高速铁路站台混响理论及列车通过噪声影响研究

Reverberation Theory of High Speed Railway Platforms and Impact of Train Passing Noise

摘要

高速铁路站台属于大尺度半封闭不均匀长空间，扩散声场条件下的混响声理论无法直接应用于站台混响声计算，将混响声场在垂直于站台长度方向截面内视为均匀分布并结合高速铁路辐射噪声预测方法，建立高速铁路车站站台混响声及总声级计算理论方法，结合基于声线法的仿真手段分析列车高速通过车站站台总声级、直达声及混响声的影响特性，经开展现场测试验证所建立的理论及仿真模型的计算误差均小于1 dB(A)。研究结果表明：站台上混响声影响明显，部分位置混响声甚至会大于直达声；沿站台长度方向混响声呈中间大、两端小的分布特征；在垂直于线路方向上，受混响声影响，列车通过噪声的总声级随距离的衰减比直达声衰减慢。理论计算方法满足应用需求且相对于仿真方法计算效率大幅提升，可为高速铁路站台混响声及总声级预测、评价及控制提供可靠的理论和技术依据。

Abstract

High speed railway platforms belong to large-scale, semi-enclosed, and inhomogeneous long space, and the reverberation theory under the diffuse sound field condition can not be directly applied to the calculation of platform reverberation. This paper assumed that the reverberant field was uniformly distributed in the cross-section perpendicular to the length of the platform and combined it with the radiated noise prediction method of high speed railways. The theoretical methods for calculating the reverberation and the total sound level of high speed railway platforms were established. The simulation means based on the sound line method was used to analyze the influence characteristics of the total sound level, direct sound, and reverberation of the train passing through the platform at a high speed. The calculation errors of the established theoretical and simulation models were less than 1 dB(A) through on-site tests. The results show that the influence of reverberation on the platform is obvious, and the reverberation in some positions is even larger than the direct sound. The distribution of reverberation along the length of the platform is large in the middle and small at the ends. In the direction perpendicular to the line, the total sound level of the train passing noise is affected by the reverberation, and it decays more slowly with the distance than the direct sound. The theoretical calculation method meets the application requirements and greatly improves the calculation efficiency compared with the simulation method, which can provide a reliable theoretical and technical basis for predicting, evaluating, and controlling the reverberation and the total sound level of high speed railway platforms.

Graphical abstract

关键词

列车通过噪声 / 仿真分析 / 噪声预测 / 声线法 / 混响

Key words

Train Passing Noise / Simulation Analysis / Noise Prediction / Sound Line Method / Reverberation

0　引言

站台是旅客高速铁路出行的必由之处，也是车站工作人员长时间作业的场所。列车高速通过车站时会产生短时高噪声，引起旅客及工作人员烦恼度增加，从职业卫生角度，长期处于高噪声环境下也会对铁路工作人员身体及心理造成不良影响^[1]。当前我国高速铁路最高运营速度已达到350 km/h，列车高速通过车站时站台噪声进一步增大，已引起了旅客及铁路有关部门的关注。李小珍、刘兰华等^[2-3]分别利用现场测试的方法获得了列车低速进出站和以200~340 km/h速度高速通过车站时的站台噪声影响特性及分布规律；王翰儒、黄旭炜等^[4-6]分别使用几何声线法和有限元法构建了站台上的列车通过噪声分析模型，利用仿真手段研究了站台噪声特性及控制方案；Kasess等^[7]建立了2.5维边界元法(BEM)仿真模型，研究了站台结构及雨棚等对站台噪声的影响规律。既有测试及仿真结果表明，由于我国大部分高速铁路车站主体结构以满足功能性需求为主，忽略了必要的声学设计以及吸声材料的应用，站房及雨棚等建筑结构引起的混响声可能是导致站台噪声较高的重要因素之一。

目前车站内有关混响声影响的研究主要集中在候车厅内^[8-10]，且以改善候车厅广播质量为主，站台区域有关研究相对较少。刘信^[11]在利用声学设计软件EASE开展站台广播设计时指出，站台区域混响是影响广播清晰度的主要因素之一。雷彬^[12]测试了北戴河车站无柱雨棚站台混响特性，500 Hz的空场混响时间接近3 s；郑晋丽等^[13-14]测试了地铁车站内使用吸声材料对列车进出站噪声的影响，对比试验表明在车站内敷设吸声材料后，混响时间有效减小的同时列车进出站噪声也显著降低。

尽管通过试验等手段已经明确站台上混响声导致列车通过噪声增大，但对于混响特性影响机理的研究尚有一定的不足，主要体现在以下2个方面：一是高速铁路站台属于长空间结构且具有相对复杂的声学几何边界，通常不满足严格的扩散声场条件，无法直接利用经典的统计声学理论开展准确的定量化分析；二是现场试验的方法不能区分直达声与混响声，难以直接获取混响声贡献量，无法结合站房结构特征分析混响声分布特性。针对以上2个方面的问题，研究了一种适用于站台长空间的混响声理论，并结合高速铁路多声源噪声预测方法建立列车高速通过车站时站台噪声理论模型，基于几何声线法开展仿真对比计算，并利用实测数据进行了可靠性验证。

1　理论研究

1.1　站台噪声理论

根据扩散声场条件下的声传播理论^[15]，在相对封闭的空间内，任意位置处的声能量均由直达声能与混响声能组成，当声源提供给混响声场的能量恰好补偿被壁面与媒质所吸收的能量时，室内混响声平均声能密度达到动态平衡并均匀分布。在稳态条件下混响声平均声能密度\overline{{\epsilon }_R}计算公式为

\overline{{\epsilon }_R}=\frac{\mathrm{4}\overline{W}}{R{c}_{\mathrm{0}}}⑴

式中：\overline{W}为声源平均辐射功率，W；c₀为声速，m/s；R为房间常数。

由于直达声与混响声是不相干的，声场内总平均声能密度\overline{\epsilon }为混响声平均声能密度\overline{{\epsilon }_R}与直达声声能密度\overline{{\epsilon }_D}的叠加，当声源为点声源时，总稳态声压级可表示为

SPL=\mathrm{10}\mathrm{l}\mathrm{g}\overline{W}+\mathrm{10}\mathrm{l}\mathrm{g}{\rho }_{\mathrm{0}}{c}_{\mathrm{0}}+\mathrm{94}+\mathrm{10}\mathrm{l}\mathrm{g}\left(\frac{\mathrm{1}}{\mathrm{4}\mathrm{\pi }{r}^{\mathrm{2}}}+\frac{\mathrm{4}}{R}\right)⑵

式中：ρ₀为空气密度，kg/m³；r为接收点离声源的距离，m。

根据扩散声场的定义，混响声平均声能密度在空间内处处相等，空间内三维最大尺寸与最小尺寸之比一般需满足不大于5∶1的条件。由于高速铁路站台的长度与宽度比例通常大于10∶1，与高度的比例通常大于30∶1，对于这种长空间结构在长度方向上难以形成均匀的混响声场，因此站台区域不满足严格的扩散声场条件，直接采用上述理论无法有效表征混响声场沿长度方向的分布特征。

尽管长度方向上站台空间不属于严格的扩散声场，但在站台空间宽度与高度之比满足不大于5∶1的条件下，垂直于长度方向的截面内可近似认为混响声分布相对均匀，在考虑站台两端无反射的条件下，研究平均声能密度沿长度方向上变化的混响声理论计算方法。

将车站站台空间等效为一长度为l、宽度为a、高度为b的长方体结构，车站站台空间模型示意图如图1所示，长、宽、高对应的方向分别定义为y，x，z方向，其中长度方向同时也是列车运行方向。

声源S发出的某一声线SP，SP在地面的投影与x轴夹角为\theta，SP与z轴夹角为\phi，声线传播速度为声速c₀，每秒钟声线在宽度方向和高度方向的反射次数分别为\frac{c_{\mathrm{0}}}{a}\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}\phi \mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\theta和\frac{c_{\mathrm{0}}}{b}\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\phi，假定以声源为球心，构造立体角Ω，单位时间内单位面积立体角通过的声线数量为n，则声源共发射了4πn条声线，取极小立体角dΩ=sin\phid\phid\theta，通过极小立体角的声线数量为nsin\phid\phid\theta，每秒钟声线反射总次数N的计算公式为

N=\mathrm{8}{\int }_{\mathrm{0}}^{\frac{\mathrm{\pi }}{\mathrm{2}}}{\int }_{\mathrm{0}}^{\frac{\mathrm{\pi }}{\mathrm{2}}}\left[\frac{c_{\mathrm{0}}}{a}\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}\phi \mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\theta +\frac{c_{\mathrm{0}}}{b}\mathrm{c}\mathrm{o}\mathrm{s}\phi \right]n\mathrm{s}\mathrm{i}\mathrm{n}\phi \mathrm{d}\phi \mathrm{d}\theta =\mathrm{2}\mathrm{\pi }n{c}_{\mathrm{0}}\left(\frac{\mathrm{1}}{a}+\frac{\mathrm{1}}{b}\right)⑶

考虑站台两端无反射声产生，有效反射路径对应的立体角D计算公式为

D=\mathrm{4}\mathrm{\pi }-{\displaystyle \underset{D\mathrm{端}}{\overset{}{\iint }}}sin\phi d\phi \mathrm{d}\theta =\mathrm{4}\mathrm{\pi }-\frac{\mathrm{2}\left(\mathrm{\pi }-\mathrm{2}\mathrm{a}\mathrm{r}\mathrm{c}\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\left(\frac{\mathrm{2}{y}_{\mathrm{1}}}{a}\right)\right)}{\sqrt[]{\mathrm{1}+\frac{b^{\mathrm{2}}}{\mathrm{4}{y_{\mathrm{1}}}^{\mathrm{2}}+a^{\mathrm{2}}}}}-\frac{\mathrm{2}\left(\mathrm{\pi }-\mathrm{2}\mathrm{a}\mathrm{r}\mathrm{c}\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\left(\frac{\mathrm{2}{y}_{\mathrm{2}}}{a}\right)\right)}{\sqrt[]{\mathrm{1}+\frac{b^{\mathrm{2}}}{\mathrm{4}{y_{\mathrm{2}}}^{\mathrm{2}}+a^{\mathrm{2}}}}}⑷

式中：y₁，y₂为分析点分别至站台两端的距离。

1 s内所有声线通过的总距离L_D 计算公式为

L_D=n\left(\mathrm{4}\mathrm{\pi }-\frac{\mathrm{2}\left(\mathrm{\pi }-\mathrm{2}\mathrm{a}\mathrm{r}\mathrm{c}\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\left(\frac{\mathrm{2}{y}_{\mathrm{1}}}{a}\right)\right)}{\sqrt[]{\mathrm{1}+\frac{b^{\mathrm{2}}}{\mathrm{4}{y_{\mathrm{1}}}^{\mathrm{2}}+a^{\mathrm{2}}}}}-\frac{\mathrm{2}\left(\mathrm{\pi }-\mathrm{2}\mathrm{a}\mathrm{r}\mathrm{c}\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\left(\frac{\mathrm{2}{y}_{\mathrm{2}}}{a}\right)\right)}{\sqrt[]{\mathrm{1}+\frac{b^{\mathrm{2}}}{\mathrm{4}{y_{\mathrm{2}}}^{\mathrm{2}}+a^{\mathrm{2}}}}}\right)c_{\mathrm{0}}⑸

站台空间平均自由程\overline{L}计算公式为

\overline{L}=\frac{\mathrm{2}\mathrm{\pi }-\frac{\mathrm{\pi }-\mathrm{2}\mathrm{a}\mathrm{r}\mathrm{c}\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\left(\frac{\mathrm{2}{y}_{\mathrm{1}}}{a}\right)}{\sqrt[]{\mathrm{1}+\frac{b^{\mathrm{2}}}{\mathrm{4}{y_{\mathrm{1}}}^{\mathrm{2}}+a^{\mathrm{2}}}}}-\frac{\mathrm{\pi }-\mathrm{2}\mathrm{a}\mathrm{r}\mathrm{c}\mathrm{t}\mathrm{a}\mathrm{n}\left(\frac{\mathrm{2}{y}_{\mathrm{2}}}{a}\right)}{\sqrt[]{\mathrm{1}+\frac{b^{\mathrm{2}}}{\mathrm{4}{y_{\mathrm{2}}}^{\mathrm{2}}+a^{\mathrm{2}}}}}}{\mathrm{\pi }\left(\frac{\mathrm{1}}{a}+\frac{\mathrm{1}}{b}\right)}⑹

依据公式⑹，以长450 m、宽40 m、高15 m的站台空间为例，计算其平均自由程沿长度方向的分布特征，450 m站台空间平均自由程如图2所示，根据计算结果，站台空间平均自由程由站台两端向站台中部呈现逐渐增大的变化趋势。

由于车站站台以及站房主要以大理石、钢材、水泥、玻璃等吸声性能较差的材料为主，站台结构表面近似为全反射边界条件，站台开放区域等效为全吸声边界条件，站台空间表面内共划分j个面，站台空间内表面的平均吸声系数计算公式为

\overline{\alpha }=\frac{{\displaystyle \sum _{i=\mathrm{1}}^j}{\alpha }_i{S}_i}{S}⑺

式中：{\alpha }_i为第i个面的吸声系数；S_i为第i个面的面积，m²；S为总面积，m²。

声线经过第一次反射后，声能密度变为\overline{{\epsilon }_{\mathrm{1}}}=\overline{{\epsilon }_{\mathrm{0}}}(\mathrm{1}-\overline{\alpha })，经N次反射后，声能密度变为\overline{{\epsilon }_N}=\overline{{\epsilon }_{\mathrm{0}}}{(\mathrm{1}-\overline{\alpha })}^N。每秒钟的反射总次数为\frac{c_{\mathrm{0}}}{\overline{L}}，t秒钟的反射次数\frac{c_{\mathrm{0}}}{\overline{L}}t，t秒后平均声能密度变为

\overline{{\epsilon }_N}=\overline{{\epsilon }_{\mathrm{0}}}{(\mathrm{1}-\overline{\alpha })}^{(\frac{c_{\mathrm{0}}}{\overline{L}}t)}⑻

混响声平均声能密度为

\overline{{\epsilon }_r}={\int }_{\mathrm{0}}^{T_p}\overline{{\epsilon }_{\mathrm{0}}}{\left(\mathrm{1}-\overline{\alpha }\right)}^{\frac{c_{\mathrm{0}}}{\overline{L}}t}\mathrm{d}t=\overline{{\epsilon }_{\mathrm{0}}}\frac{\overline{L}}{c_{\mathrm{0}}\mathrm{l}\mathrm{n}（\mathrm{1}-\overline{\alpha }）}\left[{\left(\mathrm{1}-\overline{\alpha }\right)}^{\frac{c_{\mathrm{0}}}{\overline{L}}t}-\mathrm{1}\right]=\frac{\overline{W_{\mathrm{1}}}L}{V}\frac{\overline{L}}{c_{\mathrm{0}}\mathrm{l}\mathrm{n}（\mathrm{1}-\overline{\alpha }）}\left[{\left(\mathrm{1}-\overline{\alpha }\right)}^{\frac{c_{\mathrm{0}}}{\overline{L}}t}-\mathrm{1}\right]⑼

混响声压p_r为

{p_r}^{\mathrm{2}}=\frac{\overline{W_{\mathrm{1}}}L}{V}\frac{\overline{L}}{\mathrm{l}\mathrm{n}（\mathrm{1}-\overline{\alpha }）}\left[{\left(\mathrm{1}-\overline{\alpha }\right)}^{\frac{c_{\mathrm{0}}}{\overline{L}}t}-\mathrm{1}\right]{\rho }_{\mathrm{0}}{c}_{\mathrm{0}}⑽

式中：L为声源计算长度，m；V为车站内部站台空间体积，m³；\overline{W_{\mathrm{1}}}为列车单位长度声功率，W。

列车声源计算长度L示意图如图3所示，当列车中部位于计算断面正前方时列车车体均位于站台范围内，则公式⑼中采用的声源计算长度L为车长；当列车中部位于计算断面正前方时列车车体部分位于站台范围外，则公式⑼中采用的声源计算长度L为列车在站台范围内的长度。

以列车通过典型450 m长站台为例(暂不考虑站房影响)，其全吸声面积约为19 500 m²，全反射面积约为32 400 m²，利用公式⑽与公式⑴，分别计算得到沿站台长度方向的混响声分布规律。

站台空间各断面归一化混响声压级如图4所示，依据扩散声场理论计算所得结果无法体现混响沿站台长度方向的变化趋势，采用理论计算方法所得结果表明：列车通过车站时，站台混响声在站台长度方向呈对称分布，站台两端混响声最小，随着进入站台内部混响声逐渐增大并在距离站台端部大于100 m左右后趋于稳定。理论计算方法相较于扩散声场理论可以提升站台沿长度方向上混响分布的计算精度。

为计算站台区域总声级，还需要获得列车通过车站时的直达声贡献量。伍向阳等构建了高速铁路多声源几何发散衰减理论模型，用于200~350 km/h的高速铁路噪声预测，经验证计算误差小于1 dB(A)^[15]，相关方法已纳入《环境影响评价技术导则 声环境》(HJ2.4—2021)，该方法也可用于计算列车高速通过车站时的直达声。列车通过车站时站台直达声p_d可表示为

{p_d}^{\mathrm{2}}={p_p}^{\mathrm{2}}+{p_a}^{\mathrm{2}}+{p_l}^{\mathrm{2}}⑾

式中：p_p为集电系统区域在受声点处产生的平均声压，Pa；p_a为车体区域在受声点处产生的平均声压，Pa；p_l为轮轨区域在受声点处产生的平均声压，Pa。

根据直达声与混响声的不相干叠加，站台上任意一点处的总声压级L_Aeq 可表示为

L_{Aeq}=\mathrm{10}\mathrm{l}\mathrm{g}\frac{{p_d}^{\mathrm{2}}+{p_r}^{\mathrm{2}}}{{p_{\mathrm{0}}}^{\mathrm{2}}}⑿

式中：p_{\mathrm{0}}为基准声压，为2\times10^-5 Pa。

1.2　基于声线法的站台噪声传播理论

声线法是以几何声学为理论基础的分析方法，包括虚声源法和声线追踪法等。其中，声线追踪法认为声源向周围辐射大量声线，声能在空间中以声线的形式传播，每根声线开始均携带相同的声能量；声场内各个面均由平面构成(曲面由多个小平面替代)，声线和壁面接触时只有一个碰撞点，声线在与壁面碰撞后的声能量会有所衰减。当反射次数超过设定的数值或者经多次反射后声线的声能已经低于某个预定的阈值后，停止对该声线的追踪。利用相同方法对所有声线进行追踪，接收点设定为一定的范围，当声线穿过这个范围时，计算机记录声线到达的时间、能量和方向，最后可以统计得到接收点的声脉冲响应。

若声源功率为I，初始声线I_m可表示为

I_m=\frac{I}{m}S\left(x,y,z\right)⒀

式中：m为声线数量；S(x，y，z)为其声源发射时的初始传播路径。

空间(x_i，y_i，z_i)处声压级SPL为

SPL\left(x_i,y_i,z_i\right)=\mathrm{10}\mathrm{l}\mathrm{g}\left[\frac{{\rho }_{\mathrm{0}}{c}_{\mathrm{0}}\sum I_m\left(x_i,y_i,z_i\right)}{\mathrm{4}\times {\mathrm{10}}^{-\mathrm{10}}}\right]⒁

相对于统计声学理论，基于扩散声场的声线追踪法，可以结合截面几何结构特征估算更多的声学参量信息。因该方法忽略声的波动效应，在开展大型建筑内的声学性能计算方面具有更高的效率，已成为当前大空间声学仿真的重要理论基础，在CATT，ODEAN，LMS virtual Lab，EASE等声学仿真软件中广泛应用。

2　站台噪声理论计算及仿真研究

我国铁路车站类型依据站房与线路的关系可划分为线上式车站、线下式车站、线侧式车站，这几类车站的站台空间结构相似，从声学角度均可等效为长方体空间，选择我国某高速铁路沿线一座典型线侧式地面车站作为研究对象，该车站规模为2台4线，包括一座基本站台、一座岛式站台及与之相连的站房(候车厅)，总体呈对称结构，选择在靠近站房一侧的基本站台上开展列车通过噪声影响分析。基本站台长450 m、宽12 m，站台地面高于轨面1.25 m，靠近基本站台的正线中心线距离站台边缘8.5 m。站房长163 m、宽43 m、高24 m，该车站站台空间符合宽度与高度之比不大于5∶1的条件。站台上方采用钢结构无柱雨棚，高度约为站台地面以上8 m。站房候车大厅与站台一体相连且地面平齐，雨棚与站房墙壁相接，该车站站台照片如图5所示。车站的建筑材料主要为大理石与混凝土，站房面向线路一侧主要为大理石墙壁及玻璃窗，主体结构及附属结构均未采取吸声措施。正线及到发线均为板式无砟轨道，动车组列车正线通过车站时的最高速度为350 km/h。

根据文献[16-18]，高速铁路噪声源分布较为复杂，结合各噪声源发声机理及空间分布特征，一般可将噪声源划分至集电系统区域、车体区域、轮轨区域等3部分。采用文献[18]中对350 km/h复兴号动车组噪声源识别结果作为理论分析和仿真计算的输入声源，研究列车高速通过车站时对站台区域的噪声影响。

2.1　理论计算

首先理论分析沿站台长度方向上的混响声分布特征。将站台沿长度方向以10 m为间隔进行均匀划分，结合站房结构特征，利用公式⑽计算动车组以350 km/h速度高速通过车站时不同位置处的混响声，得到的混响声压级沿长度方向的分布规律。站台空间各断面混响声压级如图6所示，在站房外区段不考虑站房声反射影响时，由站台两端向里，混响声呈增大的变化趋势，但增长变化率逐渐降低并趋于平缓；在站房前方区段，受墙壁及玻璃窗的声反射影响，混响声迅速增大，并在站房正前方时达到峰值。

其次，根据站台上混响声分布规律，选择典型位置计算列车通过时段的总声级。预测位置示意图如图7所示，其中位置1—3位于站房正前方垂直站台长度方向的同一断面内，分别距离站台边缘1.7 m，6 m，10 m，位置4，5分别位于站台1/4长度处断面及靠近站台端部附近的断面，且与位置2在同一直线上。考虑成人耳朵高度，各位置处的计算点均位于站台地面以上1.6 m处。分别根据公式⑽和公式⑾计算各位置处的混响声和直达声贡献量后，利用公式⑿得到各位置处列车通过噪声的总声级，理论模型计算结果如表1所示。

根据位置1—位置3的理论计算结果可知，距离正线较近时，混响声小于直达声，随着与正线距离增大，直达声明显衰减，距离较远时甚至会出现混响声大于直达声。由距离站台边缘1.7 m至10 m，列车高速通过车站时产生的直达声降低3.6 dB(A)，受混响声影响，总声级仅降低2.0 dB(A)。

根据位置2及位置4，5的理论计算结果可知，与正线的相对位置一致时，沿线路长度方向上各位置处的直达声相同，但混响声变化显著，由站台中部至端部降低了5.5 dB(A)，导致沿线路长度方向的总声级呈中间大、端部小的分布特征，差异为1.9 dB(A)。

2.2　仿真计算

由于第1章中提出的站台混响声理论方法仍是基于统计平均的思想，在垂直于站台长度方向的断面内未考虑不同位置处受到站房结构复杂边界条件的声反射影响差异，因此不能细致反映各个断面内垂直线路方向的混响声分布特征，需要结合仿真手段分析该理论方法的有效性。根据车站实际物理结构利用LMS virtual Lab构建相对简化的几何模型，对几何模型生成声学包络网格面，用于开展列车通过噪声的仿真计算。由于车站所采用的建筑材料吸声性能较低，几何模型的各个面均设为吸声系数为0的全反射边界条件。考虑到站台会对轮轨区域的部分噪声源声传播产生遮挡，将站台边缘设置为衍射边界条件。模型中的流体介质为空气，密度ρ₀=1.29 kg/m³，声速c₀=340 m/s。经试算，将声线反射阶数设为大于20后的计算结果不再随阶数增大而产生明显变化，故在本模型中将声线的最大反射阶数设为20。各声源的声线数量设为10 000，频率范围为20~20 000 Hz。声学响应场点网格面范围为距离站台边缘1.7~10 m、长度为450 m，高度为站台地面以上1.6 m。采用与理论计算一致的350 km/h高速铁路噪声源识别结果作为输入声源，线侧式地面车站声学仿真模型如图8所示。

站台总声级声压级云图如图9所示，站台噪声直达声云图如图10所示。当列车行驶至不同部位时，提取图7中位置1—位置5处的总声级及直达声声级仿真结果，利用列车通过时段的声能平均得到各点位的列车通过时段总声级和直达声声级，并进一步计算各点的混响声级，仿真模型计算结果如表2所示。

根据位置1—位置3的仿真计算结果可知，距离正线较近时，混响声小于直达声，随着与正线距离增大直达声明显衰减，距离较远时混响声超过直达声。由距离站台边缘1.7 m至10 m，列车高速通过车站时产生的直达声降低3.4 dB(A)，受混响声影响总声级仅降低2.3 dB(A)，垂直线路方向同一断面内混响声变化幅度为0.9 dB(A)。

根据位置2及位置4，5的计算结果表明，与线路的相对位置一致时，沿线路长度方向上各位置处的直达声相同，但总声级呈现中间大、端部小的变化特征，差异为2.2 dB(A)。这主要是由站台上混响声的分布特征引起，根据混响声计算结果，由站台中部至站台端部混响声降低5.5 dB(A)。

2.3　仿真与理论对比

理论与仿真计算结果对比如图11所示。

根据图11，理论与仿真计算所得直达声差异为0.2~0.4 dB(A)，混响声级差异为0.7~1.1 dB(A)，总声级差异为0.1~0.6 dB(A)。对比结果表明：混响声级沿站台长度方向上的变化规律与仿真计算结果基本一致，站台上同一断面不同位置处仿真计算值差异不大，变化幅度仅为0.9 dB(A)，混响声理论计算结果与仿真计算结果的差异也较小，说明在垂直于长度方向的截面内认为混响声是均匀分布的理论条件可行。

3　试验验证

为验证第1章提出的列车通过车站时站台噪声理论计算方法及仿真分析方法的可靠性，开展列车以350 km/h速度高速通过该车站时不同位置处的噪声测试，共布设5处测点且位置同理论及仿真计算的点位一致。测试系统采用B＆K-3050B多通道声学实时数据采集分析系统，传声器为B＆K-4189-A21型麦克风，声压级最大动态响应范围为146 dB，频率响应范围为6.3~20 000 Hz。测试列车高速通过邻近站台正线时的等效声级L_Aeq，并与理论和计算结果进行对比，理论、仿真计算与实测结果对比如图12所示，具体对比数值如表3所示。

根据实测结果的对比可知，第1章提出的站台上列车通过噪声理论计算结果与实测结果的差异小于0.6 dB(A)，仿真模型计算结果与实测结果的差异小于0.2 dB(A)，两种方法在开展站台噪声预测分析中均有较高的精度。由于仿真计算方法在建模中涉及到搭建站台几何模型、声源模型、声学响应面以及网格划分，且为获得列车通过时段等效声级，需要分多次计算并提取列车行驶至站台不同部位时的噪声值，因此计算过程复杂、计算效率较低。理论计算方法虽然误差略大于仿真方法，但仍小于1 dB(A)，且具有更高的计算效率，因此也可用于站台上列车高速通过车站时的噪声影响评估。

4　研究结论

混响是导致列车高速通过车站时站台噪声增大的重要因素，由于站台具有长空间声场特征，经典的扩散声场理论无法直接用于站台混响影响分析，在站台空间宽度与高度之比不大于5∶1的条件下，将垂直于站台长度方向截面内混响声场视为分布相对均匀，创新性发展了以统计声学理论为基础的站台混响声计算方法，并结合高速铁路多声源噪声传播理论，首次建立高速铁路站台列车通过噪声计算理论模型。选择我国某高速铁路车站开展理论和仿真计算，并利用实测数据进行验证，研究结论如下。

（1）站台噪声仿真计算结果表明，在同一断面内不同位置处混响声差异小于1 dB(A)，且与理论计算结果相近，表明混响声理论计算方法可靠。

（2）理论及仿真结果均表明，站台上混响声影响明显，部分位置混响声甚至会大于直达声；沿站台长度方向混响声呈中间大、两端小的分布特征；在垂直于线路方向上，受混响声影响，列车通过噪声的总声级随距离的衰减比直达声衰减慢。

（3）现场试验验证结果表明，高速铁路车站站台噪声理论方法的计算误差小于0.6 dB(A)，所建立的声学仿真模型计算误差小于0.2 dB(A)，尽管所提出的理论模型计算误差相对更大，但计算精度仍能满足站台噪声预测分析需求且相对仿真方法计算效率大幅提升。

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基金资助

中国铁道科学研究院集团有限公司科研项目(2021YJ161)

中国国家铁路集团有限公司科技研究开发计划课题(J2021G012)