列车振动论文（共6篇）
列车振动论文 篇1
随着北京城市地铁建设规模不断扩大, 地铁运营引起的环境振动和噪声问题日益显著[1,2], 尤其对于一些古旧的保护性建筑和文化遗产来讲, 交通振动的危害是不可忽视的。
本文选取国家重点文物保护单位正阳门箭楼为研究对象, 着重研究地铁列车振动影响下箭楼的动力响应, 分析地铁列车振动的危害及古建筑的隔振防护措施。
1 箭楼动力响应计算
箭楼与地铁2号线的空间位置关系如图1所示。箭楼位于前门大街的南侧, 地铁2号线正好位于前门大街正下方, 以箭楼南北对称轴为X轴, 隧道中心线为Y轴, 如图2所示建立空间坐标系。箭楼为4层古建筑, 动力计算模型简化为多支点体系, 当地铁列车振动在地层中传播至箭楼底部时引起箭楼水平方向及垂直方向上的振动。
1.1 右洞列车振动的影响
在列车振动的作用下, 箭楼在水平方向和垂直方向都将产生振动。在垂直方向上, 由于箭楼自身的重力作用, 垂直方向的振动对建筑的破坏作用小;而水平方向的振动对箭楼建筑结构的剪切破坏作用大, 因此, 本文主要计算分析箭楼在水平方向 (即X轴方向) 的振动特性, 主要考察箭楼的振动速度特性。
在右洞地铁列车振动影响下, 箭楼水平方向振动特性见图3。
1.2 左洞列车振动的影响
在左洞地铁列车振动影响下, 箭楼水平方向振动特性如图4所示。
2 箭楼动力特性分析
由以上计算所得数据总结, 可得到箭楼的振动特性数值如表1, 表2所示。
从表1, 表2可以看出, 在地铁列车振动的影响下, 箭楼各层的振动位移、振动速度整体上随着楼层增高而变大, 其中1层~3层变化不明显, 而顶层增大明显, 分析该现象的原因为:当地铁列车振动沿建筑结构传播至建筑顶部时, 振动无法再继续向上传播、耗散, 而是在建筑顶部结构内发生反射向反方向传播, 与原传播方向的振动发生叠加造成了建筑顶部振动的放大。左洞列车行驶时对箭楼的振动影响又较右洞情况明显, 这是由于箭楼离左洞隧道更近造成的。
对右洞、左洞列车振动影响下箭楼顶层水平方向的振动速度时程特性进行频谱分析得到振动频谱图, 如图5, 图6所示。
从图5, 图6可以看出, 箭楼顶层振动速度的较大值主要集中在1.8 Hz~2.1 Hz, 15 Hz~17 Hz, 32 Hz~34 Hz这三个频段, 从大量的现场振动实测统计, 木结构古建筑的自振频率在2 Hz~3 Hz, 因此, 当在1.8 Hz~2.1 Hz频段地铁列车振动影响下引起了古建筑的共振而产生古建筑最大振动。
3 结语
1) 北京地铁2号线列车振动影响下, 箭楼的水平方向最大振动速度为0.049 mm/s, 在现行古建筑振动规范[6]的允许范围内, 但是在长期地铁振动影响下, 箭楼的建筑材料必将受到损坏。
2) 计算得到箭楼较大振动速度幅值主要集中在1.8 Hz~2.1 Hz, 15 Hz~17 Hz, 32 Hz~34 Hz这三个频段, 尤其是接近箭楼自振频率的1.8 Hz~2.1 Hz这一频段振动最明显。
摘要：通过分析北京正阳门箭楼与地铁2号线的位置关系, 建立了箭楼的动力分析模型, 从振动位移、速度、频率等方面, 探讨了箭楼在地铁振动影响下的动力响应特征, 指出了地铁振动的危害, 为制定古建筑的隔振防护措施提供了依据。
关键词：箭楼,振动速度,振动位移,频率
参考文献
[1]刘维宁, 马蒙.地铁列车振动环境影响的预测、评估与控制[M].北京:科学出版社, 2014.
[2]马蒙, 刘维宁, 丁德云.地铁列车引起的振动对西安钟楼的影响[J].北京交通大学学报, 2010, 34 (4) :88-92.
[3]冯军和, 闫维明.列车随机激振荷载的数值模拟[J].振动与冲击, 2008, 27 (2) :49-52.
[4]李克飞.基于变速及曲线车轨耦合频域解析模型的地铁减振轨道动力特性研究[D].北京:北京交通大学, 2012.
[5]马蒙.基于敏感度的地铁列车振动环境影响预测及动态评价体系研究[D].北京:北京交通大学, 2012.
[6]GB/T 50452—2008, 古建筑防工业振动技术规范[S].
列车振动论文 篇2
由于公路桥台质量较大, 且桥台基础刚度远高于桩基础刚度, 因此可认为铁路荷载对桥梁桩基础的影响远大于桥台, 同时, 东侧公路桥墩两侧均有速度达100km/h的重载列车通过, 而东侧桥台近临近一线铁路, 铁路对桥墩的影响效应大于桥台。本文研究铁路荷载对公路桩基础产生的侧向土压力和列车动力作用, 对比铁路列车荷载和常见公路荷载引起公路桥梁桩基础桩身弯矩, 分析铁路列车对公路桥梁耐久性的影响。
1 动力分析原理及方法
铁路动力作用对公路桥梁的影响, 主要体现在铁路货运车辆—铁路路基—周围土体—公路桥梁桩基础这一途径。同时, 未来铁路施工仅为常规铁路线路施工, 施工过程亦不致对公路桥梁基础产生不利影响。如列车通过时引起的公路桥梁基础的振动未超出其常见状态, 则可认为列车通过时对公路桥梁的影响不致引起超出目前程度的公路桥梁耐久性问题。
鉴于试验场地的工程状态, 地貌及土体特性相当复杂, 利用传统的路基—地基土—桩基础模型难以准确模拟这一复杂体系的动力学行为, 故采用车辆动力计算与现场实测相结合的方式进行分析和评估, 其步骤如下: (1) 以聚能力锤敲击临近公路桥墩处的铁路线路中心线地面, 测量上述敲击下公路桥墩的三向加速度; (2) 以Duhame冲击分析方法为基础, 利用时程积分计算在列车荷载作用下桥墩的振动加速度; (3) 测量在日常公路通行状态下桥墩的振动加速度; (4) 将计算与测量得到的加速度进行对比, 对铁路货运列车通过时对既有公路桥梁的动力影响做出评价。
经过对目前同类线路运营状态的分析, 采用C70货车参数进行计算。鉴于C70货车轴重与常见机车相近, 而单位长度重量远大于常见机车, 故C70货车引起的振动大于机车。因此, 分析中不再考虑机车, 只考虑多节C70列车编组的情况。C70车辆钩到钩距离为13.976m, 计算中采用20节编组, 总长约为280m, 远大于常见振动波传播距离, 该列车长度对本问题已足够。由于工点处有可能出现的会车情况, 结合对各线与公路桥梁墩柱距离的分析, 计算中分以下4工况考虑: (1) 京广货运右线货车100km/h通过; (2) 京广货运左、右线货车100km/h会车; (3) 京广货运右线货车100km/h、大宋线货车45km/h会车; (4) 京广货运左、右线货车100km/h、大宋线货车45km/h会车。
2 土体—结构振动传播规律试验及分析
为研究振动波在公路桥梁基础周围土体中的传播规律进行现场试验, 其方法是:以聚能力锤敲击临近公路桥墩范围内铁路线路中心位置的地面, 测量该敲击作用下公路桥墩接近地面位置的三向振动加速度。力锤敲击见图2;振动采集设备安装见图3。由于公路桥梁各墩之间在结构和地质条件上并无明显差异, 根据地形条件, 选择南侧第2墩作为测试墩。
鉴于试验场地地质条件较均匀, 实验中敲击公路桥梁边孔地面, 敲击位置见图4。试验中测量了公路桥墩接近地面处的三向振动加速度, 沿铁路线路方向投影, 敲击点与公路桥墩距离依次为0m、2m、4m、6m、8m、10m、12m、14m、16m、18m和20m, 在本节中依次以K0、K2、K4、K6、K8、K10、K12、K14、K16、K18、K20表示。
经分析, 选择了所有测量状态较好的测量记录, 共计43次个测次, 分别计算了每次敲击时单位冲量产生的桥墩表面振动加速度。由于试验条件所限, 同时, K20点敲击单位冲量产生的加速度已衰减为K2点敲击产生加速度的1/10数量级, 故不再测量更远处冲击对桥墩振动的影响, 而采用等比数列方式考虑远振动对桥墩振动的影响。
与此同时, 对该桥北侧第2墩和北侧第3墩进行了测量, 测点振动加速度峰值为顺公路桥向0.5933m/s2, 横公路桥向0.8568m/s2, 垂向0.4 25 6m/s 2。
3 减振措施研究
为避免快速重载货车通过的动力效应对周围建筑物造成过大影响, 铁路下穿公路桥梁区段, 应设置减振措施。经综合比选, 建议除在线路中设置弹性轨枕外, 在U型槽下设置桩基础, 以减少列车振动横向的传播。
由于难以获得关于土体的精确土动力学参数, 采用比值法计算设置道床承台及桩基础对铁路列车荷载减振的影响, 即在模型中各点分别输入冲击荷载, 计算设置和不设置U型槽下桩基础状态下桥墩位置三向地面加速度的比值, 用以描述设置上述铁路减振装置对振动控制的影响。建立空间土体有限元模型, 其中土的弹性模量取为100MPa, 阻尼比取为0.05, 敲击点处施加冲量为1kN-s。考虑铁路减振装置的工况, 忽略道床的刚度作用, 竖向力按沿桩身均匀分布考虑。经计算, 各敲击点各方向下桥墩处地面振动加速度比值见表1, 其中X、Y、Z依次为顺公路桥向、横公路桥向及垂向。
4 公路桥墩振动计算及分析
将通行的列车对路基的作用力视为一系列冲击荷载, 利用Duhamel积分, 并考虑实测远场放大系数, 可求得全过程中公路桥墩的振动状态。
设置U型槽下桩基础时, 单线20节编组C70货车以100km/h通过距公路桥墩表面2.98m线路时, 公路桥墩测点A的X、Y、Z三方向加速度时程峰值分别为0.3526m/s2、0.5539m/s2和0.3498m/s2。上述计算均假定线路中心距公路桥墩表面2.98m, 即京广货运右线到公路桥墩的最小距离, 对京广货运左线和大宋铁路, 上述距离分别为3.41m和8.08m。由表1中的数据, 三方向场地振动波在18m内衰减的比例分别为1/9.035、1/8.275和1/1 5.68 5, 由此推算各工况下桥墩的振动, 见表2。
5 研究结论
如采取在U型槽下设置桩基础的减振方式, 铁路荷载在三方向上对既有公路桥梁的动力影响不大于常见交通荷载引起振动峰值的78%、91%和94%, 铁路列车引起的振动不超过常见公路车辆, 列车通过的动力影响不致引起公路桩基耐久性问题。
摘要：本文研究重载货运铁路沿线结构物振动状态评估及减振措施问题。研究中, 采用移动荷载列模拟列车对线路的动力作用, 以现场实测数据确定铁路线路至沿线建筑物的振动传递规律, 以Duhamel时程积分及类比法计算列车通过时的振动状态并评估其使用安全性。
关键词：重载列车,铁路桥梁,振动传播,减振
参考文献
[1]夏禾.交通环境振动工程[M].科学出版社, 2010.
列车自动门振动谱的有效性分析 篇3
装备于列车的自动门行驶疆域广泛、所涉环境复杂,需要考核其可靠性。目前我国列车自动门在研发阶段缺少可靠性试验环节,究其原因是我国无论在国家标准层面,抑或在行业标准或企业标准层面,均没有可供可靠性试验所用的载荷谱,其中包含了负荷谱、应力谱、振动谱、温度谱及压力谱等。
我国涉及列车部件振动试验的现行标准有两个:①铁道部行业标准TB/T 2542—2000《铁路机车车辆部件振动试验方法》[1],这是参照日本工业标准JIS E4031—1994《铁路机车车辆部件振动试验方法》修改后形成的,不适合中国的轨道“路情”;②国家标准GB/T 21563—2008《轨道交通机车车辆设备冲击和振动试验》[2],这是克隆国际电工委员会标准IEC 61373—1999“Railway Applications——Rolling Stock Equipment Shock And Vibration Tests”的结果,不仅不适合中国的轨道“路情”,且不甚适合于研发性试验,不足以支持列车自动门振动可靠性试验。因此需要为我国列车自动门可靠性试验构建振动谱[3]。构建振动谱的本质是保证其与原始振动时间历程等效,需要设立有效性判别指标。本文对此开展研究。
1 计数方法与振动谱单元
对计数法的考虑最初来自于受交变载荷作用的部件应力疲劳实验。使部件产生疲劳损伤的主要因素是应力幅值和应力循环的次数。将实测的随机载荷时间历程简化为一系列全循环或半循环的过程叫做“计数法”。为了获得工作载荷谱和程序载荷谱,必需先对载荷时间历程用分级统计计数方法(即计数法)进行处理。程序载荷谱能否真实地反映受试零部件所经受的实际疲劳载荷与损伤度,除了取决于载荷时间历程的正确采集外,还决定于选用合适的计数法[4]。
目前,计数法可分为单参数法和双参数法。随着对处理结果要求的不同,以及分析处理仪器的进步,有了很多种计数法。工程技术领域中常采用的计数法有全峰值计数法(以下简称全峰值法)、部分峰值计数法、跨均值的峰值计数法、设置盲区计数法、幅值计数法、幅值均值计数法、幅值对超越计数法、穿级计数法、通过时间计数法和雨流计数法(以下简称雨流法)等[4,5]。
所谓“振动谱单元”是指采用某种计数方法对检测得到的原始振动时间历程进行处理所得到的振动谱最小单位。通常较之原始振动时间历程,其振动谱单元的长度减小、能量衰减,但是信号属性不应有本质改变。可通过比较振动谱单元与原始振动时间历程在平稳性、随机性、正态性和频率范围等方面是否有差异,来判断振动谱单元的有效性,从而确定最适宜的计数方法,进而保证所构建振动谱的有效性。
2 有效性判别指标
2.1 在幅值域通过标准差判别平稳性
对于时间序列的平稳性可采用方差或标准差予以考核[6]。方差或标准差描述了时间序列动态分量变动的剧烈程度,该值越小,则时间序列的平稳性越强。设离散时间序列{xi}|i=0,1,2,…,N-1,采样点数N=T/Δt,T为记录时间长度,Δt为采样间隔。则可得到方差σ2和标准差σ:
式(1)中,E(X)为数学期望。
2.2 在符号域通过符号熵判别随机性
对于时间序列的随机性可采用概率密度函数图形予以考核,但是该方法不能定量。现采用符号熵Hs(L)考核时间序列的随机性[7],L是符号序列长度。对于随机数据,Hs(L)将趋近于1;对于确定性数据,Hs(L)将趋近于0;对于复杂但具有确定性结构的数据,其值介于0和1之间;Hs(L)越小意味着时间序列中包含着更加确定性的结构。
符号树是符号统计量的图形表示,后者是L的函数。在获得符号树后可以方便地提取符号序列统计量。图1是一棵三层的符号树,其中p001是符号序列001的概率。显然,树中每一层对应着符号序列的特定长度。L=3,表示3个连续符号出现的情况。L也称为树的层数,因为它表达了用以评估符号统计量的符号树的深度。
对于二进制划分,在树的第L层可定义符号熵Hs(L):
式(2)中,变元p(τ,L)表示树的个数,是时延τ和符号序列长度L的函数;η是状态空间的划分个数[7];ps1s2…sL是第L层符号树的符号序列s1s2…sL出现的概率。
2.3 在幅值域通过峭度判别正态性
对于时间序列的正态性可采用峭度值予以考核[8]。如峭度值大于0则具有超正态性、小于0则具有亚正态性、越近于0则越具有正态性。
峭度(Kurtosis)K是反映振动信号分布特性的数值统计量[9],是归一化的4阶中心矩。离散时间序列的峭度K的计算公式为:
峭度值的意义如图2所示。当K=3时定义为分布曲线具有正常峰度,即零峭度值;当K>3时,观测值的分散程度较小,此时正态分布曲线峰顶的高度高于正常正态分布曲线,分布曲线具有正峭度值。当K<3时,观测值的分散程度较大,此时正态分布曲线峰顶的高度低于正常正态分布曲线,分布曲线具有负峭度值。
2.4 在频域通过自功率谱密度判别频率范围
自功率谱密度反映了信号的频率结构,其单位是某频率下信号幅值的平方,因此其频域结构特征较为明显。考核振动谱单元的自功率谱密度,能够可视化地观察振动谱单元的频率范围。
综上所述,在平稳性、随机性、正态性和频率范围四个方面判断振动谱单元的有效性,其判别步骤如图3所给。
2.5 基于能量守恒修正振动谱单元的幅值
能量是振动造成零部件损伤的根源,因此所构建的振动谱与零部件振动时间历程相比,两者所包含的总能量差值应控制在一定误差允许范围内。采用表征振动时间历程平均功率的均方值
选择对应于多个振动时间历程的多个振动谱单元,在时域上拼接而获得“准振动谱”{bq}|q=0,1,2,…,Q-1,Q为数据点数,其总能量为:
基于{bq}构建的振动谱{cq}|q=0,1,2,…,Q-1,其总能量应为:
式(6)中,k为幅值修正系数。联立式(4)～式(6),得到幅值修正系数k:
因此,通过对“准振动谱”的幅值进行k倍调整,即可获得振动谱,且与原振动时间历程等效。
3 应用案例
通过检测获得某型列车自动门上的振动时间历程,其样本形式如图4。
对图4的振动时间历程,可获得由雨流计数法构建的振动谱单元如图5,和由全峰值计数法构建的振动谱单元如图6。在平稳性、随机性、正态性、频率范围等方面比较由两种计数法所得振动谱单元与振动时间历程之间的差异,如表1所示。经综合比较,选择由雨流计数法构建的振动谱单元。
检测得到某型列车自动门的振动时间历程6个样本,将它们首尾拼接而成的准振动谱如图7。经过舍去小幅值、修正幅值后,可获得列车自动门的振动谱如图8。
所构建的某型列车自动门振动谱,较之检测得到的振动时间历程6个样本,有:
①振动谱总能量为272 826 m2/s4,振动时间历程6个样本总能量为272 892 m2/s4,两者相对误差仅为0.024%,故振动谱的总能量等效于振动时间历程6个样本的总能量;
②振动谱总长度7 876点,振动时间历程6个样本总长度49 152点,前者较之后者缩短了83.94%,故大大缩短了试验时间,提高了试验效率。
4 结论
(1)选择不同的计数方法,将影响所得到的振动谱单元的有效性。
(2)可比较振动谱单元与原始振动时间历程在平稳性、随机性、正态性和频率范围等方面的差异,衡量振动谱单元的有效性,确定较适宜的计数方法。
(3)可分别采用标准差、符号熵、峭度、自功率谱密度等特征量,表征平稳性、随机性、正态性和频率范围的变化。
(4)所构建的振动谱总能量等于列车自动门振动时间历程总能量,据此得到幅值修正系数,对“准振动谱”进行幅值修正,可得到振动谱。
(5)可选择雨流计数法建立列车自动门振动谱。
参考文献
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[6]李杰敏.汽车拖拉机试验学.北京:机械工业出版社,2001
[7]张雨.时间序列的混沌和符号分析及实践.长沙:国防科技大学出版社,2007
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列车振动论文 篇4
要有效地减小振动和噪声, 就必须研究振动和噪声产生的来源及每一个噪声源对总噪声的贡献量。
1.1 车外振动源和噪声源
地铁噪声主要由轮轨噪声、牵引噪声和空气动力噪声等组成。地铁噪声源取决于地铁列车实际的运行形式, 地铁列车速度对噪声的辐射有很大的影响, 在低速区域较低的范围内, 主要以轮轨噪声为主导, 其能量集中在800~2 500 Hz频率范围。而空气动力噪声则主要表现于地铁列车高速运行的情况下。
牵引噪声主要来源于牵引电机系统产生的噪声和冷却系统的风扇等设备运行产生的噪声。轮轨噪声则是最主要的铁路噪声源, 其强烈地依赖于车轮和轨道表面的质量。轮轨噪声可以分成三类:滚动噪声、撞击噪声和啸叫声。
气动噪声强烈地依赖于地铁列车的运行速度, 随车速以601~801 gv的幅度规律增加。当地铁列车进入隧道时, 隧道内空气受到地铁列车头部活塞效应的造成强烈压缩, 在隧道内产生压力波, 从而使隧道内的空气动力噪声明显增大。
1.2 车内振动和噪声源
由于地铁列车车体结构较为复杂, 车体中的噪声传递是很难分类去研究的, 对其激励原理和响应因果原理也很难进行描述。所有影响车外声-振的声振源也同样会影响到车内的振动和噪声。地铁车体内部的噪声是各种机电设备噪声与外部入射声共同作用的集合, 设备噪声主要是由车载空调、风机、空气压缩机、主变压器、主变流器等引起的噪声, 外部入射声主要有轮轨噪声、空气动力噪声等。同时, 车外的脉动压力也经常会引起车厢内部的气动噪声。
2 地铁列车噪声预测方法
2.1 预测方法
地铁列车的质量在噪声辐射中是一个较为关键的因素。对于单列车通过时最大噪声压级Lp, a, max有几种计算模型。目前, 我国主要采用的噪声预测方法是将列车运行时产生噪声源视为不相干的有限长偶极子线声源。地铁列车通过受声点的等效声级计算式为:
在公式 (1) 中:LP0, i——地铁列车最在垂向指向性方向上的噪声辐射源强, 地铁列车通过时段的参考点等效声级;
m——地铁列车通过的列数, 取5~10;
C——噪声修正项。
噪声修正项公式为:
公式 (2) 中:Cv——速度修正;
Ct——线路和轨道结构修正;
Cd——几何发散衰减;
Ca——空气吸收衰减;
Cg——地面效应引起的衰减;
Cb——屏障插入损失;
Cθ——垂向指向性修正。
对于运行速度较高的地铁列车, 列车在速度为ν时, 相应的轮轨噪声和空气动力噪声可用下式进行估算 (测点距轨道中心为25 m) 。
2.2 仿真预测技术
为了能更好地进行地铁列车的声-振设计, 地铁列车的声-振特性仿真预测也是不可缺少的内容。建立精确的设计模型是最基本的要求, 因为声源数量和声源声功率级会对声-振仿真测试的结果产生较大的影响, 而运用数值声学方法能有效地处理低频噪声。
3 地铁列车噪声测量技术
测量技术是工程研究的重点研究领域, 通过测量以评估既有产品的声-振控制水平, 并根据声-振特性分析结果指导后续产品的声-振控制。
3.1 车外噪声的测量
减小声-振源的振动和噪声是减振降噪最为有效的方式, 但这需要对噪声源的机理有深刻的理解。很长一段时间是用单个麦克风来识别地铁列车通过时的噪声源, 但使用单个声传感器测得地铁列车附近的声压时间历程数据只能对主要噪声源的位置进行粗略的估计——由于对噪声源在运行方向上的识别力差, 不能确定其在垂直方向上的位置。对于高速车还必须考虑: (1) 高速移动的声源必引起多普勒频移, 接收到的信号幅值会发生变化; (2) 地铁列车周围产生的湍流层以及地面的影响等, 这些因素会影响噪声的传播。对于定置车辆, 车外声压级 (SPL) 的测量可根据ISO3095—2005进行。
3.2 内部噪声的测量
车内噪声的测量可参考ISO3381—2005 (E) 标准的要求进行。图1是根据标准对某类型列车内噪声测点布置示意图。司机室内布置一个测点, 司机室中央距地板高度1.2 m处。客室内地板上方1.2 m处的车辆中心线上安装5个传声器。第一个测量点位于一位端转向架中心的上方, 最后一个测量点位于二位端贯通道中心的上方, 其余3个测量点位于这两个测点之间的大致等距点位上。
4 地铁减振降噪技术
振动和噪声的控制不仅是列车本身声学设计的问题, 它还是一门复杂的现代技术, 与车体轻量化设计、气密性研究、转向架设计、轮轨摩擦、线路质量、振动、隔声、减振结构和材料的选择、动力设备的设计安装等息息相关, 并涉及到理论力学、流体力学、材料力学、空气动力学等学科, 还涉及到摩擦阻尼技术、模态分析、能量分析、随机信号分析等新技术。国外地铁列车在声学技术的要求上已经比较规范, 要求比较高, 尤其在采用新材料、新结构方面来防治噪声、加强密封性的工程设计上比较成熟, 也取得了一些研究成果。我国在近期才开始全面发展地下铁道交通, 在这方面的工作起步不久, 技术和产品上还不十分配套。
4.1 地铁列车减振降噪
地铁列车高速运营产生的振动和噪声问题受到众多学者的关注。研究表明, 噪声源主要由结构传递进入车内, 在速度提高后, 由于受气动噪声和集电系统噪声的影响, 随着速度的提升, 辐射噪声在高频范围内出现明显增长。当地铁列车提速运行, 随着轮轨噪声贡献量的减小, 空气动力噪声成为最主要的噪声。如果空气动力噪声不能减小, 则地铁列车的噪声不会全局性地减小。当车速较大时, 地铁列车声源的试验是十分困难的, 因为这些声源通常是随机噪声, 对这些声源的研究需要采用恰当的方法统计和处理。
4.2 轮轨减振降噪
目前, 在地铁线路中减振降噪最常用的方式是在轨枕和轨道之间采用隔振设备, 这样既可以保护轨枕, 又可以减少振动和噪声。为了减小线路噪声的辐射, 在轨道上安装铁路阻尼设备、减振扣件和新型的阻尼材料, 线路上的减振扣件除了能减小直接噪声外, 也能间接地减小由于表面不平而引起的噪声辐射。目前, 广州地铁主要运用的减振扣件有从一号线起使用的GJ-Ⅲ型减振扣件、克隆蛋减振扣件, 三至五号线中使用的先锋扣件和近期在四、六号线中使用较多的浮轨减振扣件。
车轮噪声的控制则主要是对车轮进行阻尼处理。轮对本身的阻尼是非常小的, 实践中通过各种形式的轮对阻尼装置, 减小车轮的噪声辐射水平。
综合上述研究现状, 在工程应用中, 目前多是单一采用减振降噪设备的办法, 以弥补结构声-振设计方面的不足。如果将噪声治理集成于早期的设计阶段, 则可以大大减少制造和营运成本。对于地铁列车的声-振特性, 目前主要还在实验测试阶段。在声源特性的研究、结构声学设计 (如双层加肋板结构、单层加肋板结构+内饰板结构、双层铝型材结构等) 和隔振降噪方面技术储备明显不足, 制约了地铁铁道交通的声学设计发展。
5 结束语
总的来说, 地铁列车的声-振设计要从系统整体的角度进行综合考虑, 将声学设计运用到列车结构及轮轨设计的每一个环节。加强对声源特性的研究与对结构声学设计和隔振降噪方面技术的认识, 进而将噪声治理在早期的设计阶段做好, 减少制造和采购减振设备的费用。从源头减小振动和噪声是减振降噪最有效的方式, 同时, 加强城市地铁的噪声控制及预测的规范和立法, 是减小地铁列车噪声污染的有力保障。
摘要：地铁列车的振动与噪声涉及到多个学科, 是一个整体的系统工程。研究列车振动和噪声控制首先需要了解噪声产生机理和噪声单元的声贡献, 从而了解所有振动和噪声的特性, 进而加强地铁机车的噪声控制和预测, 减小地铁列车噪声污染。阐述了地铁列车振动和噪声源的产生原理, 列举了现如今地铁列车噪声预测的方法、列车噪声的测量技术和减振降噪技术。
关键词：地铁列车,振动,噪声测量,减振降噪
参考文献
[1]饶忠.列车牵引计算[M].第二版.北京:中国铁道出版社, 2003.
[2]刘斌, 陈爱军, 李耘茏, 等.牵引计算算法研究及软件实现[J].电力机车与城轨车辆, 2013 (1) .
列车振动论文 篇5
宁杭高速铁路 (又称宁杭高铁、宁杭客运专线) 北起南京, 南至杭州, 全长248.963 km, 正线桥梁比63%, 正线隧道比11%。该项目为客运专线, 双线, 采用先进的CRH380A型列车, 设计速度达到350 km/h。
对宁杭高速铁路列车运行引起的地面振动进行了现场测试, 得到了一些数据, 可以为实际工程提供参考, 并对数据作了三维的分析, 提供了一种新的研究思路。
1 测试方案
测试地点为南京市江宁区天景山公寓春秀苑。穿过该村的宁杭城际铁路高架桥段, 桥墩高度约24 m、桥跨约41 m, 此处地势平坦宽敞。采用东华测试仪测量地面振动的竖向加速度, 采样间隔为1 ms。在垂直于高架桥方向布置10个速度检波器, 每隔10 m布置1个。
2 地面振动测试结果与分析
2.1 不同车速情况下各测点地面振动加速度峰值
不同车速和车厢情况下各测点处地面振动加速度峰值见表1。
可以看出:1) 随着离桥墩距离的增大, 列车运行引起的地面振动强度逐渐衰减, 20 m以内的衰减幅度较快, 20 m以外的衰减幅度较平缓, 并出现了振动反弹区;2) 地面振动强度随列车车速的提高而增大。
2.2 地面竖向振动加速度的三维时空变化特征
列车运行振动是通过土体向外传播从而进一步诱发邻近建 (构) 筑物二次振动的, 所以弄清振动在土体中的传播机理对于降低环境噪声具有指导意义。一般分析只能孤立地分析离高架桥不同距离处地表振动的时程曲线、频谱特性等, 这种“跳跃式”的分析只能反映地表某几点的振动特征, 无法体现振动波在地基介质中的连续性传播特征。因此对测试数据进行了三维分析, 研究了高速列车通过高架桥时引起的地表振动三维时空变化特征及频谱特性, 为进一步研究高速列车运行引起的环境振动提供了一种新的思路。
图1为列车通过高架桥时地表竖向振动加速度的三维时空变化特征图。X轴为各测点距高架桥的距离;Y轴为列车运行的时间;Z轴为地表竖向振动加速度。XZ平面表示不同的点在同一时刻的竖向加速度值, YZ平面表示同一点在不同时刻的竖向加速度值。为了更清晰地描绘地表竖向振动加速度三维时空变化特征, 给出了两种不同视角的三维图像。
可以看出, 离桥墩较近处 (约10 m以内) , 随着9组转向架依次跨过高架桥, 地表竖向振动加速度出现了9组明显的周期性峰值, 可以认为靠近桥墩处的地表振动主要是由列车周期性的轮轴力作用而激发的。随着离桥墩距离的增加, 由于振动波能量的扩散以及土体阻尼对振动波能量的吸收, 使轮轴力产生的地表竖向振动加速度的周期性峰值不再明显, 取而代之的是一条条波浪状的条纹, 呈现出显著的振动波在土介质中传播的波动特性, 说明远离桥墩处的地表振动主要是从靠近桥墩处的地表振动波传播而来, 受轮轴力作用的影响程度轻。
3 结论与展望
1) 列车运行引起的地面振动强度随着离高架桥距离的增大而减小, 20 m以内衰减幅度较大;振动强度随列车时速的提高而增大。
2) 靠近桥墩处的地表振动主要是由列车周期性的轮轴力作用而激发, 远离桥墩处的地表振动主要是从靠近桥墩处的地表振动波传播而来, 受轮轴力作用的影响程度轻。
摘要：对宁杭城际铁路列车运行引起的高架桥段地面振动竖向加速度进行了现场测试, 分析了振动特征及其传播的衰减规律, 结果表明:地面振动峰值速度和加速度随着离高架桥距离的增大而减小, 20 m以内时地面振动衰减幅度较大;地面振动峰值随列车时速的提高而增大;靠近桥墩处的地表振动主要是由列车周期性的轮轴力作用而激发, 远离桥墩处的地表振动主要是从靠近桥墩处的地表振动波传播而来, 受轮轴力作用的影响程度轻。
关键词：列车,高架桥,地面振动,现场测试
参考文献
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列车振动论文 篇6
目前,在铁道轨道线路设计中尚未考虑轨道线路曲线参数和变坡点位置的选择以及左、右轨道垂向不平顺的差异对铁道车辆动态响应的影响。为分析这些因素对车辆动力学响应的影响,本文参考实际客运专线的曲线和坡道等线路参数,对车辆垂向动力学进行仿真分析。
1 ADAMS/Rail模型的验证
为了验证ADAMS/Rail模型[1,2]的可用性,利用ADAMS/Rail模型对装有CW200型转向架[3,4]的列车进行建模。本文以车体垂向加速度为验证对象,列车速度为325 km/h。车体垂向加速度仿真结果如图1所示。从图1中可以明显看到经过坡道改变的区段时,车体垂向加速度出现了超重和失重现象。
其仿真结果和实测数据的对比结果见图2。由图2可以看出仿真结果和实测数据基本一致[5],ADAMS/Rail中的多体模型可用。
2 曲线过渡段与变坡点的距离对车体垂向加速度峰值的影响
为分析曲线过渡段与变坡点两者之间的距离对车体垂向加速度的影响,分别采用较硬的二系垂向悬挂和较软的二系垂向悬挂进行讨论。较硬的二系垂向悬挂参数对应的车体点头和沉浮模态参数分别为1.1 Hz和0.96 Hz,阻尼比分别为0.54和0.49;较软的二系垂向悬挂参数对应的车体点头和沉浮模态参数分别为0.89 Hz、0.79 Hz,阻尼比分别为0.144、0.127。 计算采用变坡点的坡度为1/1 000,曲线过渡段距变坡点距离分别为0.65 m、5 m、10 m、15 m、18 m、20 m、50 m、100 m。曲线过渡段与变坡点之间距离对车体垂向加速度峰值的影响如图3所示。
3 轨道垂向不平顺对轮重减载率和车体加速度的影响
影响轮重减载率和车体加速度的因素很多,如钢轨焊缝、轨道刚度变化、轨道坡度变化等[6,7,8]。本节将分别探讨轨道垂向不平顺对轮重减载率和车体加速度的影响。
3.1 轨道垂向不平顺对轮重减载率的影响
图4为轮重减载率的仿真结果。在16 km附近、21 km～24 km范围内、28 km～29 km范围内,出现了轮重减载率超标的情况。根据仿真模型中的线路参数设置,16 km附近对应轨道坡度变化区域,坡度由上坡正坡度6/1 000变化为下坡负坡度4/1 000;21 km～24 km范围内的两处减载率较大的区域,分别为轨道道岔区域;在28 km～29 km范围内的轨道线路无明显特征,但仍然出现了轮重减载率超标。检查对应位置的轨道,发现左、右轨道都存在垂向不平顺,在轮重减载率超标的相应位置,出现了较明显的不一致性。28 km～29 km范围内左、右轨道垂向不平顺仿真图如图5所示。
由图5可知,左、右轨垂向不平顺的差与临近区域垂向不平顺的峰值相当,车辆通过该区域时,轮对某侧产生剧烈运动,从而产生了轮重减载率超标的情况。
3.2 轨道垂向不平顺对车体加速度的影响
图6 为28 km～29 km范围内轨道垂向不平顺激励的车体垂向加速度仿真图。由图6可知,在28 km～29 km范围内,车体垂向加速度出现了较大峰值以及相应的衰减波形,这说明左、右轨道垂向不平顺对车体垂向加速度有影响。
为验证仿真结果的可靠性,将以低速运行时检测的实测数据提取出来,与图6的仿真结果进行比较,见图7。
由图7可知,在28 km～29 km范围内,实测车体垂向加速度和仿真车体垂向加速度都出现了较大幅值和相应的衰减过程,说明图6的仿真结果可信。
4 结论
通过本文的研究,可发现轨道坡度变化和轨道垂向不平顺对车体垂向加速度、轮重减载率等有影响。但由于本文选用的模型和数据有限,所以有必要收集大量的数据,综合分析铁道轨道线路设计中尚未考虑的轨道线路曲线参数对车体加速度、轮重减载率的影响,总结出规律,帮助评估线路状况和列车运行状态的安全程度。
参考文献
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