軌道交通地下站臺低頻結(jié)構(gòu)噪聲預(yù)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(shè)，其發(fā)展方向正在從“拼速度、比規(guī)模”轉(zhuǎn)向“高質(zhì)量發(fā)展”的新階段，車站作為軌道交通的重要節(jié)點，人們對其聲學環(huán)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(huán)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(tǒng)的語音清晰度[1]，對乘客及地鐵工作人員產(chǎn)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(xiàn)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(nèi)聲壓級分布、傳播衰減規(guī)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(jīng)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(yù)測?，F(xiàn)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(xiàn)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(shù)據(jù)，但對站內(nèi)噪聲的頻譜分布特性分析較少，理論研究中也主要關(guān)注于中高頻噪聲在站臺內(nèi)的分布與傳播特性，針對站臺內(nèi)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(fā)現(xiàn)列車通過時站廳層噪聲在低頻范圍50 Hz～125 Hz內(nèi)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(jié)構(gòu)，列車進、出站臺時，振動經(jīng)由軌道直接傳遞至車站結(jié)構(gòu)，必然會引起結(jié)構(gòu)振動并輻射噪聲，而且地下站臺為空間相對封閉環(huán)境，強烈的低頻結(jié)構(gòu)噪聲易引起人們胸悶、神經(jīng)緊張、心跳過速、加強結(jié)構(gòu)振感等癥狀[9]。因此，有必要對地下站臺空間內(nèi)低頻結(jié)構(gòu)噪聲的產(chǎn)生機理及傳播特性進行研究。

本文首先基于現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)分析地下站臺內(nèi)低頻結(jié)構(gòu)噪聲的頻譜特性，在此基礎(chǔ)上，建立地下站臺結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)振動響應(yīng)，進一步以站臺結(jié)構(gòu)振動響應(yīng)為聲場模型邊界輸入，對站臺低頻結(jié)構(gòu)輻射噪聲進行分析。最后，從站臺空腔的聲學模態(tài)角度分析低頻結(jié)構(gòu)噪聲在站臺空間內(nèi)的傳播特性。

1 基于現(xiàn)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(xiàn)場測試，測試站臺為我國某典型地下島式站臺，站臺區(qū)域內(nèi)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(jié)構(gòu)，站臺空間內(nèi)主要由兩個電扶梯、柱子及兩端為衛(wèi)生間及設(shè)備間組成，站臺平面布局如圖1(b)所示。列車為B型車6節(jié)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(jié)構(gòu)為整體道床。

圖1 站臺結(jié)構(gòu)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(chǎn)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(chǎn)生的噪聲較小。根據(jù)標準GB 14227—2006中對站臺內(nèi)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(yīng)的地面位置處，測點名稱分別為VA,VB,VC。

測試采用的數(shù)據(jù)采集分析儀為INV3062數(shù)據(jù)采集儀，聲壓傳感器為INV9206型預(yù)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(cè)列車進站過程不同測點的噪聲及振動時域數(shù)據(jù)進行1/3倍頻程聲壓級分析，結(jié)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(nèi)最為顯著，并在5 000 Hz～6 300 Hz出現(xiàn)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(nèi)顯著增大，增大值為10 dB～17 dB。根據(jù)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(nèi)噪聲的增量主要由列車輪軌相互作用產(chǎn)生。

對于63 Hz～80 Hz內(nèi)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(fā)現(xiàn)，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(xiàn)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(nèi)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(nèi)的噪聲與站臺結(jié)構(gòu)振動存在直接關(guān)系。

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

對于其他頻段范圍內(nèi)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(shè)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(chǎn)生顯著的高頻嘯叫噪聲。

(2)采用L計權(quán)時63 Hz～80 Hz內(nèi)的聲壓級與500 Hz～800 Hz內(nèi)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(quán)時，顯著低估了低頻噪聲的作用，16 Hz～10 kHz內(nèi)總聲壓級會被低估約6 dB左右。目前結(jié)構(gòu)二次輻射噪聲的計權(quán)方式尚未有定論[11]，因此除特別說明處，本文采用線性計權(quán)方式描述低頻結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)振動較小，其輻射噪聲也相應(yīng)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(nèi)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(chǎn)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(jié)構(gòu)噪聲的影響同樣不可忽視，且與列車通過時引起的結(jié)構(gòu)振動密切相關(guān)，而在地下封閉空間內(nèi)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(jié)構(gòu)噪聲產(chǎn)生機理及傳播特性展開研究。

2 站臺低頻結(jié)構(gòu)振動輻射噪聲預(yù)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(jié)構(gòu)振動最明顯，隨后列車逐漸減速運行至出站端時，引起的結(jié)構(gòu)振動明顯減小。基于站內(nèi)低頻結(jié)構(gòu)噪聲與列車通過引起的站臺結(jié)構(gòu)振動密切相關(guān)，本文選擇列車第1節(jié)車從進站開始至完全進入站臺的過程進行站臺結(jié)構(gòu)振動輻射噪聲分析。根據(jù)列車進站時前1節(jié)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(shù)推算列車通過速度約為40 km/h。

站臺結(jié)構(gòu)振動是產(chǎn)生低頻結(jié)構(gòu)輻射噪聲的源頭，為揭示站臺內(nèi)的低頻結(jié)構(gòu)噪聲的產(chǎn)生機理，將站臺低頻結(jié)構(gòu)噪聲的求解分為振動響應(yīng)求解和站內(nèi)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(jié)構(gòu)各部分的剛度均較大，結(jié)構(gòu)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(yīng)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(chǔ)，車輛系統(tǒng)考慮了車體、轉(zhuǎn)向架及輪對三部分，各部分均考慮為剛體結(jié)構(gòu)，采用彈簧-阻尼系統(tǒng)連接車輪-轉(zhuǎn)向架(一系懸掛)和轉(zhuǎn)向架-車體(二系懸掛)。軌道部分考慮了鋼軌、扣件系統(tǒng)、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(tǒng)采用彈簧-阻尼單元模擬，依據(jù)Hertz非線性接觸連接車輛系統(tǒng)和軌道系統(tǒng)，建立車輛-軌道耦合動力學方程，求解軌道系統(tǒng)的動力響應(yīng)。本文基于文獻[13]所建立的VTFBSIM仿真平臺，列車為B型車6節(jié)編組，鋼軌采用60軌，軌道結(jié)構(gòu)為整體道床，軌道結(jié)構(gòu)參數(shù)如表 1所示。不平順采用美國六級譜疊加日本Sato聯(lián)合粗糙度譜，可考慮的波長范圍為0.04 m～100 m，滿足站內(nèi)低頻結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)參數(shù)

圖5 扣件荷載

2.2 站臺結(jié)構(gòu)振動計算模型

以車站設(shè)計圖紙為基礎(chǔ)，采用ANSYS建立站臺結(jié)構(gòu)有限元模型，模型包括軌行區(qū)、軌道板、站臺、設(shè)備間、柱子、屏蔽門、扶梯等，各結(jié)構(gòu)的材料參數(shù)如表2所示。屏蔽門、設(shè)備間墻體采用殼單元，其余結(jié)構(gòu)均采用三維實體單元劃分網(wǎng)格。網(wǎng)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(guān)注的低頻結(jié)構(gòu)輻射噪聲的頻率范圍為16 Hz～200 Hz，計算網(wǎng)格單元尺寸最大為0.28 m。

表2 站臺結(jié)構(gòu)模型參數(shù)

將車站站臺層上部站廳結(jié)構(gòu)質(zhì)量及覆土厚度質(zhì)量等量考慮為均布荷載，施加于柱子和側(cè)墻頂部。站臺兩側(cè)墻外施加黏彈性邊界條件，忽略周圍土體對振動響應(yīng)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?？紤]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(yīng)，軌道板則分別向兩側(cè)延長30 m。如圖 6所示為站臺結(jié)構(gòu)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(yīng)位置處，對應(yīng)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(jié)構(gòu)有限元模型

2.3 站臺結(jié)構(gòu)振動輻射噪聲分析模型

假設(shè)站臺內(nèi)部空氣流體為均勻、非黏性及絕熱狀態(tài)的理想介質(zhì)，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(nèi)的聲場分布特性，將站臺內(nèi)部聲學腔體按照一定的網(wǎng)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(zhì)量矩陣、阻尼矩陣和剛度矩陣;{pe}為節(jié)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(jié)構(gòu)的邊界條件表示為

(4)

式中:vn(r)為站臺結(jié)構(gòu)界面的節(jié)點法向速度；Ωv為速度邊界。

建立站內(nèi)聲場計算模型，選擇距離端墻30 m范圍內(nèi)的聲場范圍進行低頻結(jié)構(gòu)噪聲分析，如圖6(a)所示A 區(qū)域內(nèi)，忽略30 m外(B區(qū)域)結(jié)構(gòu)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(qū)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(shè)為全反射邊界。

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

圖7 站臺結(jié)構(gòu)振動輻射噪聲有限元模型

3 預(yù)測結(jié)果分析

3.1 模型驗證

站臺內(nèi)低頻結(jié)構(gòu)噪聲的仿真結(jié)果與實測結(jié)果,如圖 8所示，從圖中可以看出，低頻結(jié)構(gòu)噪聲的仿真結(jié)果與實測結(jié)果的聲壓級量級大小在63 Hz～125 Hz內(nèi)基本一致，頻譜特征趨勢基本吻合，在50 Hz以下，實測結(jié)果明顯大于仿真結(jié)果，這主要是由于實測結(jié)果中該頻率范圍內(nèi)的噪聲除低頻結(jié)構(gòu)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(shè)備噪聲、乘客噪聲及站內(nèi)設(shè)備噪聲。由于本文研究對象為低頻結(jié)構(gòu)振動輻射噪聲，主要關(guān)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(jié)構(gòu)振動低頻輻射噪聲。

圖8 站內(nèi)噪聲的實測與仿真結(jié)果驗證

3.2 站臺結(jié)構(gòu)振動響應(yīng)分析

為分析站臺層不同邊界面振動對站內(nèi)結(jié)構(gòu)噪聲的影響，分別提取站臺板、頂板、屏蔽門、設(shè)備間側(cè)墻四個主要邊界面的法向振動響應(yīng)，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(cè)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(cè)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(shè)備間側(cè)墻位置點共三個，橫向距列車運行側(cè)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(jié)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(yīng)

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(nèi)出現(xiàn)峰值，但各邊界面的振動響應(yīng)差異較大，站臺結(jié)構(gòu)各邊界面振級大小關(guān)系為站臺板>頂板>側(cè)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(nèi)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(shè)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(nèi)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(yīng)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(jié)構(gòu)噪聲分布特性

對站臺不同位置處的低頻結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)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(xiàn)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(guī)律。

進一步提取站臺空間內(nèi)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(jié)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(nèi)形成駐波形態(tài)，在半波長位置處出現(xiàn)明顯的波峰及波腹，根據(jù)聲音波長與頻率的關(guān)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(jié)構(gòu)噪聲明顯較大。因此，即使單側(cè)列車進(出)站，兩側(cè)候車乘客均會受到低頻噪聲的煩惱。

圖11 各位置點低頻結(jié)構(gòu)噪聲

圖12 各位置低頻結(jié)構(gòu)噪聲總聲壓級

4 站臺低頻結(jié)構(gòu)噪聲空間傳播特性

4.1 聲腔模態(tài)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(nèi)的傳播表現(xiàn)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(tài)，當外界聲源激勵頻率與站臺聲腔模態(tài)頻率一致時，會造成噪聲顯著增大。

根據(jù)實際站臺空間結(jié)構(gòu)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(nèi)設(shè)置空氣聲學介質(zhì)參數(shù)，網(wǎng)格尺寸為0.2 m，模型如圖13所示。

圖13 站臺內(nèi)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(nèi)放置一功率隨頻率變化的穩(wěn)態(tài)點聲源，聲源位置和響應(yīng)點平面位置如圖 7(a)所示，聲源及響應(yīng)點均距地面高1.6 m，三個不同位置的聲壓頻率響應(yīng)如圖14所示，從圖中可以看出，隨著頻率的變化，站臺空間內(nèi)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(jié)構(gòu)振動頻率50 Hz～80 Hz在同一頻率范圍，會造成站臺低頻結(jié)構(gòu)噪聲的顯著增大。

圖14 H=3 m站內(nèi)空間聲壓頻率響應(yīng)

進一步對站內(nèi)聲學空腔展開聲學模態(tài)分析，如圖15(a)、圖15(b)為23 Hz附近的兩個典型模態(tài)形式，主要為橫向1階模態(tài)疊加高價的縱向模態(tài)，圖15(c)、圖15(d)所示為在60 Hz～70 Hz和80 Hz～90 Hz內(nèi)兩個典型模態(tài)形式，主要為垂向1階模態(tài)疊加高階橫向模態(tài)及縱向模態(tài)。根據(jù)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(tài)分析

4.2 站臺高度對聲腔模態(tài)頻率的影響

實際站臺聲學空腔的高度隨結(jié)構(gòu)設(shè)計、站內(nèi)裝修、吊頂安裝等變化，根據(jù)對站臺結(jié)構(gòu)的調(diào)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(yīng)進行分析，結(jié)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(tài)作用，37 Hz～50 Hz主要由垂向1階模態(tài)疊加多階橫向模態(tài)和縱向模態(tài)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(yīng)

對凈高為4.65 m的站臺內(nèi)低頻結(jié)構(gòu)噪聲進行分析，結(jié)果如圖17所示。從圖中可以看出，H=4.65 m時站臺內(nèi)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(nèi)低頻結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)振動頻率50 Hz～80 Hz一致時，站內(nèi)容易形成聲學共振，顯著增大低頻結(jié)構(gòu)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(nèi)低頻噪聲環(huán)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(nèi)低頻噪聲環(huán)境有一定效果，但由于低頻結(jié)構(gòu)噪聲的主要原因為車輛-軌道耦合振動引起的結(jié)構(gòu)振動，因此，減小傳遞至站臺結(jié)構(gòu)的振動才能從根本上解決站內(nèi)低頻噪聲問題。

5 結(jié) 論

本文以某典型地下島式站臺結(jié)構(gòu)為例，對站臺內(nèi)低頻結(jié)構(gòu)噪聲展開了現(xiàn)場試驗分析和數(shù)值仿真，通過對車輛-軌道-站臺大系統(tǒng)振動響應(yīng)的求解，以此作為站臺低頻結(jié)構(gòu)噪聲模型的輸入，計算列車進站過程中站內(nèi)結(jié)構(gòu)輻射噪聲，通過對比試驗結(jié)果與仿真結(jié)果，驗證了的模型的可靠性，分析了站內(nèi)低頻結(jié)構(gòu)噪聲的空間聲場分布，主要得出以下結(jié)論：

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

(2)列車荷載作用下，站臺空間內(nèi)各邊界面的法向振動加速度大小關(guān)系為站臺板>頂板>側(cè)墻>屏蔽門，站臺內(nèi)結(jié)構(gòu)噪聲主要來源于站臺板的結(jié)構(gòu)振動。

(3)受站臺封閉聲學空腔駐波特性的影響，模型分析區(qū)域內(nèi)站臺各位置處的低頻結(jié)構(gòu)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(guān)，因此，在典型島式站臺上，即使單側(cè)列車通過時，兩側(cè)的候車乘客均能感受到較大的低頻結(jié)構(gòu)噪聲。

(4)50 Hz～80 Hz內(nèi)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(jié)構(gòu)振動頻率一致，顯著放大了低頻結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)噪聲的影響。