基于FE-SEA混合法研究高速列车静音地板的隔声性能

引用本文

郝志勇, 丁政印, 孙强. 基于FE-SEA混合法研究高速列车静音地板的隔声性能. 2015, 45(4): 1069-1075
HAO Zhi-yong, DING Zheng-yin, SUN Qiang. Sound insulation performance of the silent floor of high-speed train based on FE-SEA hybrid method. Journal of Jilin University Engineering and Technology Edition, 2015, 45(4): 1069-1075 复制到剪切板

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基于FE-SEA混合法研究高速列车静音地板的隔声性能

郝志勇¹, 丁政印¹, 孙强²

1.浙江大学能源工程学系,杭州310027

2. 长春轨道客车股份有限公司,长春 130062

丁政印(1987-),男,博士研究生.研究方向:汽车振动噪声与控制.E-mail:dingzhengyin@163.com

作者简介:郝志勇(1955-),男,教授,博士生导师.研究方向:汽车振动噪声与控制.E-mail:haozy@zju.edu.cn

基金:“863”国家高技术研究发展计划项目(2012AA111105)

摘要

采用声压法与声强法分别测量地板隔声量,整个频段内测量结果有较好的一致性,且差值在合理的工程误差范围内,规避了试验失误,为后续仿真方法验证提供了一定的保障,而且静音地板的隔声性能优于普通地板。通过脉冲衰减法测量阻尼损耗因子以用于FE-SEA混合法计算隔声量,计算结果与试验结果吻合良好。表明使用FE-SEA法预测静音地板的隔声性能行之有效。分别调整静音地板中胶合板和橡胶层的厚度以期获得隔声性能更优的结构,当橡胶层厚度均为2 mm,胶合板三层厚度分别为3 mm、5 mm、7 mm时,隔声效果更佳。从结构改进到声学包装等主动和被动两个方向优化静音地板隔声性能,建立用户数据库。

关键词: 车辆工程; 机车车辆; 隔声性能; 声压法; 声强法; 静音地板; FE-SEA混合法; 用户数据库

中图分类号:TB532 文献标志码:A 文章编号:1671-5497(2015)04-1069-07

Sound insulation performance of the silent floor of high-speed train based on FE-SEA hybrid method

HAO Zhi-yong¹, DING Zheng-yin¹, SUN Qiang²

1.Department of Energy Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310027, China

2.Changchun Railway Vehicles Co.Ltd, Changchun 130062, China

Abstract

Sound pressure and sound intensity methods were used to measure the Transmission Loss (TL) of silent floor of high-speed train. Results of the two methods are in good agreement that the difference is within a reasonable range of engineering error, which avoid experiment muff. The results also provide certain reliability for subsequent simulation verification. It is shown that the sound insulation effect of silent floor is better than that of general floor. The damping loss factor was measured by pulse attenuation method, which was then used to calculate the TL using FE-SEA hybrid method. The calculation results of TL are in good agreement with the experiment results. Better sound insulation structure can be obtained by adjusting the thickness of plywood and the rubber layer. It is shown that when the thickness of the rubber layer is 2 mm and three layers of plywood have different thickness of 3 mm, 5 mm and 7 mm respectively, the silent floor has better sound insulation performance. The sound insulation performance of the silent floor can be optimized by improving the floor structure and the sound package, to establish the users' database.

Keyword: vehicle engineering; railway vehicle; vehicle sound insulation performance; sound pressure method; sound intensity method; silent floor; finite element-statistical energy analysis hybrid method; user database

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0 引言

高速列车车下振动噪声是车内噪声的主要来源, 车体地板隔声性能的优劣, 直接影响着车下噪声向车内的传播, 并且在100~1000 Hz频率范围内, 影响较大。因此, 研究车体地板的隔声对车内噪声控制十分必要, 同时地板结构的隔振性对于一次固体声的传播也有重要意义^{[1, 2, 3]}。

目前, 对木质胶合板的研究仍然停留在生产工艺和性能上, 国外Hu等^[4]对胶合板的振动特性进行了研究, Sulaiman等^[5]对油棕胶合板的精加工做了一些评估, 国内南京林业大学的季孔庶等^[6]探索了杂交鹅掌楸的生长表现及其木质胶合板的性能, 已取得了实际而成熟的理论。但对于胶合板声学方面尚无深入研究。

本文拟用声压和声强两种方法测量普通胶合板和静音胶合板的隔声量。测量结果的一致性较好, 规避了试验中存在的失误; 而且静音地板的隔声性能明显优于普通地板。为深入研究静音地板的隔声, 通过脉冲衰减法^[7]测量阻尼损耗因子以用于FE-SEA混合法^{[8, 9]}计算隔声量, 计算结果与试验结果吻合良好, 表明使用FE-SEA法预测静音地板的隔声性能行之有效。并通过调整静音地板中胶合板和橡胶层的厚度, 获得隔声性能更优的结构。

1 基础理论

FE子系统与SEA子系统耦合时, 整体平均响应由下式表示:

$\begin{matrix} < S_{qq} > = D_{dir}^{- 1} [S_{ff}^{ext} + \sum < S_{ff, m}^{rev} >] D_{dir}^{- H} (1) \end{matrix}$

式中:< S_qq> 为FE子系统中的节点位移; $\begin{matrix} S_{ff}^{ext} \end{matrix}$ 为外界直接施加在FE子系统上的作用力; < $\begin{matrix} S_{ff, m}^{rev} \end{matrix}$ > 为第m个SEA子系统的混响场作用在FE子系统耦合节点处的作用力; D_dir为包含了FE子系统和SEA子系统“ 直达场” 的整体刚度矩阵。此整体刚度矩阵阐明了FE子系统向SEA子系统辐射能量的机理, 而作用在耦合节点处的载荷代表SEA子系统对FE子系统的激励作用。此二者的关系由“ 直达场互惠定理” ^[10]描述:

$\begin{matrix} < S_{ff, m}^{rev} > = \frac{4 E_{m}}{πω n_{m}} Im \{D_{dir}^{(m)}\} (2) \end{matrix}$

式中:ω 为圆频率; E_m为第m个子系统的能量; n_m为第m个子系统的模态密度; Im $\begin{matrix} \{D_{dir}^{(m)}\} \end{matrix}$ 为第m个子系统对整体刚度矩阵的阻抗贡献量, 这个刚度矩阵具有统计学意义。

能量平衡方程为:

$\begin{matrix} \frac{E_{m}}{n_{m}} (M_{m} + h_{m}^{α} + \sum_{n \neq m} h_{nm}) - \sum_{n} h_{nm} \frac{E_{n}}{n_{n}} = P_{in, m}^{0} (3) \end{matrix}$

式中:M_m为子系统的质量; $\begin{matrix} h_{m}^{α} \end{matrix}$ 为第m个SEA子系统“ 混响场” 与FE子系统连接处的能量吸收因子; $\begin{matrix} P_{in, m}^{0} \end{matrix}$ 为子系统输入功率; h_nm为第n个SEA子系统“ 混响场” 中的单位模态密度对第m个SEA子系统“ 直达场” 的输入能量。

当求出子系统的能量后, 利用式(1)即可求出系统的整体平均响应。

2 地板隔声量实验

图1为两种地板的几何特征, 静音地板相对普通地板, 中间多了两层橡胶减振层。如图2所示, 隔声量测试环境由两个相连的混响室组成, 将地板固定在混响室的窗口中, 用油泥填充地板与窗口之间的间隙, 分别使用声压法和声强法测量两种地板的隔声量, 以规避试验中的失误, 为后续仿真方法的验证提供一定的可靠性。

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	图1 地板的几何特征图Fig.1 Floor geometric characteristics

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	图2 隔声量试验装置Fig.2 Experiment system of transmission loss

2.1 声压法

在国标GB/T 19889.3— 2005中可以由下式求得隔声量TL:

$\begin{matrix} TL = \overset{p_{i}}{L} - \overset{p_{o}}{L} + 10 \lg (S / A) (4) \end{matrix}$

式中: $\begin{matrix} \overset{p_{i}}{L} \end{matrix}$ 为发声室的声压级均值; $\begin{matrix} \overset{p_{o}}{L} \end{matrix}$ 为接收室的声压级均值; S为被测试件的单侧表面积; A为接收室的吸声量。

又根据ISO354, 吸声量A可通过赛宾公式计算:

$\begin{matrix} A = 0.16 V / T (5) \end{matrix}$

式中:V为接收室的容积; T为接收室的混响时间。

依据试验室房间的大小, 分别关于被测试件对称布置5个传声器。试验时在发声室中接入粉红噪声声源, 形成待稳定的混响效果后开始同步测量各传声器位置处的声压级, 每组数据记录8 s, 测量3次, 采样频率为65536 Hz。最后取五点的平均声压级作为入射和透射声压级。

2.2 声强法

为了规避试验中存在的失误, 还选用了声强法进行测量, 即在发声室中测量五点平均声压级; 在接收室中利用声强探头近场扫描试件的辐射面, 可得到被测试件的辐射声强I_o。隔声量计算公式如下:

$\begin{matrix} \begin{matrix} TL = 10 \lg \frac{W_{i}}{W_{o}} = 10 \lg (\frac{{p_{i}}^{2} S_{i}}{4 ρc} / I_{o} S_{o}) = \\ \overset{p_{i}}{L} - L I_{o} - 6.2 (6) \end{matrix} \end{matrix}$

式中:W_i为入射声功率; W_o为透射声功率; p_i为入射声压; S_i为入射面积; ρ 为空气密度; c为空气中的声速; S_o为透射面积; $\begin{matrix} \overset{p_{i}}{L} \end{matrix}$ 为入射声压级的平均值; LI_o为透射声强级。

根据以上两种测量方法得到静音地板的隔声量曲线如图3所示。

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	图3 静音地板的隔声量曲线Fig.3 Transmission oss curve of silent floor

将以上两种测量方法应用于普通地板, 得到隔声量曲线如图4所示。

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	图4 普通地板的隔声量曲线Fig.4 Transmission loss curve of general floor

从图3和图4中可以看出:采用声压法与声强法得到的地板隔声量曲线在整个频段内的变化趋势有较好的一致性, 且差值在合理的工程误差范围内, 成功规避了试验中的失误, 为后续仿真方法的验证提供了一定的可靠性。

两种地板的隔声量对比如图5所示。

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	图5 两种地板隔声量对比曲线Fig.5 Transmission loss comparison of two floors

图5显示无论是采取哪种测量方法, 静音地板的隔声量都比普通地板的大, 隔声效果更明显。已知两块地板的几何尺寸相当, 所以隔声量的差别体现在地板的结构和材料上。在200 Hz以下的范围内, 静音地板的隔声量较普通地板高, 在160 Hz处, 受边界条件的影响, 两块地板都存在一个明显的隔声低谷, 静音地板的隔声较差。静音地板有较好的隔声性能, 主要是因为此时处在隔声特性曲线的整体共振区, 隔声量受阻尼的影响比较大, 随着阻尼的增加而增加, 静音地板的结构特征尤为明显, 中间有两层2 mm的橡胶层。橡胶是具有明显阻尼特性的材料, 因此静音地板的隔声较好。超过200 Hz, 进入质量控制区, 隔声量随着质量的增加而增加; 由于橡胶的密度较胶合板大, 因此, 静音地板的质量较普通地板高, 隔声效果较普通地板好。

3 地板隔声量仿真

进行隔声量仿真计算, 除了需要结构和材料参数外, 还需要导入阻尼损耗因子。

3.1 阻尼损耗因子的测试

为了获取静音地板的阻尼损耗因子, 试验采用脉冲衰减法进行测试。将静音地板用柔性绳悬挂, 以避免与支座间的能量传递, 同时可满足构件受激后自由振动^[11], 选取合理的位置布置3个振动加速度传感器, 用力锤在多个位置进行瞬态激励, 记录各测试点的振动衰减过程, 结合先进的信号处理方法对数据进行线性平滑处理^[12], 得到静音地板的时域衰减和频域响应这两个中间过程曲线如图6所示。对中间过程曲线作进一步的处理得到阻尼损耗因子, 如图7所示。

将脉冲衰减法应用于普通地板得到阻尼损耗因子, 与静音地板的阻尼损耗因子的对比如图8所示。

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	图6 静音地板的中间过程曲线Fig.6 Intermediate process curve of silent floor

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	图7 静音地板的阻尼损耗因子Fig.7 Damping loss factor of silent floor

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	图8 两种地板阻尼损耗因子对比图Fig.8 Damping loss factor comparison of two floors

从图8可以看出在低于1000 Hz的范围内, 静音地板的阻尼损耗因子明显大于普通地板, 约为2%~4%, 而普通地板的只是在1%~2%。超过1000 Hz, 两者渐趋于一致, 主要是因为在此频段内, 振动并未激起, 测试结果不可信。

3.2 隔声量的仿真计算

主要关注地板在100~1000 Hz中低频范围内的隔声性能, 为了提高计算效率和计算的准确性, 使用FE-SEA混合法, 材料参数与试验相同。如图9所示, 三维模型共包含了4个部分:FE系统, FE face网格, DAF(Diffuse acoustic field)混响激励, SIF(Semi-infinite field)半无限流体场。导入结构材料参数和阻尼损耗因子进行计算, 此种方法相对传统的有限元法, 解决了中频计算时的不足。

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	图9 静音地板的FE-SEA模型Fig.9 FE-SEA simulation model of silent floor

计算得到静音地板在1/3倍频程下的隔声量曲线, 为了验证仿真的准确性, 将其与声压法、声强法测试结果进行对比, 如图10所示。

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	图10 静音地板隔声量仿真与实验对比Fig.10 Transmission loss comparison of silent floor between simulation and experiment

从图10可以看到, 在160 Hz以下的低频范围内, 隔声的仿真与试验相差相对较大, 最大差值为3.5 dB, 这主要是由边界条件引起的, 实验与仿真的边界条件有所不同, 实验时通过多点固定约束, 四周使用油泥密封, 而仿真只能简化实际情况下的边界条件, 无法与试验保持一致。超过160 Hz, 仿真与试验吻合得相当好, 最大差值不超过2 dB。

上述误差都在工程许可的范围内。总体而言仿真的趋势与试验一致, 表明运用FE-SEA方法预测静音地板在100~1000 Hz的隔声性能行之有效。

4 静音地板隔声量数值优化

如图1所示, 静音地板是由三层胶合板和两层橡胶相间组合而成, 通过调整胶合板和橡胶层的厚度, 以期获得隔声性能更优的静音地板。

4.1 橡胶层等厚, 改变胶合板厚度

两层橡胶层厚度均为2 mm, 按照以下3种情况改变胶合板厚度, 三层等厚:均为5 mm; 三层不等厚:分别为3 mm、5 mm、7 mm; 外层等厚:外层均为6 mm, 内层为3 mm。获得隔声量曲线如图11所示。

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	图11 橡胶层等厚, 改变胶合板厚度下的隔声量Fig.11 Transmission loss vs.plywood thickness with the same thicknss of rubber

从图11可以看出, 在250 Hz以下的范围内改变胶合板厚度对隔声量的影响较大, 在250 Hz处, 厚度的改变反而使隔声量有所降低, 随着频率的增加, 某一厚度会对隔声量的影响整体上起到积极的作用。总体而言, 当胶合板三层厚度分别为3 mm、5 mm、7 mm时, 隔声性能相对更优。

4.2 橡胶层不等厚, 改变胶合板厚度

橡胶层厚度分别为1 mm和3 mm, 按照4.1节中的数据改变胶合板的厚度, 获得隔声量曲线如图12所示。

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	图12 橡胶层不等厚, 改变胶合板厚度下的隔声量Fig.12 Transmission loss vs.plywood thickness with different thickness of rubber

图12显示, 在200 Hz以下的范围内, 改变胶合板的厚度对隔声量的影响比较突出; 在200 Hz处, 改变厚度使隔声性能变差。随着频率的增加, 隔声性能出现一定的波动。当三层胶合板的厚度互不相等时, 静音地板的隔声效果更优。

4.3 单层橡胶, 改变胶合板厚度

使用等厚度4 mm的单层橡胶代替两层橡胶层, 改变胶合板的厚度为以下两种情况, 不等厚:分别为6 mm和9 mm; 等厚:均为7.5 mm。观察隔声量的变化, 如图13所示。

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	图13 单层橡胶, 改变胶合板厚度下的隔声量Fig.13 Transmission loss vs.plywood thickness with monolayer rubber

图13显示, 315 Hz以下的范围内, 两侧胶合板的厚度相等时, 隔声效果相对更优, 在315 Hz处, 情况恰好相反; 超过315 Hz, 隔声状况又恢复如初, 只是在800 Hz处出现一个明显的隔声低谷。在100~1000 Hz内, 两侧胶合板厚度均为7.5 mm时, 静音地板的隔声性能更优。

将以上3种情况下的隔声效果相对突出的方案进行对比, 如图14所示。

根据仿真模型, 加工制造了图14各方案下的静音地板, 进行隔声量试验, 得到的结果与仿真相吻合, 进一步验证了仿真预测的可靠性。

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	图14 最优方案对比图Fig.14 Comparison among three optimal projects

从图14中可以看出, 在250 Hz以下的低频段内, 橡胶层厚度均为2 mm且胶合板为三层不等厚时, 即厚度分别为3 mm、5 mm、7 mm, 隔声效果相对其他方案更优; 随着频率的增加, 某几个频率处, 此种方案的隔声量会出现略小于其他方案的情况。总而言之, 在100~1000 Hz, 此种方案隔声性能显示出更大的优越性。

5 静音地板隔声性能数据库的建立

图15所示为特制订的静音地板隔声性能数据库, 该数据库是在以上分析和后续展开的深入研究的基础上, 对静音地板从结构改进到声学包装等主动和被动两个方向优化隔声性能, 获得大量数据而编制的, 可用于指导实践, 达到快捷方便查找相关数据的目的。

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	图15 隔声性能数据库界面Fig.15 Database of sound insulation performance

6 结论

(1)采用声压法与声强法得到的隔声量曲线在整个频段内的变化趋势有较好的一致性, 且差值在合理的工程误差范围内, 成功规避了试验中的失误, 测量结果可信, 为后续仿真方法的验证提供了一定的可靠性。

(2)声压法、声强法两种测试方法下的隔声量, 都显示静音地板的隔声效果相对普通地板更为突出。

(3)通过脉冲衰减法测量阻尼损耗因子, 结果表明静音地板的阻尼损耗因子约为2%~4%, 而普通地板的为1%~2%, 静音地板的阻尼衰减特性明显优于普通地板。

(4)使用计算效率更高的FE-SEA法获得静音地板的中低频隔声量, 与试验结果吻合良好, 表明使用FE-SEA法预测静音地板的隔声性能行之有效。

(5)分别调整静音地板中胶合板和橡胶层的厚度以期获得隔声性能更优的结构, 结果当橡胶层厚度均为2 mm, 胶合板三层分别为3 mm、5 mm、7 mm时, 隔声效果相对更优。

(6)从结构改进到声学包装等主动和被动两个方向优化静音地板隔声性能, 建立数据库, 方便用户快捷查找相关结果。

The authors have declared that no competing interests exist.

参考文献

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... 因此,研究车体地板的隔声对车内噪声控制十分必要,同时地板结构的隔振性对于一次固体声的传播也有重要意义^[1,2,3] ...

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... 目前,对木质胶合板的研究仍然停留在生产工艺和性能上,国外Hu等^[4]对胶合板的振动特性进行了研究,Sulaiman等^[5]对油棕胶合板的精加工做了一些评估,国内南京林业大学的季孔庶等^[6]探索了杂交鹅掌楸的生长表现及其木质胶合板的性能,已取得了实际而成熟的理论 ...

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... 为深入研究静音地板的隔声,通过脉冲衰减法^[7]测量阻尼损耗因子以用于FE-SEA混合法^[8,9]计算隔声量,计算结果与试验结果吻合良好,表明使用FE-SEA法预测静音地板的隔声性能行之有效 ...

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. 2010, 44(1):19-22 DOI:10.3785/j.issn.1008-973X.2010.01.004

Experi-mental study on damping performance of magnesium alloy AZ31

镁合金AZ31阻尼性能的实验研究

Chen Xin-rui , Hao Zhi-yong , Yang Chen.

陈馨蕊, 郝志勇, 杨陈

(College of Mechanical and Energy Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310027, China)

Vibration damping and noise reduction effects of magnesium alloy AZ31 was researched with the impulse response decay method (IRDM). The free vibration of magnesium alloy sheet was excited by a pulse excitation, and the sound pressure near the magnesium alloy sheet was measured. The radiated sound pressure due to one normal vibration mode or the complex sound pressure due to few normal vibration modes in one frequency band was isolated by a band-pass filter from the measured sound pressure signals. The damping loss factor (DLF) of the magnesium alloy was obtained by the slope of the polynomial fitting curve for the sound pressure signal, and compared with that of steel. The results showed that the DLF of magnesium alloy decreases with the increase of frequency. Many damping peaks appear at 660, 1 090, 1 230 and 1 760 Hz, which are most suitable for the vibration reduction. In the low-mid frequency range, the damping capacity of magnesium alloy is 2 to 3 times higher than steel's. Therefore, magnesium alloy components will show excellent shock absorption, vibration damping and noise reduction performance．

采用脉冲响应衰减法研究镁合金AZ31的减振降噪效果.由脉冲激励激发镁合金薄板自由振动,测得镁合金薄板表面的辐射声压,将声压信号进行带通滤波,分离出薄板各个简正振动对应的辐射声压,或分析带宽内几个简正振动产生的复合声压,将该声压信号曲线进行多项式拟合,由拟合曲线的斜率得出镁合金的阻尼损耗因子,并与钢的阻尼性能进行比较.结果表明,镁合金的阻尼损耗因子随频率的增大逐渐减小,在660、1 090、1 230和1 760 Hz处存在阻尼峰值,是减振性能最佳的频率.在中低频段,镁合金的阻尼性能约为钢的2、3倍.镁合金构件在使用中必将体现出良好的抗冲击和减振降噪性能.

... 将静音地板用柔性绳悬挂,以避免与支座间的能量传递,同时可满足构件受激后自由振动^[11],选取合理的位置布置3个振动加速度传感器,用力锤在多个位置进行瞬态激励,记录各测试点的振动衰减过程,结合先进的信号处理方法对数据进行线性平滑处理^[12],得到静音地板的时域衰减和频域响应这两个中间过程曲线如图6所示 ...

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