工作人員的煩躁、胸悶等癥狀，同時也會降低站臺廣播系統的語音清晰度[1]，對乘客及地鐵工作人員產生惡劣影響。

目前，對于地下站臺噪聲的研究主要分為理論研究及現場試驗兩方面。理論研究方面，早期Kang[2]建立了車站小比例物理模型，分析了頻率為500 Hz的單聲源作用下站臺內聲壓級分布、傳播衰減規律及吸聲材料的吸聲性能，Sü等[3]基于聲學分析軟件ODEON，以經驗公式法計算的列車通過噪聲作為聲源，對站臺噪聲分布進行了預測。現場試驗方面，較多的研究[4-7]針對不同站臺的噪聲展開了現場測試和評價工作，主要集中于分析車站地理位置、站臺型式等因素對站臺噪聲的影響。針對站臺噪聲取得了豐富的實測數據，但對站內噪聲的頻譜分布特性分析較少，理論研究中也主要關注于中高頻噪聲在站臺內的分布與傳播特性，針對站臺內低頻噪聲的研究相對較少。扈慧娜等[8]通過分析站橋一體式車站的噪聲特性，發現列車通過時站廳層噪聲在低頻范圍50 Hz～125 Hz內顯著增大，乘客不適感顯著增強。地下站臺一般為大型框架結構，列車進、出站臺時，振動經由軌道直接傳遞至車站結構，必然會引起結構振動并輻射噪聲，而且地下站臺為空間相對封閉環境，強烈的低頻結構噪聲易引起人們胸悶、神經緊張、心跳過速、加強結構振感等癥狀[9]。因此，有必要對地下站臺空間內低頻結構噪聲的產生機理及傳播特性進行研究。

本文首先基于現場實測數據分析地下站臺內低頻結構噪聲的頻譜特性，在此基礎上，建立地下站臺結構振動輻射噪聲有限元模型，通過車輛-軌道耦合動力學模型獲取軌道扣件荷載，以此作為模型激勵求解站臺結構振動響應，進一步以站臺結構振動響應為聲場模型邊界輸入，對站臺低頻結構輻射噪聲進行分析。最后，從站臺空腔的聲學模態角度分析低頻結構噪聲在站臺空間內的傳播特性。

1 基于現場測試的站臺噪聲頻譜特征分析

1.1 軌道交通典型車站站臺噪聲測試方法

為分析軌道交通典型車站站臺的噪聲頻譜特性，對站臺噪聲開展了現場測試，測試站臺為我國某典型地下島式站臺，站臺區域內長×寬×高為120 m×15 m×3 m，站臺橫斷面圖如圖1(a)所示，車站為框架結構，站臺空間內主要由兩個電扶梯、柱子及兩端為衛生間及設備間組成，站臺平面布局如圖1(b)所示。列車為B型車6節編組，進、出站運行速度為0～60 km/h，供電方式為直流750 V第三軌供電，軌道結構為整體道床。

圖1 站臺結構示意圖

噪聲測點布置于站臺三個位置，如圖1(b)所示，其中測點A,C位于站臺兩端，列車通過時速度較高，產生的噪聲顯著，該位置處可采集列車進站或出站過程的完整噪聲；測點B位于站臺中部，列車通過速度較小，相對站臺兩端，產生的噪聲較小。根據標準GB 14227—2006中對站臺內測點的布置要求，為減少四周壁面反射作用的影響，聲壓傳感器布置高度距離地面為1.6 m，距離屏蔽門2 m，縱向距離如圖1(b)所示，聲壓傳感器麥克風朝向列車運行方向。振動測點布置于噪聲測點對應的地面位置處，測點名稱分別為VA,VB,VC。

測試采用的數據采集分析儀為INV3062數據采集儀，聲壓傳感器為INV9206型預極化自由場傳聲器，靈敏度為44.9 mV/Pa，振動加速度傳感器采用941B拾振器，噪聲采樣頻率為51.2 kHz，振動采樣頻率為2 048 Hz，測試前后采用聲校準器對每個聲壓傳感器進行了校準。

1.2 站臺噪聲頻譜特性分析

截取近側列車進站過程不同測點的噪聲及振動時域數據進行1/3倍頻程聲壓級分析，結果如圖2所示，通過分析可以得出：

圖2 列車進站時各測點的振動及噪聲頻率特性

(1)從圖2(a)可以看出，列車進站時站臺三個測點的聲壓級在1/3倍頻程中心頻率為25 Hz，63 Hz～80 Hz及 500 Hz～800 Hz內最為顯著，并在5 000 Hz～6 300 Hz出現較小的峰值。對比列車停站時站臺噪聲1/3倍頻程曲線，可以看出聲壓級在63 Hz～80 Hz及500 Hz～800 Hz內顯著增大，增大值為10 dB～17 dB。根據聲源疊加原理，當新增聲源超過背景噪聲10 dB以上時，背景噪聲的貢獻可忽略不計。因此，63 Hz～80 Hz及500 Hz～800 Hz頻率范圍內噪聲的增量主要由列車輪軌相互作用產生。

對于63 Hz～80 Hz內的噪聲，對比圖2(b)中不同振動測點的加速度頻率分布曲線，可發現，列車進站過程中，測點C和測點B的振動在63 Hz～80 Hz處出現了顯著峰值，與噪聲峰值頻率一致，相對背景振動，在50 Hz～100 Hz內振動增量顯著，而測點A的振動變化不明顯，這主要是由于列車進站運行至測點A時，速度逐漸減小至停止，列車輪軌相互作用引起的振動較小。因此，可認為63 Hz～80 Hz內的噪聲與站臺結構振動存在直接關系。

對于500 Hz～800 Hz內的噪聲，根據文獻[10]城市軌道交通聲輻射特性研究結果可知，列車低速運行過程中400 Hz～1 600 Hz內噪聲主要成分為輪軌噪聲。由此說明，站臺內500 Hz～800 Hz內噪聲增量來源于輪軌噪聲。

對于其他頻段范圍內的噪聲，其中，1/3倍頻程中心頻率為25 Hz處的聲壓級相比列車停站時并未顯著增加，表明25 Hz的聲源主要來自列車設備運行噪聲；5 000 Hz～6 300 Hz高頻噪聲來源于列進站停車制動時輪軌相互摩擦產生顯著的高頻嘯叫噪聲。

(2)采用L計權時63 Hz～80 Hz內的聲壓級與500 Hz～800 Hz內輪軌噪聲的聲壓級值大小相當，甚至超過輪軌噪聲的聲壓級幅值，而采用A計權時，顯著低估了低頻噪聲的作用，16 Hz～10 kHz內總聲壓級會被低估約6 dB左右。目前結構二次輻射噪聲的計權方式尚未有定論[11]，因此除特別說明處，本文采用線性計權方式描述低頻結構輻射噪聲。

(3)進站過程中測點C的低頻噪聲明顯大于A點的低頻噪聲，說明低頻結構噪聲受列車通過測點位置速度的影響，當進站速度較高時，輪軌相互作用力較強，引起站臺結構振動較大，而當列車逐漸減速靠近列車出站端端部(測點A)時，其速度較低，引起的結構振動較小，其輻射噪聲也相應較減小。

(4)圖3所示為列車進站過程中測點C列車進站過程中1/3倍頻程中心頻率為63 Hz，80 Hz，630 Hz，800 Hz時域聲壓級曲線，可以看出，在列車通過時1/3倍頻程中心頻率為80 Hz的聲壓級值明顯大于中心頻率為630 Hz,800 Hz高頻噪聲，中心頻率為80 Hz瞬時聲壓級最大值為85.5 dB，中心頻率為630 Hz與800 Hz的最大聲壓級為78.8 dB。研究表明，強烈的低頻聲音對較高頻范圍內的聲音具有顯著的掩蔽作用[12]，其對站臺噪聲的影響同樣不可忽視。

圖3 不同中心頻率下測點C的時域聲壓級曲線

綜上所述，列車通過時產生的噪聲除高頻輪軌噪聲及制動嘯叫噪聲比較突出外，低頻結構噪聲的影響同樣不可忽視，且與列車通過時引起的結構振動密切相關，而在地下封閉空間內低頻噪聲極易形成明顯的“嗡鳴聲”，引起人們的不適，因此，本文對低頻結構噪聲產生機理及傳播特性展開研究。

2 站臺低頻結構振動輻射噪聲預測模型

列車進站過程為一個減速進站過程，其中在列車車頭通過進站端的過程列車速度較快，引起的結構振動最明顯，隨后列車逐漸減速運行至出站端時，引起的結構振動明顯減小。基于站內低頻結構噪聲與列車通過引起的站臺結構振動密切相關，本文選擇列車第1節車從進站開始至完全進入站臺的過程進行站臺結構振動輻射噪聲分析。根據列車進站時前1節車廂第1、4輪對通過進站端加速度測點VC的峰值時間及B型車參數推算列車通過速度約為40 km/h。

站臺結構振動是產生低頻結構輻射噪聲的源頭，為揭示站臺內的低頻結構噪聲的產生機理，將站臺低頻結構噪聲的求解分為振動響應求解和站內振動輻射噪聲計算兩個部分。計算流程圖如圖4所示。由于空氣密度較小，站臺結構各部分的剛度均較大，結構與空氣之間的耦合作用很小，基本可忽略不計。因此計算過程中將站臺振動響應和聲輻射分開求解。

圖4 計算流程圖

2.1 扣件荷載模擬

車輛軌道耦合模型包括了列車、軌道及下部基礎，車輛系統考慮了車體、轉向架及輪對三部分，各部分均考慮為剛體結構，采用彈簧-阻尼系統連接車輪-轉向架(一系懸掛)和轉向架-車體(二系懸掛)。軌道部分考慮了鋼軌、扣件系統、和軌道板三部分，鋼軌和軌道板分別采用梁單元和三維實體單元模擬，扣件系統采用彈簧-阻尼單元模擬，依據Hertz非線性接觸連接車輛系統和軌道系統，建立車輛-軌道耦合動力學方程，求解軌道系統的動力響應。本文基于文獻[13]所建立的VTFBSIM仿真平臺，列車為B型車6節編組，鋼軌采用60軌，軌道結構為整體道床，軌道結構參數如表 1所示。不平順采用美國六級譜疊加日本Sato聯合粗糙度譜，可考慮的波長范圍為0.04 m～100 m，滿足站內低頻結構噪聲20 Hz～200 Hz的頻率分析需求，計算列車速度為40 km/h時的扣件荷載值，如圖 5所示為扣件荷載的時域及頻域曲線。

表1 軌道結構參數

圖5 扣件荷載

2.2 站臺結構振動計算模型

以車站設計圖紙為基礎，采用ANSYS建立站臺結構有限元模型，模型包括軌行區、軌道板、站臺、設備間、柱子、屏蔽門、扶梯等，各結構的材料參數如表2所示。屏蔽門、設備間墻體采用殼單元，其余結構均采用三維實體單元劃分網格。網格單元尺寸以聲學單元尺寸原則為基準，采用公式d=c/6f計算，其中，c為空氣中的聲速，取340 m/s，f為頻率上限,本文關注的低頻結構輻射噪聲的頻率范圍為16 Hz～200 Hz，計算網格單元尺寸最大為0.28 m。

表2 站臺結構模型參數

將車站站臺層上部站廳結構質量及覆土厚度質量等量考慮為均布荷載，施加于柱子和側墻頂部。站臺兩側墻外施加黏彈性邊界條件，忽略周圍土體對振動響應的反射作用。站臺底板下部添加2 m厚度的土體，土層下面施加黏彈性邊界，忽略邊界的反射作用。考慮到模型計算效率的同時保證模型的精度，取站臺的1/2長度進行計算，截斷邊界處采用對稱邊界模擬。此外，考慮軌道板的邊界效應，軌道板則分別向兩側延長30 m。如圖 6所示為站臺結構有限元模型。將所計算的扣件荷載以荷載列形式施加于模型扣件對應位置處，對應2股鋼軌共施加100×2個扣件，以進站端端墻為0點坐標，荷載列施加范圍為[-30 m,30 m]。

圖6 站臺結構有限元模型

2.3 站臺結構振動輻射噪聲分析模型

假設站臺內部空氣流體為均勻、非黏性及絕熱狀態的理想介質，頻域上聲波聲壓p的Helmholtz三維波動方程可表示為

(1)

(2)

采用聲學有限元法可有效模擬聲腔內的聲場分布特性，將站臺內部聲學腔體按照一定的網格尺寸離散成若干個小聲場，其有限元方程為

(3)

式中：Ma,Ca,Ka分別為空氣的質量矩陣、阻尼矩陣和剛度矩陣;{pe}為節點聲壓向量；Fvi為聲學激勵邊界。

對于以小振幅運動的不滲透邊界表面，空氣流體-結構的邊界條件表示為

(4)

式中:vn(r)為站臺結構界面的節點法向速度；Ωv為速度邊界。

建立站內聲場計算模型，選擇距離端墻30 m范圍內的聲場范圍進行低頻結構噪聲分析，如圖6(a)所示A 區域內，忽略30 m外(B區域)結構振動對該范圍輻射噪聲的影響及聲反射作用，截斷邊界處(A-B區域的交界面處)采用PML(perfectly matched layer)[15]完美匹配層，可有效的模擬吸收邊界。地面、柱子、墻體的表面均為瓷磚，對于低頻噪聲的吸聲性能可忽略不計，假設為全反射邊界。

如圖7(b)所示的站臺結構-聲學有限元模型。模型由站臺結構、聲-固耦合界面、站內氣體空腔三部分組成，常溫下20 ℃室內空氣聲速為340 m/s，密度為1.205 kg/m3，以2.1節計算得到的站臺結構振動作為邊界輸入到噪聲有限元模型中。

圖7 站臺結構振動輻射噪聲有限元模型

3 預測結果分析

3.1 模型驗證

站臺內低頻結構噪聲的仿真結果與實測結果,如圖 8所示，從圖中可以看出，低頻結構噪聲的仿真結果與實測結果的聲壓級量級大小在63 Hz～125 Hz內基本一致，頻譜特征趨勢基本吻合，在50 Hz以下，實測結果明顯大于仿真結果，這主要是由于實測結果中該頻率范圍內的噪聲除低頻結構噪聲外還包含了列車進站過程中的其他噪聲源，例如車輛設備噪聲、乘客噪聲及站內設備噪聲。由于本文研究對象為低頻結構振動輻射噪聲，主要關注的頻率范圍為50 Hz～125 Hz。因此，可認為本文建立的振動輻射噪聲有限元模型可有效模擬結構振動低頻輻射噪聲。

圖8 站內噪聲的實測與仿真結果驗證

3.2 站臺結構振動響應分析

為分析站臺層不同邊界面振動對站內結構噪聲的影響，分別提取站臺板、頂板、屏蔽門、設備間側墻四個主要邊界面的法向振動響應，提取位置點如圖9所示，其中站臺板及頂板處分別提取七個位置點，各位置點橫向距列車運側屏蔽門距離分別為2 m,4 m,6 m,8 m,10 m,12 m,14 m，縱向距端墻距離為10 m；屏蔽門取列車運行側屏蔽門，共四個位置點，縱向距端墻距離分別為7 m,10 m,15 m,20 m，距離站臺板高度為1.5 m；設備間側墻位置點共三個，橫向距列車運行側屏蔽門距離分別為6 m,8 m,10 m。對各邊界面不同位置的振動加速度級平均值進行分析，結果如圖 10所示。

圖9 仿真位置點示意圖

圖10 站臺各位置處振動加速度級響應

由圖 10可以看出，各邊界面的振動加速度級隨頻率變化曲線基本相似，在中心頻率為50 Hz～63 Hz內出現峰值，但各邊界面的振動響應差異較大，站臺結構各邊界面振級大小關系為站臺板>頂板>側墻>屏蔽門，其中站臺板的法向振動最顯著，振動加速度級平均值為91.5 dB，而屏蔽門的法向振動顯著小于其他邊界面的振動，法向加速度級平均值僅為51.2 dB。

進一步對單一邊界面振動作用下站臺內的聲壓級進行分析，分別以單一邊界面作為聲-固耦合輸入，以站臺板為例，將站臺板邊界面作為聲-固耦合輸入，其他邊界面的外輪廓交界面則設置為全反射，此時計算得到的輻射聲場即為站臺板在站臺內的輻射噪聲，其它各邊界面的輻射噪聲計算方法與之類似。

比較不同邊界面作用下位置點1的總聲壓級，如表3所示。從表中可以看出，站臺板邊界面振動響應最大，且其聲輻射有效表面積相比其他界面大，其輻射聲壓級最大，頂板次之，屏蔽門最小。

表3 不同邊界面輻射聲壓級

3.3 站臺低頻結構噪聲分布特性

對站臺不同位置處的低頻結構噪聲進行分析，提取點平面位置與圖 9所示位置一致，垂向距離地面高度為1.6 m。各位置點處的低頻結構噪聲1/3倍頻圖，如圖 11所示，從圖中可以看出，各位置點隨頻率變化的趨勢基本一致，峰值出現在1/3倍頻程中心頻率為63 Hz和80 Hz處，最大聲壓級約為75.3 dB。但是，不同位置點在各中心頻率處的聲壓級存在顯著的波動性，尤其是80 Hz以上，聲壓級大小差異達到10 dB～20 dB。且隨著位置點距離屏蔽門距離的增大，聲壓級大小的變化無明顯規律。

進一步提取站臺空間內不同橫斷面上各位置點的總聲壓級進行分析，橫斷面分別距端墻距離為7 m,10 m,15 m,20 m，結果圖 12所示，各位置處的聲壓級大小波動變化，其聲壓級在68.6 dB～80.4 dB，波動范圍為12 dB。這是由于站臺空間四周邊界面的反射作用，聲音在站臺聲腔內形成駐波形態，在半波長位置處出現明顯的波峰及波腹，根據聲音波長與頻率的關系，頻率為50 Hz～200 Hz的波長為6.8 m～1.7 m，半波長為0.85 m～3.4 m，波峰及波腹分布于站臺不同位置，從而部分位置的低頻結構噪聲明顯較大。因此，即使單側列車進(出)站，兩側候車乘客均會受到低頻噪聲的煩惱。

圖11 各位置點低頻結構噪聲

圖12 各位置低頻結構噪聲總聲壓級

4 站臺低頻結構噪聲空間傳播特性

4.1 聲腔模態頻率分析

站臺屏蔽門與墻體將站臺空間形成一個相對封閉的空間，低頻在封閉空間內的傳播表現出明顯的駐波特性，在站臺橫向、縱向、垂向不同位置處形成顯著的波峰和波谷，形成聲腔固有模態，當外界聲源激勵頻率與站臺聲腔模態頻率一致時，會造成噪聲顯著增大。

根據實際站臺空間結構布局，建立長×寬×高為120 m×15 m×3 m的站臺聲學空腔有限元模型，空腔內設置空氣聲學介質參數，網格尺寸為0.2 m，模型如圖13所示。

圖13 站臺內部聲學空腔有限元模型

為分析站臺聲學空腔的固有頻率，在站臺空間內放置一功率隨頻率變化的穩態點聲源，聲源位置和響應點平面位置如圖 7(a)所示，聲源及響應點均距地面高1.6 m，三個不同位置的聲壓頻率響應如圖14所示，從圖中可以看出，隨著頻率的變化，站臺空間內存在多個共振峰，且共振峰較為密集，但仍可以看出在23 Hz,60 Hz～70 Hz,80 Hz～90 Hz處存在明顯的共振峰。其中，60 Hz～70 Hz,80 Hz～90 Hz共振頻率與站臺低頻結構振動頻率50 Hz～80 Hz在同一頻率范圍，會造成站臺低頻結構噪聲的顯著增大。

圖14 H=3 m站內空間聲壓頻率響應

進一步對站內聲學空腔展開聲學模態分析，如圖15(a)、圖15(b)為23 Hz附近的兩個典型模態形式，主要為橫向1階模態疊加高價的縱向模態，圖15(c)、圖15(d)所示為在60 Hz～70 Hz和80 Hz～90 Hz內兩個典型模態形式，主要為垂向1階模態疊加高階橫向模態及縱向模態。根據空間聲學的波動理論，聲腔共振頻率主要由空間尺寸決定[16]，60 Hz～70 Hz，80 Hz～90 Hz的敏感共振頻帶主要受站臺高度尺寸的影響。

圖15 站臺空腔聲學模態分析

4.2 站臺高度對聲腔模態頻率的影響

實際站臺聲學空腔的高度隨結構設計、站內裝修、吊頂安裝等變化，根據對站臺結構的調研，站臺凈空典型高度為H=4.65 m和H=3 m。因此，進一步對高度H=4.65 m的站臺聲腔頻率響應進行分析，結果如圖 16所示，可以看出，主共振頻率在23 Hz,37 Hz及50 Hz附近，其中，23 Hz處共振頻率與H=3 m的聲腔共振頻率一致，主要為橫向1階模態作用，37 Hz～50 Hz主要由垂向1階模態疊加多階橫向模態和縱向模態組成，相比H=3 m，其頻率向低頻范圍移動。

圖16 H=4.65 m站臺空間聲壓頻率響應

對凈高為4.65 m的站臺內低頻結構噪聲進行分析，結果如圖17所示。從圖中可以看出，H=4.65 m時站臺內的噪聲在50 Hz以下顯著大于H=3 m的站臺，而50 Hz以上聲壓級則明顯小于站臺H=3 m的聲壓級，H=4.65 m,H=3 m的峰值聲壓級分別為68.8 dB和74.6 dB，增大高度后峰值聲壓級減小了約5.8 dB。

圖17 不同高度下站臺內低頻結構噪聲

綜上分析，當站臺空腔的敏感頻帶與車輛-軌道耦合作用引起的結構振動頻率50 Hz～80 Hz一致時，站內容易形成聲學共振，顯著增大低頻結構噪聲，通過改變站臺聲學空間的高度，使其敏感共振頻率向低頻移動，可有效改善站內低頻噪聲環境。同時，也可通過改善站臺垂向邊界的聲學空腔的邊界條件，改變站臺聲學空腔的駐波特性，也對改善站內低頻噪聲環境有一定效果，但由于低頻結構噪聲的主要原因為車輛-軌道耦合振動引起的結構振動，因此，減小傳遞至站臺結構的振動才能從根本上解決站內低頻噪聲問題。

5 結 論

本文以某典型地下島式站臺結構為例，對站臺內低頻結構噪聲展開了現場試驗分析和數值仿真，通過對車輛-軌道-站臺大系統振動響應的求解，以此作為站臺低頻結構噪聲模型的輸入，計算列車進站過程中站內結構輻射噪聲，通過對比試驗結果與仿真結果，驗證了的模型的可靠性，分析了站內低頻結構噪聲的空間聲場分布，主要得出以下結論：

(1)列車進站過程中，地下站臺內的噪聲在50 Hz～80 Hz內顯著增大，最大聲壓級達到85.5 dB，與站臺內結構振動的主頻范圍一致，主要為站臺結構振動輻射噪聲。

(2)列車荷載作用下，站臺空間內各邊界面的法向振動加速度大小關系為站臺板>頂板>側墻>屏蔽門，站臺內結構噪聲主要來源于站臺板的結構振動。

(3)受站臺封閉聲學空腔駐波特性的影響，模型分析區域內站臺各位置處的低頻結構噪聲差異顯著，聲壓級大小在68.6 dB～80.4 dB，波動范圍達12 dB，與距軌道中心線的距離無關，因此，在典型島式站臺上，即使單側列車通過時，兩側的候車乘客均能感受到較大的低頻結構噪聲。

(4)50 Hz～80 Hz內的聲學空腔共振敏感頻率主要受站臺聲場空間高度的影響，當站臺聲腔高度為3 m時，其一階垂向聲腔共振敏感頻率與結構振動頻率一致，顯著放大了低頻結構噪聲，增大站臺凈高度可將聲學空腔共振敏感頻率向低頻移動，有效改善低頻結構噪聲的影響。