曲線段浮置板軌道橫向特征對車內噪聲影響分析

高曉剛，張震遠，周 建，王安斌，鞠龍華

（1.上海工程技術大學城市軌道交通學院，上海 201620；2.青島地鐵集團有限公司運營分公司，山東青島 266000）

在城市線網規劃設計中為了照顧客流走廊，繞避嚴重不良地質地段、文物古跡、高層建筑、地下管線，減少工程投資等而采用曲線軌道，雖然曲線軌道能夠最大限度地滿足城市既有布局對線路平面的布置要求，但是當列車通過該地段時車內噪聲明顯增大，顯著影響乘客的舒適性。此外與大鐵線路不同，地鐵穿越市中心，對環境保護的要求較高，因此在敏感曲線段采用了大量的減振軌道結構。隨著減振型軌道結構在地鐵線路上的廣泛應用，研究發現，經過不同道床結構路段的地鐵車輛的振動以及車內噪聲響應也存在明顯差異。

隨著地鐵的快速發展，車內噪聲問題受到廣泛關注，國內外學者對地鐵列車噪聲問題進行了廣泛、深入的研究。于不同道床結構對車內噪聲產生的影響，農興中等[1]通過車內噪聲測試指出了列車通過不同道床結構時車內噪聲級差異以及車內噪聲分布特點，特別指出高檔浮置板道床車內A 計權聲壓級實測高達81.6 dB。夏放等[2]通過研究指出減振軌道結構可能是導致車內振動與噪聲異常的一個重要因素。高曉剛等[3]綜合研究結果發現雙層非線性減振扣件相較于其他兩種扣件軌道結構型式特別在400 Hz～630 Hz 頻段范圍對鋼軌的橫向振動有更好的抑制作用。梁笑娟等[4]對不同地鐵線路噪聲進行了調查，發現地鐵噪聲與線路環境、乘客數量和車體結構等關系密切。陳俊豪等[5]測試了不同速度下地鐵車內噪聲，得到隨著列車運行速度從60 km/h、70 km/h、80 km/h 逐步增加，噪聲在500 Hz～800 Hz 處中高頻成分突出。陳卓[6]研究指出鋼軌波長0.025 6 m～0.051 2 m 波磨是地鐵車內噪聲超標的主要原因，通過對鋼軌進行打磨，車內前中后測點聲壓級明顯降低。王劉翀等[7]為探究曲線地段鋼彈簧浮置板軌道結構振動特性分別在鋼彈簧浮置板軌道和普通道床曲線地段進行現場測試，得到浮置板軌道系統中隧道壁的橫向振動加速度級比垂向大6 dB；劉富[8]采用有限元法建立了大坡道及小半徑曲線地段的長枕埋入式軌道和浮置板軌道結構模型，研究結果表明：列車通過曲線時易引起浮置板向外軌方向發生橫向位移和傾斜，嚴重時將影響行車安全。韓藝翚等[9]分別對圓形盾構隧道直線段和曲線段的鋼彈簧浮置板道床以及對應的普通整體式道床進行現場測試，得到直線段和曲線段鋼彈簧浮置板軌道的顯著減振頻率范圍分布為25 Hz～200 Hz和40 Hz～200 Hz，但均在6.3 Hz～16 Hz 表現出振動放大現象。李響等[10]利用車輛和軌道的動力學模型對鋼彈簧浮置板線路出現振動噪聲加劇及鋼軌異常波磨現象開展機理研究，認為輪軌間橫向滑動造成的鋼軌磨耗和軌道結構的垂向振動可能是造成曲線鋼軌波磨的主要原因。

以上分析可知，影響車內噪聲的因素很多，包括車輛的密封性、軌道結構剛度、輪軌動態激勵及鋼軌波磨等，但是上述研究并沒有從同一維度下列車行車速度、軌道結構剛度與鋼軌病害等一一對應關系的角度闡述車內噪聲問題產生和異常原因，原因或許在于獲取參數之間存在滯后或車輛錯位現象。本文以列車通過曲線段浮置板軌道結構橫向響應、鋼軌粗糙度與車內噪聲等實測“三維一體”為研究方法，重點挖掘同一時刻同一輛車下浮置板道床橫向頻響、鋼軌粗糙度與車內噪聲的頻響對應特征，采用時域和頻域上雙定量，準確定位浮置板道床橫向頻響特性對車內噪聲的影響，得到影響車內噪聲的機理規律。

1 曲線段浮置板軌道特性

1.1 浮置板結構介紹

采用鋼彈簧浮置板道床是一種高性能的減振降噪措施，其隔振原理是在道床板和軌道基礎之間加入了固有頻率較低的質量-彈簧單元，用以隔離輪軌動態激勵作用力向軌道基礎及隧道壁的傳遞，其隔振量可達15 dB～25 dB，為目前所有軌道交通隔振措施中效果最好。

浮置板隔振系統最簡單的模型被視為單自由度質量-彈簧系統，其固有頻率為f0，鋼彈簧浮置板的隔振頻率在6 Hz～12 Hz。如圖1 所示。根據隔振理論可知，浮置板隔振系統在1.41f0以上頻段才具有隔振效果。

圖1 鋼彈簧浮置板結構組成及原理

鋼彈簧浮置板道床單質量單自由度振型系統方程：

對應的固有頻率為：

1.2 浮置板軌道的橫向振動模型

在地鐵線路的曲線處，由于輪軌接觸下曲線離心力作用，對于輕型或中量級浮置板結構其轉動慣量比較小，容易引起軌道結構出現大的橫向位移，嚴重時造成列車運行安全性問題。曲線段時浮置板軌道的振動模型主要包含鋼軌、扣件、浮置板系統及道床基礎。軌道動力學中鋼軌經常優先被簡化為無限長Euler-Bernoulli 梁；扣件簡化為帶阻尼的線性彈簧，其橫向剛度為kp，損耗因子為cp，扭轉剛度為kt，損耗因子為ct；鋼彈簧浮置板同樣被簡化為帶結構阻尼的線性彈簧，其橫向剛度為kbl，橫向損耗因子為cbl，垂向剛度為kbv，垂向損耗因子為cbv，彈性支撐與軌道基礎之間為固定約束[11]，如圖2所示。

圖2 浮置板軌道橫向振動模型

2 曲線段浮置板軌道結構動態特征

2.1 曲線段浮置板道床鋼軌的振動測試

本次軌道頻響測試是在國內某地鐵公司正常行車時以下隧道內輪軌耦合激勵為對象進行的，且研究線路區段線路鋼軌存在的不平順特性，分別測試了鋼軌、道床及隧道壁等部位的垂向和橫向的振動，并在測試當晚利用波磨儀對鋼軌磨耗特征進行評估。隧道內測試截面參數如表1，現場鋼軌垂橫向、道床的垂橫向傳感器布置如圖3所示。

表1 國內某地鐵測試截面參數

圖3 隧道內曲線段浮置板道床的振動測試

列車正常行駛下，此區間鋼彈簧浮置板道床的軌道結構振動時域響應結果如圖4（a）所示，列車通過此區間測試截面的時間約為10 s，由于鋼軌的不平順導致的沖擊振動峰值最大為24.4 g；測試得到曲線段鋼彈簧浮置板道床鋼軌的橫向振動時域及振動速度級1/3 倍頻程頻譜圖如圖4（b）所示。從頻譜圖中看出，曲線段高低軌的橫向頻響基本吻合，且鋼軌峰值的頻率都主要集中在500 Hz，影響頻段體現出寬頻特性，約為400 Hz～630 Hz。

圖4 測試截面的鋼軌時域及1/3倍頻程圖

2.2 曲線段浮置板道床的鋼軌波磨

在列車運營情況下，若已知運行速度時，波浪磨耗的激勵頻率可用式（3）計算：

式中：fc是波浪磨耗的激勵頻率，v是列車運行速度，λ是波浪磨耗的波長。計算得到的頻率值通?？捎脕肀嬲J軌道鋼軌有波浪磨耗的輪軌作用產生振動和噪聲的主要振源。此外，BS_EN ⅠSO 3095：2005 標準在其《附錄A：鋼軌表面短波不平順測量技術要求》中規范了鋼軌表面短波不平順的間接以及直接測量方法，使用鋼軌表面短波不平順譜值Lr作為波磨的評價指標[12]，并采用1/3倍頻程譜圖的形式表達鋼軌波磨程度，對鋼軌的不平順度值和頻率特性進行評價[13]。

式中：Lr為鋼軌表面不平順譜值，dB；

r0為鋼軌表面短波不平順參考值，取值1 μm；

rrms為鋼軌表面波磨幅值有效值，μm。

圖5 展示了某地鐵曲線段低軌的鋼軌波磨現狀，鋼軌表面有周期性磨耗的光帶。

圖5 曲線段浮置板道床鋼軌波磨

圖6 粗糙度中可以得到，鋼軌波磨出現超限最大的波長為31.5 mm。

圖6 鋼軌線性粗糙度

3 車內噪聲與鋼軌粗糙度分析

3.1 車內噪聲的測試分析

為研究造成車內噪聲超標主要頻響特征，對地鐵上行線21 個區間的車內噪聲進行全線測試。車廂內布置麥克風一個，振動傳感器二個，如圖7所示。

圖7 車廂內噪聲測試

圖8為某地鐵上行線21個區間的車內噪聲A聲級變化圖。

圖8 某線內上行區間車內噪聲

從圖8 可以得到，通過三次全線的測試的平均值，按照現行列車車廂內噪聲標準全線三個區間超過了83 dB，分析主要原因三個區間基本為曲線浮置板地段，特別是E11 區間的線路半徑更是在350 m。因此，針對此問題，對E11小半徑曲線段的浮置板道床曲線段進行局部細化測試，測量從列車開始啟動到制動時停止，共計約106 s，從圖9中可以看出在列車行駛的48 s～60 s出現了噪聲凸顯峰值段，顯著噪聲段持續時間為12 s，且瞬時最大噪聲值達到98.5 dB（A）。

圖9 某區間上行車內噪聲A聲級隨時間變化圖

為了研究噪聲顯著段的頻譜特性，對圖9 的噪聲顯著段進行了傅里葉變換分析，結果如圖10 所示，發現噪聲顯著區段對應的主要峰值頻率為500 Hz，主要影響頻段為400 Hz～630 Hz。

圖10 國內某地鐵區間車內噪聲顯著區段頻譜圖

3.2 車內噪聲與鋼軌磨耗特性對比分析

為研究此地鐵車廂噪聲顯著區段對應的軌道不平順情況，對此線路為350 m 小半徑曲線浮置板軌道結構的不平順歷程圖進行了現場調查，圖11為此區間上行鋼軌波磨位移隨里程圖。

圖11 國內某區間上行鋼軌波磨位移隨里程圖

從圖11可得到，小半徑曲線段鋼軌磨耗及測試里程剛好對應上述第三節車廂內噪聲聲壓級顯著區間試驗，顯著里程轉換成時間剛好為12 s。

圖6 給出了右軌峰值所對應的主波長為31.5 mm，體現為短波磨特性，粗糙度約為20 dB。由公式（3）計算出的A 計權頻譜圖得到31.5 mm 中心短波長主峰值頻率為500 Hz，影響頻段為400 Hz～630 Hz，如圖12所示。

圖12 鋼軌1/3倍頻程A計權譜圖

4 結 語

本文以國內某地鐵小半徑曲線段浮置板軌道結構為研究對象，通過隧道內的現場測試得到了鋼軌、道床橫向頻響特征及鋼軌的磨耗激勵特征，并深入剖析了曲線段浮置板軌道結構橫向特征對車內噪聲的影響機理。

（1）曲線段鋼軌波磨和浮置板軌道響應特性

曲線段浮置板軌道鋼軌的橫向頻譜響應特性主要峰值頻率為500 Hz，而實測鋼軌波磨波長為31.5 mm，在列車行車速度為60 km/h的條件下，波磨產生頻率也約為500 Hz，可以認為列車與軌道接觸時，輪軌耦合波磨激勵作用頻率與軌道的響應頻率基本吻合，因此加大了輪軌振動幅值，這便是曲線段車內噪聲異常超標的原因之一。

（2）曲線段鋼軌磨耗與車內噪聲特性相關性分析的結果顯示列車經過此地鐵小半徑曲線區間時在48 s～60 s時間段中車內噪聲異常增大，且軌道粗糙度同樣區間11.57 km～11.73 km 里程內鋼軌波磨異常增大，兩者這段恰能相互對應，由此得出結論為車廂內噪聲異常增大是由于列車通過此研究曲線段的鋼軌波磨地段所致，且此段異常噪聲的主要峰值頻率主要集中在400 Hz～630 Hz。

（3）降低車內噪聲的措施

鑒于研究線路區間車內噪聲異常超標現象與線路31.5 mm 短波波磨頻譜存在一一對應關系，要降低車內噪聲并達到國家標準要求以下，車廂噪聲400 Hz ～630 Hz 影響頻段是主要因素。建議以定期打磨鋼軌作為改善的主要措施，鋼軌打磨不僅可以有效解決車內噪聲異常增大現象，打磨后軌道結構振動也得以大幅度下降，但是打磨未能徹底消除鋼軌400 Hz～630 Hz 頻帶的中高頻振動，安裝300 Hz～800 Hz 的鋼軌諧振式調頻阻尼器進行吸振降噪處理可作為輔助的改善手段。