鐵路環(huán)境噪聲預測方法研究

伍向陽

（中國鐵道科學研究院 研究生部，北京 100081）

1 鐵路噪聲源特性分析

我國《鐵路建設(shè)項目環(huán)境影響評價噪聲振動源強取值和治理原則指導意見》(鐵計[2010] 44號文)[1]中規(guī)定了鐵路噪聲環(huán)境影響預測計算方法，對大量的鐵路建設(shè)項目噪聲環(huán)境影響評價給予指導，但該方法主要是基于以輪軌滾動噪聲為主的線路評價對象而提出，部分關(guān)鍵預測參數(shù)直接采用國外的研究成果，用于預測我國鐵路環(huán)境噪聲影響時部分參數(shù)存在一定誤差。目前我國高速鐵路迅速發(fā)展，截至2017年底高速鐵路已開通運營2.5萬km以上，國內(nèi)外研究均已表明列車運行過程產(chǎn)生的輪軌噪聲近似正比于運行速率的2 ～ 3次方，而空氣動力噪聲近似正比于運行速率的6 ～ 8次方[2]，高速鐵路噪聲源的組成和特性相對于普速鐵路均已發(fā)生明顯改變[3]，傳統(tǒng)基于輪軌滾動噪聲的預測方法已不再適用。為了準確預測鐵路噪聲，日本、德國等國家針對普速鐵路和高速鐵路噪聲源特性分別提出了相應(yīng)的預測方法[4-5]。日本在建設(shè)北陸新干線時，構(gòu)建了多聲源預測模型[6]，德國2015年1月1日正式實施的《聯(lián)邦排放保護法》-16規(guī)章，也將高速鐵路噪聲源劃分為3個不同的聲源高度。因此，在分析我國鐵路噪聲源特性的基礎(chǔ)上，結(jié)合理論分析，分類提出普速鐵路和高速鐵路環(huán)境噪聲預測方法。

動車組以不同速度通過橋梁區(qū)段時輪軌區(qū)域噪聲測試結(jié)果如圖1所示。測試結(jié)果表明，我國高速動車組在運行速度低于200 km/h時，鐵路噪聲以輪軌滾動噪聲為主，輪軌區(qū)域噪聲隨運行速度呈16.9 lg常用對數(shù)變化；動車組運行速度高于200 km/h時，氣動噪聲增幅極為顯著，受電弓等部位氣動噪聲逐步成為重要噪聲源。因此，建議以200 km/h作為界限，列車運行速度低于200 km/h的鐵路項目按照普速鐵路噪聲進行評價，大于等于200 km/h按照高速鐵路噪聲進行評價。

2 鐵路環(huán)境噪聲預測方法分析

圖1 動車組以不同速度通過橋梁區(qū)段時輪軌區(qū)域噪聲測試結(jié)果Fig.1 Test results of the wheel-rail area noise when the EMU passes the bridge section at different speeds

與普速鐵路相比，高速鐵路噪聲源特性已經(jīng)發(fā)生明顯改變[7]，列車運行速度為200 km/h及以上時，集電系統(tǒng)等部位氣動噪聲增幅最為顯著，隨著運行速度的提高，逐漸成為聲級最高的噪聲源，多聲源特征顯著。因此，基于我國鐵路噪聲特性，針對普速鐵路進一步完善其預測參數(shù)；針對新建及改建高速鐵路(時速為200 km/h及以上)研究構(gòu)建多聲源等效模型，高速鐵路噪聲預測聲源模型示意圖如圖2所示。采用聲功率表示聲源大小，將集電系統(tǒng)噪聲視為軌面以上5.3 m左右高的運動偶極子聲源，車輛上部空氣動力噪聲視為軌面以上2.5 m高無指向性的有限長不相干線聲源，將以輪軌噪聲為主的車輛下部噪聲視為軌面以上高0.5 m有限長不相干偶極子線聲源。

2.1 聲源幾何發(fā)散

2.1.1 普速鐵路幾何發(fā)散

在鐵計[2010] 44號文的基礎(chǔ)上，根據(jù)我國鐵路輪軌滾動噪聲特性，進一步完善了有限長不相干偶極子線聲源衰減公式，完善后的聲源幾何發(fā)散計算公式為

式中：Cd為普速鐵路聲源幾何發(fā)散衰減，dB；d0為源強點至聲源的直線距離，m；d 為預測點至聲源的直線距離，m；l為列車長度，m。

2.1.2 高速鐵路幾何發(fā)散

由于高速鐵路多聲源特征顯著，根據(jù)所建立的高速鐵路多聲源模型，分別給出集電系統(tǒng)、車體區(qū)域、輪軌區(qū)域幾何發(fā)散計算公式。

圖2 高速鐵路噪聲預測聲源模型示意圖Fig.2 Schematic diagram of sound source model for high-speed railway noise prediction

集電系統(tǒng)噪聲幾何發(fā)散計算公式為

式中：Cdiv,P為集電系統(tǒng)聲源幾何發(fā)散；d為受聲點至集電系統(tǒng)的距離，m；v為列車通過預測點的運行速度，km/h；l為列車長度，m；l1為列車車頭距集電系統(tǒng)的距離，m。

車體區(qū)域噪聲幾何發(fā)散計算公式為

式中：Cdiv,A為車體區(qū)域噪聲幾何發(fā)散；d為受聲點至聲源的直線距離，m。

輪軌區(qū)域噪聲幾何發(fā)散計算公式為

式中：Cdiv,R為輪軌區(qū)域噪聲幾何發(fā)散；d為受聲點至聲源的直線距離，m。

2.2 速度修正

2.2.1 普速鐵路噪聲速度修正

普速鐵路列車運行噪聲以輪軌滾動噪聲為主。國內(nèi)外研究成果表明：輪軌滾動噪聲與列車運行速度的2 ～ 3次方成正比，以路基有砟軌道線路為研究對象時，聲級與運行速度的關(guān)系一般呈30 lg (v2/ v1)的變化規(guī)律。近年來大量的鐵路噪聲試驗研究結(jié)果表明，在我國橋梁線路條件下，列車運行輪軌噪聲一般與列車運行速度的2次方成正比，即聲級隨運行速度呈約20 lg (v2/ v1)的變化規(guī)律；路基線路與國外研究結(jié)果基本相同，輪軌滾動噪聲一般與列車運行速度的3次方成正比，即聲級隨運行速度呈約30 lg (v2/ v1)的變化規(guī)律。在低速條件下，列車牽引及設(shè)備噪聲起主導作用，與運行速度1次方成正比。

因此，基于近年來我國大量的鐵路環(huán)境噪聲現(xiàn)場試驗研究結(jié)果，得到不同線路條件下普速鐵路噪聲速度修正計算公式如表1所示。

表1 不同線路條件下普速鐵路噪聲速度修正計算公式Tab.1 Correction formula for noise speed of general speed railway under different track conditions

2.2.2 高速鐵路噪聲速度修正

基于我國高速鐵路噪聲源定量化識別分析結(jié)果，我國高速鐵路噪聲源主要由輪軌滾動噪聲和氣動噪聲組成，其中輪軌滾動噪聲呈現(xiàn)偶極子指向特性，與運行速度的2 ～ 3次方成正比，集電系統(tǒng)氣動噪聲和輪軌區(qū)域氣動噪聲主要由氣動偶極子源組成，與運行速度的6次方成正比，車體區(qū)域聲源向外傳播過程呈現(xiàn)單極子源特征，與運行速度的4次方成正比。高速鐵路噪聲速度修正如表2所示，基于高速鐵路聲源組成及其變化特征，高速鐵路噪聲速度修正建議按表2執(zhí)行。

2.3 垂直指向性修正

《鐵路建設(shè)項目環(huán)境影響評價噪聲振動源強取值和治理原則指導意見》 (鐵計[2010] 44號文)中關(guān)于垂直指向性修正，直接引用國際鐵路聯(lián)盟(UIC)試驗研究所(ORE) (現(xiàn)已更名為歐洲鐵道研究所(ERRI))的研究資料，即基于路基有砟軌道線路鐵路輪軌噪聲的垂向指向性進行修正。根據(jù)我國鐵路運行噪聲垂直指向性大量現(xiàn)場測試研究發(fā)現(xiàn)，由于工程邊界條件不同，使得垂直指向性存在較大差異，我國鐵路噪聲垂直指向性與現(xiàn)行標準對比如圖3所示。根據(jù)我國各種邊界條件下普速鐵路垂直分布噪聲測試結(jié)果，并進行插值擬合，得出我國鐵路線路工程邊界條件下噪聲垂直指向性修正。

表2 高速鐵路噪聲速度修正Tab.2 High-Speed railway noise speed correction

圖3 我國鐵路噪聲垂直指向性與現(xiàn)行標準對比Tab.3 Comparison of vertical directionality of railway noise and current standard in China

當21.5°≤θ≤50°時，垂向指向性修正Cθ計算公式為

式中：θ為受聲點與聲源的連線與聲源水平面的夾角，受聲點位置高于聲源面時θ為正。

當-10°≤θ≤21.5°時，垂向指向性修正計算公式為

當 θ＜ -10°時，按照 -10°進行修正；當 θ＞ 50°時，按照50°進行修正。

2.4 聲屏障插入損失修正

2.4.1 普速鐵路聲屏障插入損失修正

《鐵路建設(shè)項目環(huán)境影響評價噪聲振動源強取值和治理原則指導意見》 (鐵計2010_44號文)中聲屏障插入損失按照《聲屏障聲學設(shè)計和測量規(guī)范》(HJ/T90)[8]進行計算。列車運行噪聲按線聲源處理，根據(jù)HJ/T 90中規(guī)定的計算方法，對于聲源和聲屏障假定為無限長時，聲屏障頂端繞射衰減按公式 ⑺ 計算，當聲屏障為有限長時，應(yīng)根據(jù)HJ/T 90中規(guī)定的計算方法進行修正。但該計算方法將聲屏障視為全吸聲，僅考慮頂端繞射衰減。由于列車表面與聲屏障表面之間存在反射聲影響，實際應(yīng)用時，聲屏障插入損失計算效果優(yōu)于實測效果，因此，提出在進行聲屏障插入損失計算時增加考慮一次反射聲影響，且聲源按輻射能量最大的角度入射(21.5°)，聲屏障聲傳播路徑如圖4所示。聲屏障頂端繞射衰減的計算公式為

圖4 聲屏障聲傳播路徑Fig.4 Sound propagation path of sound barrier

經(jīng)理論推導，考慮1次反射聲后的聲屏障插入損失Cb計算公式為

式中：Cb為聲屏障插入損失，dB；Lr為安裝聲屏障后，受聲點處聲壓級，dB；Lr0為未安裝聲屏障時，受聲點處聲壓級，dB；NRC為聲屏障的降噪系數(shù)；為安裝聲屏障后，受聲點處聲源頂端繞射衰減，可參照公式 ⑺ 計算，dB；為安裝聲屏障后，受聲點處一次反射聲源的頂端繞射衰減，可參照公式 ⑺ 計算，dB；d0為受聲點至聲源S0直線距離，m；d1為受聲點至一次反射后聲源S1直線距離，m。

2.4.2 高速鐵路聲屏障插入損失修正

高速鐵路噪聲源主要有輪軌噪聲、空氣動力噪聲和集電系統(tǒng)噪聲等，各噪聲源在垂直方向上有明顯的分層分布特征，不能采用傳統(tǒng)單聲源模式進行計算。因此，聲屏障插入損失計算應(yīng)考慮受電弓、車體區(qū)域以及輪軌區(qū)域噪聲源的影響。充分應(yīng)用高速動車組噪聲源識別結(jié)果以及各主要噪聲源特性，在高速鐵路多聲源等效模型的基礎(chǔ)上，構(gòu)建高速鐵路聲屏障聲傳播途徑示意圖如圖5所示。

圖5 高速鐵路聲屏障聲傳播途徑示意圖Fig.5 Schematic diagram of sound transmission path of high-speed railway sound barrier

車體區(qū)域噪聲插入損失按式計算公式為

受電弓區(qū)域噪聲插入損失計算公式為

其中 Cb0，和 Cb1參照公式 ⑺ 進行計算，ΔLd參照公式⑿進行計算。

式中：N為菲涅爾數(shù)，N = 2δ/ λ；λ為聲波波長，m；δ為聲程差，m。

聲屏障插入損失計算公式為

式中：LPR為無聲屏障時，輪軌區(qū)域噪聲源傳播至受聲點的聲壓級，dB；LPA為無聲屏障時，車體區(qū)域噪聲源傳播至受聲點的聲壓級，dB；LPP為無聲屏障時，受電弓噪聲源傳播至受聲點的聲壓級，dB。

3 鐵路環(huán)境噪聲預測方法驗證

通過現(xiàn)場試驗，對構(gòu)建的主要計算模型進行驗證。動車組以300 km/h速度通過時不同距離處噪聲預測值和實測值對比如圖6所示，動車組以250 km/h速度通過橋梁區(qū)段插板式金屬聲屏障時降噪效果如表3所示。

對比分析結(jié)果表明：

（1）距離線路15 m以外，預測值與實測值最大差異僅為0.4 dB。

其中輪軌區(qū)域噪聲插入損失按照最大指向角度，考慮一次反射，計算公式為

圖6 動車組以300 km/h速度通過時不同距離處噪聲預測值和實測值對比Fig.6 Comparison of predicted and measured values of noise at different distances when the EMU passes at 300 km/h

表3 動車組以250 km/h速度通過橋梁區(qū)段插板式金屬聲屏障時降噪效果Tab.3 Noise reduction effect when the EMU passed through the bridge with a metal sound barrier at a speed of 250 km/h

（2）聲屏障插入損失預測值與實測值相差0.4 dB。與傳統(tǒng)預測方法相比，對插入損失的預測精度可提高2.9 dB。

4 結(jié)束語

有效、準確的鐵路噪聲預測方法是開展鐵路建設(shè)項目聲環(huán)境影響評價的前提，我國現(xiàn)行鐵路噪聲預測方法主要針對以輪軌噪聲為主的線路，僅適用于普速鐵路，且部分關(guān)鍵參數(shù)直接引用國外研究成果，其對應(yīng)的應(yīng)用條件與我國鐵路線路邊界條件不符。我國高速鐵路噪聲源識別分析表明，列車運行速度大于等于200 km/h，氣動噪聲增幅最為顯著，逐步與輪軌噪聲共同成為主要噪聲源，多聲源特征顯著，傳統(tǒng)單聲源預測方法不能適用。因此，在分析國內(nèi)外鐵路噪聲源特性的基礎(chǔ)上，深入分析不同速度下鐵路噪聲源特征，結(jié)合理論分析，進一步完善了普速鐵路速度修正、幾何發(fā)散衰減、垂直指向性修正以及聲屏障插入損失等參數(shù)的計算方法?；诟咚勹F路多聲源模型，提出了噪聲幾何發(fā)散計算方法以及多聲源作用下的聲屏障插入損失計算方法，經(jīng)驗證該預測方法誤差在0.5 dB以內(nèi)，滿足鐵路環(huán)境噪聲預測的要求，為我國鐵路建設(shè)項目環(huán)境影響評價提供技術(shù)支撐。