丁德云，王文斌，馬 蒙，閆宇智，李 騰，吳宗臻

（1.北京九州一軌環(huán)境科技股份有限公司，北京 100071；2.中國鐵道科學研究院集團有限公司城市軌道交通中心，北京 100081；3.北京交通大學 土木建筑工程學院，北京 100044）

近年來，隨著我國經濟的迅猛發(fā)展，城市化進程不斷加快，城市軌道交通線路的設計時速也從常規(guī)速度（＜100 km/h）向更高速（100～160 km/h）發(fā)展［1］.特別是隨著市域（郊）鐵路建設的加速發(fā)展，其線路不可避免地穿越醫(yī)院、學校、居民區(qū)等諸多環(huán)境敏感點，給沿線的環(huán)境振動與噪聲控制提出了更新和更高的要求.

目前，國內城市軌道交通減振降噪措施種類繁多，其中鋼彈簧浮置板作為特殊等級減振產品，受到學者廣泛關注并應用于地鐵環(huán)境振動控制［2-6］.但常規(guī)地鐵車速一般在100 km/h以下，為適應市域（郊）鐵路更高車速要求下鋼彈簧浮置板軌道的動力性能和減振效果備受關注.針對應用于市郊鐵路減振軌道，李平等［7-8］提出了一種時速160 km/h重型鋼彈簧浮置板的初步設計方案，并通過仿真計算對快速行車條件下現澆浮置板道床與列車的耦合動力學性能進行仿真分析，評估了25 m長度現澆鋼彈簧浮置板道床高速行車的安全性、舒適性和穩(wěn)定性.Huang等［9］計算分析了直線段和曲線段鋪設鋼彈簧浮置板軌道分別在200 km/h和160 km/h車速下的行車安全性.許一海［10］采用數值仿真的方法從浮置板軌道振動傳遞特性、浮置板與普通板式軌道振動響應等方面進行了系統(tǒng)分析，證明了鋼彈簧浮置板軌道結構對高速鐵路具有良好的減振效果.葛承寶［11］計算了車速120 km/h市域快線橋上使用橡膠隔振墊的減振效果.劉玉濤等［12］和羅偉［13］現場測試了市域快線采用橡膠墊道床后的減振效果和高架線的振動源強.

以上研究以理論計算分析為主，鮮有針對100 km/h以上車速下鋼彈簧浮置板減振效果的現場測試結果.此外，大多數計算和測試研究中車速是確定的，鋼彈簧浮置板軌道的動力性能和減振效果隨車速變化的規(guī)律尚缺乏研究.為此，本文在國家鐵道試驗中心環(huán)形試驗線設計建造了一段高速鋼彈簧浮置板軌道試驗段，通過逐級提高測試車輛的行車速度，對其動力性能和減振降噪效果進行現場測試.

1 試驗概況

1.1 試驗段設計

國家鐵道試驗中心環(huán)形試驗線總長度約9 km，本文研究的試驗段位于環(huán)形試驗線東南角，由有砟道床改造而成，總長度300 m，包含200 m鋼彈簧浮置板軌道，60 m普通整體道床和兩端各20 m的過渡段.試驗段的線路曲線半徑為1 432 m，曲線超高125 mm.試驗段總平面布置圖如圖1所示.

圖1 試驗段總平面及測試斷面布置圖（單位：mm）Fig.1 Layout of general plan and cross section in test section(unit:mm)

鋼彈簧浮置板全部采用現澆混凝土結構，單塊板長為25 m，板厚400 mm，板寬3 000 mm，浮起高度30 mm，板與板之間采用內置式剪力鉸、外置式剪力鉸兩種方式聯接.試驗段共計8塊浮置板，分為3種類型：板-1和板-8為過渡板，板-2～板-4為隔振器間隔2個扣件間距和3個扣件間距交替布置（簡稱“2/3布置”），板-5～板-7為隔振器均間隔2個扣件間距布置（簡稱“2/2布置”），具體平面設計如圖2所示.隔振器由外套筒和內套筒組成，見圖3.內套筒采用大剛度彈簧試制而成，疲勞壽命超過800萬次，可以快捷調整、更換.試驗所用鋼彈簧隔振器經檢測靜剛度均值為9.50 kN/mm，阻尼彈簧組件阻尼比均值為0.074，滿足設計阻尼比0.05～0.10的要求.

圖2 鋼彈簧浮置板平面圖（單位：mm）Fig.2 Plan of steel-spring floating slab track(unit:mm)

圖3 試驗用隔振器Fig.3 Isolator used in experiment

試驗段采用的扣件包括兩種類型：ZX-2Y和ZX-2型.浮置板的板-1～板-4上布置ZX-2Y型扣件+雙塊式軌枕，板-5～板-8上布置ZX-2型扣件+普通短軌枕.在普通整體道床也同樣設置這兩種扣件和軌枕，便于對比減振效果.圖4給出了高速鋼彈簧浮置板軌道試驗段現場照片.

圖4 試驗段實景Fig.4 Photo of test section

試驗列車采用8節(jié)編組市域D型車，最高運行速度為160 km/h，最大軸重17 t.車輛編組方式為6動2拖，其中頭、尾車廂長度為24.6 m，中間車長度為22.8 m，車輛定距15.7 m，固定軸距2.5 m，車輪直徑0.86 m.試驗過程采用逐級提速，試驗列車通過試驗段的速度分別為60、80、90、100、110、120、130、140、150和160 km/h.每種車速下列車開行5次，各項指標取5組數據的算術平均值.

1.2 測點布置

根據浮置板參數類型，選取了3個測試斷面，如圖1所示：斷面1位于整體道床段里程中心，斷面2位于“2/3布置”的浮置板-3中心，斷面3位于“2/2布置”的浮置板-6中心.每個斷面分別在鋼軌、道床和基底布置了加速度傳感器；并在鋼軌布置了位移傳感器，在斷面2、3的浮置板道床上布置了位移傳感器；同時，在斷面1、2布置了噪聲傳感器，見圖5.鋼軌所用傳感器量程為200 g，工作頻率0.7～11 000 Hz，靈敏度25 mV/g，測試采樣頻率為4 096 Hz；道床所用傳感器 量 程 為50 g，工 作 頻 率0.5～9 000 Hz，靈 敏 度100 mV/g，測試采樣頻率為2 048 Hz；基底所用傳感器 量 程 為5 g，工 作 頻 率0.04～1 500 Hz，靈 敏 度1 000 mV/g，測試采樣頻率為1 024 Hz；位移傳感器量程為±5 mm，工作頻率＜40 Hz，靈敏度0.8 mV/mm，測試采樣頻率為512 Hz；噪聲傳感器量程為17～140 dB，工作頻率10～20 000 Hz，靈敏度40 mV/Pa，測試采樣頻率為51 200 Hz.

圖5 斷面2測點布置示意圖Fig.5 Sensor location of test section 2

2 測試結果

2.1 固有頻率測試

由于測試斷面2、3所在浮置板的鋼彈簧布置方式不同，首先對兩種鋼彈簧浮置板固有頻率進行測試.采用力錘錘擊法采集其自由衰減加速度數據，并采用沖擊振動試驗法［14］對其自振特性進行分析.如圖6所示，鋼彈簧“2/3布置”和“2/2布置”時浮置板的固有頻率分別為11 Hz和12.5 Hz.

圖6 固有頻率測試結果Fig.6 Test results under natural frequencies

由于列車行車車速與浮置板軌道固有頻率之間滿足關系

式中：V為列車速度，km/h；f0為浮置板軌道固有頻率，Hz；Ls為軌枕間距，m.據此，可以計算得到引發(fā)兩種鋼彈簧浮置板共振的行車車速分別為23.8 km/h和27 km/h.

2.2 鋼軌和道床位移

圖7為鋼軌外軌和道床垂向位移響應的典型時域波形圖.圖8為3個測試斷面鋼軌和道床位移隨車速變化規(guī)律.可以看出：隨著車速的增加，道床位移逐漸減小，外軌位移逐漸增大，內軌位移逐漸減小.這是因為試驗段為曲線段，設計超高的匹配車速為110 km/h，當列車由60 km/h提速到160 km/h時，車輛行駛狀態(tài)會由過超高逐漸轉變?yōu)榍烦撸M而引起動位移產生變化.無論是外軌還是內軌，同一車速條件下，板-3處的位移最小，其次為整體道床，最大為板-6.道床板上位移，板-3大于板-6，這是因為板-3處為“2/3布置”鋼彈簧，板-6處為“2/2布置”鋼彈簧，板-3剛度小于板-6.

圖7 位移響應典型時程圖Fig.7 Typical time histories of displacement responses

圖8 各測點豎向位移最大值隨列車速度變化Fig.8 Peak vertical displacement at each measurement point varying with train speed

由于目前國內尚無160 km/h速度下鋼彈簧浮置板軌道動態(tài)響應相關技術標準，參考文獻［15］中規(guī)定的計算和評價方法，列車車速在60～160 km/h時速范圍內時，鋼軌和道床位移均滿足限值要求.

圖9車速160 km/h時各測點豎向加速度響應典型時程Fig.9 Typical time histories of vertical acceleration at different measuring points under train speed of 160 km/h

2.3 振動加速度

圖9 為列車以160 km/h車速通過試驗段時，鋼軌、道床、基底的豎向加速度響應典型時程曲線.可以看出：鋼軌加速度最大，道床加速度次之，基底加速度最小.從鋼軌到基底，加速度衰減了3個數量級，振動能量通過浮置板吸收，向外界傳遞的能量大幅度降低.

圖10為3個測試斷面上加速度最大值隨車速變化規(guī)律.可以看出：隨著車速增加，總體上鋼軌、道床、基底的振動加速度最大值均呈整體增大趨勢.相同車速下，板-3的鋼軌振動大于板-6，這是因為鋼彈簧“2/3布置”時浮置板剛度小于“2/2布置”.道床振動板-3最大，板-6次之，整體道床最小.整體道床的基底振動顯著大于板-3和板-6，說明鋼彈簧浮置板在各個時速范圍內均具有明顯的減振能力.

圖10 各測點豎向加速度最大值隨列車速度變化Fig.10 Peak vertical acceleration at each measurement point varying with train speed

2.4 減振效果分析

浮置板減振效果評價指標采用最大Z振級插入損失和分頻振級均方根差ΔLa.根據文獻［15］的規(guī)定，ΔLa定義為

式中：VLq（i）和VLh（i）分別為未采用及采用浮置板軌道地段為參照系其軌旁測點鉛垂向加速度在1/3倍頻程第i個中心頻率的分頻振級，dB.

圖11 減振效果隨列車速度變化Fig.11 Vibration damping effect varying with train speed

圖11為采用兩種評價指標時鋼彈簧浮置板板-3和板-6減振效果隨車速的變化規(guī)律.可以看出：采用兩種評價指標時浮置板減振效果均隨車速呈現先增大后略微減小的趨勢.車速大于100 km/h時浮置板減振效果均大于10 dB.同一車速下，板-3的減振效果整體優(yōu)于板-6，這與板-3處為鋼彈簧“2/3布置”鋼彈簧浮置板剛度整體較小有關.

當列車以160 km/h車速通過試驗段的整體道床和鋼彈簧浮置板時，整體道床、板-3和板-6處基底垂向加速度級的1/3倍頻程對比結果如圖12所示.可以看出，整體道床基底垂向加速度在1/3倍頻程中心頻率為12.5～16 Hz時與板-6基底加速度幾乎重合，而大于此頻段后，鋼彈簧浮置板在160 km/h時速條件下具有明顯的減振效果.

圖12 1/3倍頻程下各斷面基底垂向加速度Fig.12 Vertical base accelerations in one-third octave bands

2.5 降噪效果分析

為了分析列車在60～160 km/h車速條件下，鋼彈簧浮置板軌道與整體道床之間降噪效果的差異，在距軌道中心7.5 m，距線路高度1.2 m和3.5 m分別布置了2個測點（見圖5）.

圖13聲壓級隨列車速度變化Fig.13 Sound pressure level varying with train speed

圖13為各測點等效聲壓級隨車速變化結果.可以看出：各測點聲壓級隨車速提高而增大，當列車速度為160 km/h時，各測點的實測結果在90.6 dB（A）～91.7 dB（A）之間.同一車速下，普通整體道床的噪聲值略大于鋼彈簧浮置板噪聲值，鋼彈簧浮置板的降噪效果在0.1 dB（A）～3.7 dB（A）之間.對于鋼彈簧浮置板軌道，距線路高度1.2 m測點的噪聲值大于距線路高度3.5 m測點的噪聲值，對于普通整體道床，距線路高度3.5 m測點的噪聲值大于距線路高度1.2 m測點的噪聲值.

3 結論

通過設計建造國內首條高速鋼彈簧浮置板軌道試驗段，并進行現場高速逐級行車試驗，獲得了高速鋼彈簧浮置板軌道的振動、噪聲、位移等指標數據，從時、頻域角度分析研究了高速鋼彈簧浮置板軌道的動力特性，得到以下結論：

1）隨著速度的增加，道床位移逐漸減小，外軌位移逐漸增大，內軌位移逐漸減小，鋼軌和道床位移在各速度級條件下均滿足規(guī)范要求，“2/3布置”鋼彈簧浮置板道床位移大于“2/2布置”鋼彈簧浮置板道床.

2）隨著速度的增加，浮置板減振效果呈現出先增大后略微減小的趨勢，100 km/h以上時浮置板減振效果均大于10 dB，具有良好的減振效果.

3）相比于普通整體道床，鋼彈簧浮置板具有一定的降噪效果，最大值達3.7 dB（A）.