轨道交通地下站台低频结构噪声预测及其传播特性研究

曾钦娥， 高 亮， 侯博文， 马超智

(北京交通大学 土木建筑工程学院，北京 100044)

随着城市轨道交通的快速建设，其发展方向正在从“拼速度、比规模”转向“高质量发展”的新阶段，车站作为轨道交通的重要节点，人们对其声学环境的要求日益提高。列车进、出站过程中，会引起站台噪声的显著增大。高噪声环境不仅会引起乘客及工作人员的烦躁、胸闷等症状，同时也会降低站台广播系统的语音清晰度[1]，对乘客及地铁工作人员产生恶劣影响。

目前，对于地下站台噪声的研究主要分为理论研究及现场试验两方面。理论研究方面，早期Kang[2]建立了车站小比例物理模型，分析了频率为500 Hz的单声源作用下站台内声压级分布、传播衰减规律及吸声材料的吸声性能，Sü等[3]基于声学分析软件ODEON，以经验公式法计算的列车通过噪声作为声源，对站台噪声分布进行了预测。现场试验方面，较多的研究[4-7]针对不同站台的噪声展开了现场测试和评价工作，主要集中于分析车站地理位置、站台型式等因素对站台噪声的影响。针对站台噪声取得了丰富的实测数据，但对站内噪声的频谱分布特性分析较少，理论研究中也主要关注于中高频噪声在站台内的分布与传播特性，针对站台内低频噪声的研究相对较少。扈慧娜等[8]通过分析站桥一体式车站的噪声特性，发现列车通过时站厅层噪声在低频范围50 Hz～125 Hz内显著增大，乘客不适感显著增强。地下站台一般为大型框架结构，列车进、出站台时，振动经由轨道直接传递至车站结构，必然会引起结构振动并辐射噪声，而且地下站台为空间相对封闭环境，强烈的低频结构噪声易引起人们胸闷、神经紧张、心跳过速、加强结构振感等症状[9]。因此，有必要对地下站台空间内低频结构噪声的产生机理及传播特性进行研究。

本文首先基于现场实测数据分析地下站台内低频结构噪声的频谱特性，在此基础上，建立地下站台结构振动辐射噪声有限元模型，通过车辆-轨道耦合动力学模型获取轨道扣件荷载，以此作为模型激励求解站台结构振动响应，进一步以站台结构振动响应为声场模型边界输入，对站台低频结构辐射噪声进行分析。最后，从站台空腔的声学模态角度分析低频结构噪声在站台空间内的传播特性。

1 基于现场测试的站台噪声频谱特征分析

1.1 轨道交通典型车站站台噪声测试方法

为分析轨道交通典型车站站台的噪声频谱特性，对站台噪声开展了现场测试，测试站台为我国某典型地下岛式站台，站台区域内长×宽×高为120 m×15 m×3 m，站台横断面图如图1(a)所示，车站为框架结构，站台空间内主要由两个电扶梯、柱子及两端为卫生间及设备间组成，站台平面布局如图1(b)所示。列车为B型车6节编组，进、出站运行速度为0～60 km/h，供电方式为直流750 V第三轨供电，轨道结构为整体道床。

图1 站台结构示意图

噪声测点布置于站台三个位置，如图1(b)所示，其中测点A,C位于站台两端，列车通过时速度较高，产生的噪声显著，该位置处可采集列车进站或出站过程的完整噪声；测点B位于站台中部，列车通过速度较小，相对站台两端，产生的噪声较小。根据标准GB 14227—2006中对站台内测点的布置要求，为减少四周壁面反射作用的影响，声压传感器布置高度距离地面为1.6 m，距离屏蔽门2 m，纵向距离如图1(b)所示，声压传感器麦克风朝向列车运行方向。振动测点布置于噪声测点对应的地面位置处，测点名称分别为VA,VB,VC。

测试采用的数据采集分析仪为INV3062数据采集仪，声压传感器为INV9206型预极化自由场传声器，灵敏度为44.9 mV/Pa，振动加速度传感器采用941B拾振器，噪声采样频率为51.2 kHz，振动采样频率为2 048 Hz，测试前后采用声校准器对每个声压传感器进行了校准。

1.2 站台噪声频谱特性分析

截取近侧列车进站过程不同测点的噪声及振动时域数据进行1/3倍频程声压级分析，结果如图2所示，通过分析可以得出：

图2 列车进站时各测点的振动及噪声频率特性

(1)从图2(a)可以看出，列车进站时站台三个测点的声压级在1/3倍频程中心频率为25 Hz，63 Hz～80 Hz及 500 Hz～800 Hz内最为显著，并在5 000 Hz～6 300 Hz出现较小的峰值。对比列车停站时站台噪声1/3倍频程曲线，可以看出声压级在63 Hz～80 Hz及500 Hz～800 Hz内显著增大，增大值为10 dB～17 dB。根据声源叠加原理，当新增声源超过背景噪声10 dB以上时，背景噪声的贡献可忽略不计。因此，63 Hz～80 Hz及500 Hz～800 Hz频率范围内噪声的增量主要由列车轮轨相互作用产生。

对于63 Hz～80 Hz内的噪声，对比图2(b)中不同振动测点的加速度频率分布曲线，可发现，列车进站过程中，测点C和测点B的振动在63 Hz～80 Hz处出现了显著峰值，与噪声峰值频率一致，相对背景振动，在50 Hz～100 Hz内振动增量显著，而测点A的振动变化不明显，这主要是由于列车进站运行至测点A时，速度逐渐减小至停止，列车轮轨相互作用引起的振动较小。因此，可认为63 Hz～80 Hz内的噪声与站台结构振动存在直接关系。

对于500 Hz～800 Hz内的噪声，根据文献[10]城市轨道交通声辐射特性研究结果可知，列车低速运行过程中400 Hz～1 600 Hz内噪声主要成分为轮轨噪声。由此说明，站台内500 Hz～800 Hz内噪声增量来源于轮轨噪声。

对于其他频段范围内的噪声，其中，1/3倍频程中心频率为25 Hz处的声压级相比列车停站时并未显著增加，表明25 Hz的声源主要来自列车设备运行噪声；5 000 Hz～6 300 Hz高频噪声来源于列进站停车制动时轮轨相互摩擦产生显著的高频啸叫噪声。

(2)采用L计权时63 Hz～80 Hz内的声压级与500 Hz～800 Hz内轮轨噪声的声压级值大小相当，甚至超过轮轨噪声的声压级幅值，而采用A计权时，显著低估了低频噪声的作用，16 Hz～10 kHz内总声压级会被低估约6 dB左右。目前结构二次辐射噪声的计权方式尚未有定论[11]，因此除特别说明处，本文采用线性计权方式描述低频结构辐射噪声。

(3)进站过程中测点C的低频噪声明显大于A点的低频噪声，说明低频结构噪声受列车通过测点位置速度的影响，当进站速度较高时，轮轨相互作用力较强，引起站台结构振动较大，而当列车逐渐减速靠近列车出站端端部(测点A)时，其速度较低，引起的结构振动较小，其辐射噪声也相应较减小。

(4)图3所示为列车进站过程中测点C列车进站过程中1/3倍频程中心频率为63 Hz，80 Hz，630 Hz，800 Hz时域声压级曲线，可以看出，在列车通过时1/3倍频程中心频率为80 Hz的声压级值明显大于中心频率为630 Hz,800 Hz高频噪声，中心频率为80 Hz瞬时声压级最大值为85.5 dB，中心频率为630 Hz与800 Hz的最大声压级为78.8 dB。研究表明，强烈的低频声音对较高频范围内的声音具有显著的掩蔽作用[12]，其对站台噪声的影响同样不可忽视。

图3 不同中心频率下测点C的时域声压级曲线

综上所述，列车通过时产生的噪声除高频轮轨噪声及制动啸叫噪声比较突出外，低频结构噪声的影响同样不可忽视，且与列车通过时引起的结构振动密切相关，而在地下封闭空间内低频噪声极易形成明显的“嗡鸣声”，引起人们的不适，因此，本文对低频结构噪声产生机理及传播特性展开研究。

2 站台低频结构振动辐射噪声预测模型

列车进站过程为一个减速进站过程，其中在列车车头通过进站端的过程列车速度较快，引起的结构振动最明显，随后列车逐渐减速运行至出站端时，引起的结构振动明显减小。基于站内低频结构噪声与列车通过引起的站台结构振动密切相关，本文选择列车第1节车从进站开始至完全进入站台的过程进行站台结构振动辐射噪声分析。根据列车进站时前1节车厢第1、4轮对通过进站端加速度测点VC的峰值时间及B型车参数推算列车通过速度约为40 km/h。

站台结构振动是产生低频结构辐射噪声的源头，为揭示站台内的低频结构噪声的产生机理，将站台低频结构噪声的求解分为振动响应求解和站内振动辐射噪声计算两个部分。计算流程图如图4所示。由于空气密度较小，站台结构各部分的刚度均较大，结构与空气之间的耦合作用很小，基本可忽略不计。因此计算过程中将站台振动响应和声辐射分开求解。

图4 计算流程图

2.1 扣件荷载模拟

车辆轨道耦合模型包括了列车、轨道及下部基础，车辆系统考虑了车体、转向架及轮对三部分，各部分均考虑为刚体结构，采用弹簧-阻尼系统连接车轮-转向架(一系悬挂)和转向架-车体(二系悬挂)。轨道部分考虑了钢轨、扣件系统、和轨道板三部分，钢轨和轨道板分别采用梁单元和三维实体单元模拟，扣件系统采用弹簧-阻尼单元模拟，依据Hertz非线性接触连接车辆系统和轨道系统，建立车辆-轨道耦合动力学方程，求解轨道系统的动力响应。本文基于文献[13]所建立的VTFBSIM仿真平台，列车为B型车6节编组，钢轨采用60轨，轨道结构为整体道床，轨道结构参数如表 1所示。不平顺采用美国六级谱叠加日本Sato联合粗糙度谱，可考虑的波长范围为0.04 m～100 m，满足站内低频结构噪声20 Hz～200 Hz的频率分析需求，计算列车速度为40 km/h时的扣件荷载值，如图 5所示为扣件荷载的时域及频域曲线。

表1 轨道结构参数

图5 扣件荷载

2.2 站台结构振动计算模型

以车站设计图纸为基础，采用ANSYS建立站台结构有限元模型，模型包括轨行区、轨道板、站台、设备间、柱子、屏蔽门、扶梯等，各结构的材料参数如表2所示。屏蔽门、设备间墙体采用壳单元，其余结构均采用三维实体单元划分网格。网格单元尺寸以声学单元尺寸原则为基准，采用公式d=c/6f计算，其中，c为空气中的声速，取340 m/s，f为频率上限,本文关注的低频结构辐射噪声的频率范围为16 Hz～200 Hz，计算网格单元尺寸最大为0.28 m。

表2 站台结构模型参数

将车站站台层上部站厅结构质量及覆土厚度质量等量考虑为均布荷载，施加于柱子和侧墙顶部。站台两侧墙外施加黏弹性边界条件，忽略周围土体对振动响应的反射作用。站台底板下部添加2 m厚度的土体，土层下面施加黏弹性边界，忽略边界的反射作用。考虑到模型计算效率的同时保证模型的精度，取站台的1/2长度进行计算，截断边界处采用对称边界模拟。此外，考虑轨道板的边界效应，轨道板则分别向两侧延长30 m。如图 6所示为站台结构有限元模型。将所计算的扣件荷载以荷载列形式施加于模型扣件对应位置处，对应2股钢轨共施加100×2个扣件，以进站端端墙为0点坐标，荷载列施加范围为[-30 m,30 m]。

图6 站台结构有限元模型

2.3 站台结构振动辐射噪声分析模型

假设站台内部空气流体为均匀、非黏性及绝热状态的理想介质，频域上声波声压p的Helmholtz三维波动方程可表示为

(1)

(2)

采用声学有限元法可有效模拟声腔内的声场分布特性，将站台内部声学腔体按照一定的网格尺寸离散成若干个小声场，其有限元方程为

(3)

式中：Ma,Ca,Ka分别为空气的质量矩阵、阻尼矩阵和刚度矩阵;{pe}为节点声压向量；Fvi为声学激励边界。

对于以小振幅运动的不渗透边界表面，空气流体-结构的边界条件表示为

(4)

式中:vn(r)为站台结构界面的节点法向速度；Ωv为速度边界。

建立站内声场计算模型，选择距离端墙30 m范围内的声场范围进行低频结构噪声分析，如图6(a)所示A 区域内，忽略30 m外(B区域)结构振动对该范围辐射噪声的影响及声反射作用，截断边界处(A-B区域的交界面处)采用PML(perfectly matched layer)[15]完美匹配层，可有效的模拟吸收边界。地面、柱子、墙体的表面均为瓷砖，对于低频噪声的吸声性能可忽略不计，假设为全反射边界。

如图7(b)所示的站台结构-声学有限元模型。模型由站台结构、声-固耦合界面、站内气体空腔三部分组成，常温下20 ℃室内空气声速为340 m/s，密度为1.205 kg/m3，以2.1节计算得到的站台结构振动作为边界输入到噪声有限元模型中。

图7 站台结构振动辐射噪声有限元模型

3 预测结果分析

3.1 模型验证

站台内低频结构噪声的仿真结果与实测结果,如图 8所示，从图中可以看出，低频结构噪声的仿真结果与实测结果的声压级量级大小在63 Hz～125 Hz内基本一致，频谱特征趋势基本吻合，在50 Hz以下，实测结果明显大于仿真结果，这主要是由于实测结果中该频率范围内的噪声除低频结构噪声外还包含了列车进站过程中的其他噪声源，例如车辆设备噪声、乘客噪声及站内设备噪声。由于本文研究对象为低频结构振动辐射噪声，主要关注的频率范围为50 Hz～125 Hz。因此，可认为本文建立的振动辐射噪声有限元模型可有效模拟结构振动低频辐射噪声。

图8 站内噪声的实测与仿真结果验证

3.2 站台结构振动响应分析

为分析站台层不同边界面振动对站内结构噪声的影响，分别提取站台板、顶板、屏蔽门、设备间侧墙四个主要边界面的法向振动响应，提取位置点如图9所示，其中站台板及顶板处分别提取七个位置点，各位置点横向距列车运侧屏蔽门距离分别为2 m,4 m,6 m,8 m,10 m,12 m,14 m，纵向距端墙距离为10 m；屏蔽门取列车运行侧屏蔽门，共四个位置点，纵向距端墙距离分别为7 m,10 m,15 m,20 m，距离站台板高度为1.5 m；设备间侧墙位置点共三个，横向距列车运行侧屏蔽门距离分别为6 m,8 m,10 m。对各边界面不同位置的振动加速度级平均值进行分析，结果如图 10所示。

图9 仿真位置点示意图

图10 站台各位置处振动加速度级响应

由图 10可以看出，各边界面的振动加速度级随频率变化曲线基本相似，在中心频率为50 Hz～63 Hz内出现峰值，但各边界面的振动响应差异较大，站台结构各边界面振级大小关系为站台板>顶板>侧墙>屏蔽门，其中站台板的法向振动最显著，振动加速度级平均值为91.5 dB，而屏蔽门的法向振动显著小于其他边界面的振动，法向加速度级平均值仅为51.2 dB。

进一步对单一边界面振动作用下站台内的声压级进行分析，分别以单一边界面作为声-固耦合输入，以站台板为例，将站台板边界面作为声-固耦合输入，其他边界面的外轮廓交界面则设置为全反射，此时计算得到的辐射声场即为站台板在站台内的辐射噪声，其它各边界面的辐射噪声计算方法与之类似。

比较不同边界面作用下位置点1的总声压级，如表3所示。从表中可以看出，站台板边界面振动响应最大，且其声辐射有效表面积相比其他界面大，其辐射声压级最大，顶板次之，屏蔽门最小。

表3 不同边界面辐射声压级

3.3 站台低频结构噪声分布特性

对站台不同位置处的低频结构噪声进行分析，提取点平面位置与图 9所示位置一致，垂向距离地面高度为1.6 m。各位置点处的低频结构噪声1/3倍频图，如图 11所示，从图中可以看出，各位置点随频率变化的趋势基本一致，峰值出现在1/3倍频程中心频率为63 Hz和80 Hz处，最大声压级约为75.3 dB。但是，不同位置点在各中心频率处的声压级存在显著的波动性，尤其是80 Hz以上，声压级大小差异达到10 dB～20 dB。且随着位置点距离屏蔽门距离的增大，声压级大小的变化无明显规律。

进一步提取站台空间内不同横断面上各位置点的总声压级进行分析，横断面分别距端墙距离为7 m,10 m,15 m,20 m，结果图 12所示，各位置处的声压级大小波动变化，其声压级在68.6 dB～80.4 dB，波动范围为12 dB。这是由于站台空间四周边界面的反射作用，声音在站台声腔内形成驻波形态，在半波长位置处出现明显的波峰及波腹，根据声音波长与频率的关系，频率为50 Hz～200 Hz的波长为6.8 m～1.7 m，半波长为0.85 m～3.4 m，波峰及波腹分布于站台不同位置，从而部分位置的低频结构噪声明显较大。因此，即使单侧列车进(出)站，两侧候车乘客均会受到低频噪声的烦恼。

图11 各位置点低频结构噪声

图12 各位置低频结构噪声总声压级

4 站台低频结构噪声空间传播特性

4.1 声腔模态频率分析

站台屏蔽门与墙体将站台空间形成一个相对封闭的空间，低频在封闭空间内的传播表现出明显的驻波特性，在站台横向、纵向、垂向不同位置处形成显著的波峰和波谷，形成声腔固有模态，当外界声源激励频率与站台声腔模态频率一致时，会造成噪声显著增大。

根据实际站台空间结构布局，建立长×宽×高为120 m×15 m×3 m的站台声学空腔有限元模型，空腔内设置空气声学介质参数，网格尺寸为0.2 m，模型如图13所示。

图13 站台内部声学空腔有限元模型

为分析站台声学空腔的固有频率，在站台空间内放置一功率随频率变化的稳态点声源，声源位置和响应点平面位置如图 7(a)所示，声源及响应点均距地面高1.6 m，三个不同位置的声压频率响应如图14所示，从图中可以看出，随着频率的变化，站台空间内存在多个共振峰，且共振峰较为密集，但仍可以看出在23 Hz,60 Hz～70 Hz,80 Hz～90 Hz处存在明显的共振峰。其中，60 Hz～70 Hz,80 Hz～90 Hz共振频率与站台低频结构振动频率50 Hz～80 Hz在同一频率范围，会造成站台低频结构噪声的显著增大。

图14 H=3 m站内空间声压频率响应

进一步对站内声学空腔展开声学模态分析，如图15(a)、图15(b)为23 Hz附近的两个典型模态形式，主要为横向1阶模态叠加高价的纵向模态，图15(c)、图15(d)所示为在60 Hz～70 Hz和80 Hz～90 Hz内两个典型模态形式，主要为垂向1阶模态叠加高阶横向模态及纵向模态。根据空间声学的波动理论，声腔共振频率主要由空间尺寸决定[16]，60 Hz～70 Hz，80 Hz～90 Hz的敏感共振频带主要受站台高度尺寸的影响。

图15 站台空腔声学模态分析

4.2 站台高度对声腔模态频率的影响

实际站台声学空腔的高度随结构设计、站内装修、吊顶安装等变化，根据对站台结构的调研，站台净空典型高度为H=4.65 m和H=3 m。因此，进一步对高度H=4.65 m的站台声腔频率响应进行分析，结果如图 16所示，可以看出，主共振频率在23 Hz,37 Hz及50 Hz附近，其中，23 Hz处共振频率与H=3 m的声腔共振频率一致，主要为横向1阶模态作用，37 Hz～50 Hz主要由垂向1阶模态叠加多阶横向模态和纵向模态组成，相比H=3 m，其频率向低频范围移动。

图16 H=4.65 m站台空间声压频率响应

对净高为4.65 m的站台内低频结构噪声进行分析，结果如图17所示。从图中可以看出，H=4.65 m时站台内的噪声在50 Hz以下显著大于H=3 m的站台，而50 Hz以上声压级则明显小于站台H=3 m的声压级，H=4.65 m,H=3 m的峰值声压级分别为68.8 dB和74.6 dB，增大高度后峰值声压级减小了约5.8 dB。

图17 不同高度下站台内低频结构噪声

综上分析，当站台空腔的敏感频带与车辆-轨道耦合作用引起的结构振动频率50 Hz～80 Hz一致时，站内容易形成声学共振，显著增大低频结构噪声，通过改变站台声学空间的高度，使其敏感共振频率向低频移动，可有效改善站内低频噪声环境。同时，也可通过改善站台垂向边界的声学空腔的边界条件，改变站台声学空腔的驻波特性，也对改善站内低频噪声环境有一定效果，但由于低频结构噪声的主要原因为车辆-轨道耦合振动引起的结构振动，因此，减小传递至站台结构的振动才能从根本上解决站内低频噪声问题。

5 结 论

本文以某典型地下岛式站台结构为例，对站台内低频结构噪声展开了现场试验分析和数值仿真，通过对车辆-轨道-站台大系统振动响应的求解，以此作为站台低频结构噪声模型的输入，计算列车进站过程中站内结构辐射噪声，通过对比试验结果与仿真结果，验证了的模型的可靠性，分析了站内低频结构噪声的空间声场分布，主要得出以下结论：

(1)列车进站过程中，地下站台内的噪声在50 Hz～80 Hz内显著增大，最大声压级达到85.5 dB，与站台内结构振动的主频范围一致，主要为站台结构振动辐射噪声。

(2)列车荷载作用下，站台空间内各边界面的法向振动加速度大小关系为站台板>顶板>侧墙>屏蔽门，站台内结构噪声主要来源于站台板的结构振动。

(3)受站台封闭声学空腔驻波特性的影响，模型分析区域内站台各位置处的低频结构噪声差异显著，声压级大小在68.6 dB～80.4 dB，波动范围达12 dB，与距轨道中心线的距离无关，因此，在典型岛式站台上，即使单侧列车通过时，两侧的候车乘客均能感受到较大的低频结构噪声。

(4)50 Hz～80 Hz内的声学空腔共振敏感频率主要受站台声场空间高度的影响，当站台声腔高度为3 m时，其一阶垂向声腔共振敏感频率与结构振动频率一致，显著放大了低频结构噪声，增大站台净高度可将声学空腔共振敏感频率向低频移动，有效改善低频结构噪声的影响。