復(fù)式降噪塊地鐵車輪減振降噪特性

唐 昭 張學(xué)飛 王瑞乾

(常州大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院 常州 213164)

0 引言

軌道交通在為人類出行提供方便的同時(shí)，也產(chǎn)生了一系列的噪聲污染問(wèn)題，這不僅影響了沿線居民的生活，也給城市的環(huán)境建設(shè)造成了一定的壓力。鐵路噪聲產(chǎn)生的原因主要有滾動(dòng)噪聲、牽引噪聲和氣動(dòng)噪聲等，根據(jù)國(guó)內(nèi)外鐵路測(cè)試經(jīng)驗(yàn)，當(dāng)列車運(yùn)行速度大于35 km/h且小于250 km/h時(shí)，輪軌噪聲占據(jù)主導(dǎo)地位。對(duì)于地鐵而言，其運(yùn)行速度普遍在60～80 km/h[1]，因此，控制輪軌噪聲是實(shí)現(xiàn)地鐵減振降噪的最重要手段之一。有關(guān)地鐵車輪減振降噪特性的研究很多，Jones 等[2]對(duì)車輪的輻板添加了層狀約束阻尼，以達(dá)到增大車輪阻尼比的目的，試驗(yàn)車輪與原標(biāo)準(zhǔn)車輪相比，車輪滾動(dòng)噪聲輻射降低了約3.0～4.0 dB(A)。Brunel 等[3?4]為了研究環(huán)狀金屬阻尼的減振降噪機(jī)理，通過(guò)試驗(yàn)和計(jì)算機(jī)仿真的方法，分析得出環(huán)狀阻尼與車輪之間存在耦合效應(yīng)。Lucchini公司對(duì)制動(dòng)盤(pán)安裝在輻板兩側(cè)輪對(duì)上的車輪輪輞部位采取安裝阻尼措施，Bracciali等[5]發(fā)現(xiàn)該裝置可對(duì)滾動(dòng)噪聲輻射降噪超過(guò)4.0 dB(A)。彈性車輪可以有效增加車輪阻尼，王珂[6]研究發(fā)現(xiàn)彈性車輪在中高頻范圍內(nèi)降噪效果顯著，在4000 Hz以內(nèi)降噪值可達(dá)10.1 dB。劉玉霞等[7]通過(guò)在車輪輻板位置安裝動(dòng)力吸振器，研究發(fā)現(xiàn)三自由度動(dòng)力吸振器加入適當(dāng)阻尼可降低振動(dòng)聲輻射6 dB(A)。劉謀凱等[8]研究了金屬阻尼環(huán)數(shù)量對(duì)城軌車輪降噪特性的影響，發(fā)現(xiàn)車輪模態(tài)阻尼比的增大是降噪效果提高的主要原因，金屬阻尼環(huán)可以將車輪高頻模態(tài)阻尼比從10?4數(shù)量級(jí)大幅提高到10?3甚至10?2數(shù)量級(jí)。石廣田等[9]基于瞬態(tài)邊界元法對(duì)S型輻板車輪進(jìn)行計(jì)算機(jī)仿真，發(fā)現(xiàn)在車輪軸線上距離車輪30 m 處的聲壓集中在60～80 dB，且隨時(shí)間增加整體有上升趨勢(shì)。本文基于ANSYS 有限元分析，對(duì)車輪進(jìn)行模態(tài)仿真，并結(jié)合試驗(yàn)探究復(fù)式降噪塊對(duì)某S 型輻板地鐵車輪阻尼比及振動(dòng)聲輻射特性的影響，為城軌車輛的減振降噪特性研究提供參考。

1 復(fù)式降噪塊結(jié)構(gòu)及安裝方式介紹

制振阻尼是一種超塑性型合金結(jié)構(gòu)，這種超塑性型合金具有阻尼性高、不受磁場(chǎng)干擾、不受應(yīng)變振幅影響等優(yōu)點(diǎn)。在振動(dòng)過(guò)程中，合金中的晶界和相界面產(chǎn)生塑性流動(dòng)，引起材料內(nèi)部應(yīng)力松弛，產(chǎn)生阻尼效應(yīng)，進(jìn)而起到減振作用。隨著振動(dòng)頻率的增加，制振阻尼的性能先略微下降后保持不變；隨著溫度的升高，材料內(nèi)部原子運(yùn)動(dòng)加劇，晶界和相界面更容易滑動(dòng)，阻尼性能隨之提高。因此，制振阻尼可快速耗散能量，將車輪的機(jī)械能轉(zhuǎn)化為制振阻尼的內(nèi)能。

將兩種不同尺寸的制振阻尼片(如圖1所示)組合，構(gòu)成一種復(fù)式降噪塊。如圖2 所示，是由3 個(gè)制振阻尼片1#和3 個(gè)制振阻尼片2#組合而成的降噪塊結(jié)構(gòu)。在車輪轉(zhuǎn)動(dòng)過(guò)程中，降噪塊與車輪本體之間以及制振阻尼片相互之間產(chǎn)生干摩擦，消耗大量的能量。試驗(yàn)中采用某型號(hào)S 型輻板地鐵車輪，在車輪的輪輞外側(cè)留有深度為17 mm、寬度為10 mm的單邊槽，在槽的單邊側(cè)預(yù)留螺栓孔。采用螺栓預(yù)緊的方式，將復(fù)式降噪塊固定在輪輞外側(cè)單邊槽中，如圖3 所示。圖4 為安裝完成后的實(shí)際效果，8 個(gè)復(fù)式降噪塊呈環(huán)狀周向布置在車輪輪輞處。其中，定義未安裝降噪塊的標(biāo)準(zhǔn)車輪為W0，安裝4個(gè)制振阻尼片(2×1#+2×2#)的車輪為W1，安裝5 個(gè)制振阻尼片(3×1#+2×2#)的車輪為W2，安裝6個(gè)制振阻尼片(3×1#+3×2#)的車輪為W3。

圖1 兩種尺寸的制振阻尼片F(xiàn)ig.1 Two kinds of damping plates with different sizes

圖2 復(fù)式降噪塊爆炸視圖Fig.2 Explosion view of compound noise reduction block

圖3 安裝位置示意圖Fig.3 Installation position diagram

圖4 安裝完成Fig.4 Installation completion

2 模態(tài)計(jì)算與試驗(yàn)分析

2.1 模態(tài)計(jì)算結(jié)果

通過(guò)建立有限元模型對(duì)線性定常系統(tǒng)振動(dòng)微分方程組進(jìn)行解耦，從而求出車輪的各階模態(tài)參數(shù)。車輪為自由懸掛狀態(tài)，因此只需計(jì)算車輪的自由模態(tài)，不添加約束條件。車輪直徑為840 mm，彈性模量E= 210 GPa，密度ρ= 7800 kg/m3，泊松比λ=0.3，計(jì)算出6000 Hz范圍內(nèi)車輪的模態(tài)振型。

車輪振動(dòng)分為面內(nèi)振動(dòng)和面外振動(dòng)，面內(nèi)振動(dòng)包括徑向振動(dòng)模態(tài)(r,n)、軸向振動(dòng)模態(tài)(c,n)，面外振動(dòng)包括周向振動(dòng)模態(tài)(m,n)。其中，m代表節(jié)圓數(shù)，n代表節(jié)徑數(shù)。列車沿直線運(yùn)動(dòng)時(shí)，車輪的徑向模態(tài)(r,n)易被激發(fā)，從而引起顯著車輪滾動(dòng)噪聲；列車做曲線運(yùn)動(dòng)時(shí)，車輪的0節(jié)圓軸向模態(tài)(0,n)易被激發(fā)，從而引起車輪的曲線嘯叫；而周向模態(tài)對(duì)車輪噪聲貢獻(xiàn)很小。因此通過(guò)ANSYS 對(duì)車輪進(jìn)行模態(tài)仿真計(jì)算，圖5 給出了6000 Hz 范圍以內(nèi)，車輪仿真計(jì)算徑向模態(tài)、0 節(jié)圓軸向模態(tài)下顯著模態(tài)振型及對(duì)應(yīng)的固有頻率。

2.2 阻尼比試驗(yàn)分析

根據(jù)ISO 3745–2012[10]標(biāo)準(zhǔn)，在半消聲室中對(duì)車輪進(jìn)行力錘敲擊試驗(yàn)，采用B&K8206-002 力錘，分別對(duì)W0、W1、W2 和W3 進(jìn)行徑向敲擊和軸向敲擊，敲擊點(diǎn)與落球激勵(lì)點(diǎn)關(guān)于輪心中軸線對(duì)稱，通過(guò)4 個(gè)B&K4508 型號(hào)加速度計(jì)拾取車輪振動(dòng)及加速度信號(hào)，從而獲得車輪輻板、輪輞及踏面對(duì)應(yīng)振動(dòng)測(cè)點(diǎn)(如圖3 所示)的頻響函數(shù)，并利用半功率帶寬法，由頻響函數(shù)識(shí)別車輪固有頻率及模態(tài)阻尼比，各車輪固有頻率及模態(tài)阻尼比測(cè)試結(jié)果如表1 所示。由表1 可見(jiàn)，復(fù)式降噪塊裝置能有效提高各頻率處模態(tài)阻尼比，并且隨著阻尼片數(shù)量的增加，阻尼比也相應(yīng)增大。

通過(guò)試驗(yàn)結(jié)合仿真建模的方法，旨在研究復(fù)式降噪塊車輪的振動(dòng)聲輻射特性，并在現(xiàn)有降噪塊組合形式上進(jìn)一步優(yōu)化和改進(jìn)。將圖5 的模態(tài)仿真結(jié)果與表1 的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，固有頻率的誤差在10 Hz 以內(nèi)，驗(yàn)證了有限元模型的準(zhǔn)確性與可行性，因此可在計(jì)算機(jī)模型中進(jìn)行下一步仿真分析。

復(fù)式降噪塊對(duì)車輪模態(tài)阻尼比的提升效果如圖6所示，由圖6可見(jiàn)，W1、W2和W3車輪所使用降噪塊對(duì)車輪2000 Hz以下低頻段阻尼比提升效果均不顯著且三者相差不大，對(duì)2000 Hz 以上頻段阻尼比均有較好提升效果。其中，在2000～4200 Hz 頻段內(nèi)，W3 車輪所使用降噪塊對(duì)阻尼比的提升效果最好，W2 次之，W1 最差；在4200～4800 Hz 頻段，W2車輪所使用降噪塊對(duì)阻尼比的提升效果最好，W1和W3 較差且兩者相差不大；在4800～6400 Hz 頻段，W3 車輪所使用降噪塊對(duì)阻尼比的提升效果最好，W1 次之，W2 最差?？傮w來(lái)看，W3 車輪所使用降噪塊可以在更寬的頻率范圍內(nèi)對(duì)車輪模態(tài)阻尼比有較好的提升效果，W2 次之，W1 的作用頻率范圍最窄且效果最不顯著。

表1 模態(tài)阻尼比Table 1 Modal damping ratio

圖5 顯著模態(tài)振型及其固有頻率Fig.5 Significant mode shapes and their natural frequencies

圖6 復(fù)式降噪塊對(duì)阻尼比的影響效果圖Fig.6 Effect of compound noise reduction block on damping ratio

3 車輪振動(dòng)聲輻射分析

3.1 復(fù)式降噪塊對(duì)振動(dòng)的影響

在半消聲室內(nèi)、車輪自由懸掛狀態(tài)下，對(duì)W0、W1、W2 和W3 車輪分別進(jìn)行落球撞擊下的車輪振動(dòng)特性試驗(yàn)，測(cè)試現(xiàn)場(chǎng)如圖7 所示。由圖3 可見(jiàn)，F(xiàn)1和F2分別為徑向和軸向激勵(lì)點(diǎn)，4 個(gè)加速度計(jì)測(cè)點(diǎn)分別布置在輻板-1、輻板-2、輪輞和踏面處。

圖7 落球試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)Fig.7 Falling ball test site

表2給出了W0、W1、W2和W3不同位置處4 s衰減時(shí)間內(nèi)的振動(dòng)級(jí)總值。由表2可知，對(duì)于徑向激勵(lì)，W0 車輪振動(dòng)最大位置在踏面，W1、W2 和W3車輪振動(dòng)最大位置均在輻板1，降幅最明顯的位置均在踏面；對(duì)于軸向激勵(lì)，W0 車輪振動(dòng)最大位置在輪輞，W1、W2 和W3 車輪振動(dòng)最大位置均在踏面，降幅最明顯的位置均在輪輞。由以上結(jié)果可知，車輪踏面和輪輞處的減振效果最為顯著。其中，W3車輪減振效果最為顯著，W2次之，W1最弱。

圖8 給出了徑向激勵(lì)下，車輪W0、W1、W2 和W3 在踏面位置的振動(dòng)級(jí)頻譜特性，由圖8 可見(jiàn)復(fù)式降噪塊主要削減了1480 Hz、2210 Hz、2930 Hz、3010 Hz、3940 Hz和4940 Hz 等頻率處的振動(dòng)水平。圖9給出了軸向激勵(lì)下，車輪W0、W1、W2和W3在輪輞位置的振動(dòng)級(jí)頻譜特性，由圖9 可見(jiàn)復(fù)式降噪塊主要削減了480 Hz、1200 Hz、2120 Hz、3190 Hz、4275 Hz 和5330 Hz等頻率處的振動(dòng)水平。

表2 車輪振動(dòng)級(jí)總值表Table 2 Value of vibration level on wheels

圖8 徑向激勵(lì)-踏面位置振動(dòng)級(jí)頻譜Fig.8 Vibration level spectrum of tread position under radial excitation

圖9 軸向激勵(lì)-輪輞位置振動(dòng)級(jí)頻譜Fig.9 Vibration level spectrum of wheel rim position under axial excitation

3.2 復(fù)式降噪塊對(duì)聲輻射的影響

根據(jù)ISO 3745–2012[10]標(biāo)準(zhǔn)中20 點(diǎn)法的1/2球面測(cè)點(diǎn)布置，在半球形包絡(luò)面上安裝20 個(gè)B&K4958 型號(hào)傳聲器，對(duì)W0、W1、W2 和W3 車輪分別進(jìn)行落球撞擊下的聲輻射特性試驗(yàn)。記錄落球撞擊過(guò)程中半球形包絡(luò)面上20 個(gè)聲學(xué)傳聲器處的響應(yīng)，根據(jù)公式(1)計(jì)算得到各測(cè)點(diǎn)的輻射聲能量級(jí)，測(cè)試、分析和比較復(fù)式降噪塊對(duì)自由狀態(tài)下車輪聲輻射的抑制效果。

式(1)中，LJ為車輪的聲能量級(jí)；LE為被測(cè)車輪的表面單一事件時(shí)間積分聲壓級(jí)；S2為半徑為r的半球形包絡(luò)面的表面積，S2=2πr2；S0=1 m2；C1為基準(zhǔn)量修正值；C2為聲輻射阻抗修正值；C3為特定頻率下的空氣吸收衰減的修正值。最后將20 個(gè)測(cè)點(diǎn)的聲能量級(jí)做加權(quán)平均得到聲能量級(jí)總值。

為了評(píng)價(jià)復(fù)式降噪塊車輪在一段時(shí)間內(nèi)的降噪效果，表3 給出了自由狀態(tài)下，車輪W0、W1、W2和W3 在徑向和軸向落球撞擊激勵(lì)條件下4 s 時(shí)間內(nèi)輻射聲能量級(jí)總值，以及車輪W1、W2 和W3 對(duì)于W0的降噪值。

圖10 和圖11 分別給出了落球徑向激勵(lì)和軸向激勵(lì)下車輪W0、W1、W2 和W3 輻射聲能量級(jí)的1/3 倍頻程頻譜圖?？梢钥闯觯?00 Hz 以下低頻范圍內(nèi)，復(fù)式降噪塊車輪W1、W2、W3 的聲能量級(jí)部分高于W0；在500 Hz 頻帶以及1000 Hz 以上中高頻范圍內(nèi)，復(fù)式降噪塊對(duì)車輪聲能量級(jí)的降低作用相當(dāng)顯著。這是由于，降噪塊在低頻下的阻尼減振效果不佳，故施加降噪塊后，由總質(zhì)量和聲輻射面積的增加而引起的車輪聲輻射水平增加的現(xiàn)象體現(xiàn)了出來(lái)；而另一方面，降噪塊在中高頻段的阻尼減振作用較顯著，故施加降噪塊后，其對(duì)車輪聲輻射水平的削減效果遠(yuǎn)大于因質(zhì)量和聲輻射面積增加而引起的那一小部分聲輻射水平增加的效果，前者將后者掩蓋。徑向激勵(lì)和軸向激勵(lì)下的聲能量級(jí)降幅最大位置均在3150 Hz 頻帶處?？傮w來(lái)看，復(fù)式降噪塊在較大頻率范圍內(nèi)對(duì)車輪聲輻射具有較明顯的抑制作用。其中，W3的總輻射聲能量級(jí)降幅最大，W2次之，W1最差。

表3 車輪聲能量級(jí)總值表Table 3 Value of wheel sound energy level

圖10 徑向激勵(lì)1/3 倍頻程聲能量級(jí)Fig.10 1/3 octave band sound energy level under radial excitation

圖11 軸向激勵(lì)1/3 倍頻程聲能量級(jí)Fig.11 1/3 octave band sound energy level under axial excitation

4 結(jié)論

本文基于有限元分析方法，通過(guò)仿真與試驗(yàn)相結(jié)合的方式，利用超塑性型合金結(jié)構(gòu)(制振阻尼)的阻尼效應(yīng)，探究了復(fù)式降噪塊裝置對(duì)某S 型輻板地鐵車輪的減振降噪效果，得到了以下結(jié)論：

(1)復(fù)式降噪塊裝置對(duì)車輪模態(tài)阻尼比的提高具有積極作用，其中W3的阻尼比增量最大，W2 次之，W1最??；

(2)復(fù)式降噪塊裝置對(duì)車輪不同位置處的振動(dòng)響應(yīng)均有較好的抑制效果，其中對(duì)輪輞和踏面處的減振效果最為顯著；

(3)復(fù)式降噪塊在較大頻率范圍內(nèi)對(duì)車輪聲輻射具有明顯抑制作用，降噪頻率主要集中在1000 Hz 以上中高頻。徑向激勵(lì)下，W1 車輪聲能量級(jí)降低了10.3 dB(A)，W2 車輪聲能量級(jí)降低了12.9 dB(A)，W3 車輪聲能量級(jí)降低了13.1 dB(A)；軸向激勵(lì)下，W1 車輪聲能量級(jí)降低了10.0 dB(A)，W2車輪聲能量級(jí)降低了10.9 dB(A)，W3車輪聲能量級(jí)降低了11.1 dB(A)。

本研究在試驗(yàn)中車輪為自由懸掛狀態(tài)，在仿真分析中車輪為無(wú)約束條件下的自由模態(tài)，試驗(yàn)所測(cè)噪聲為自鳴噪聲，其與車輪在實(shí)車裝備及運(yùn)行狀態(tài)下的振動(dòng)和聲輻射噪聲會(huì)存在差異。因此，本研究存在一定局限性，本文研究結(jié)果是對(duì)列車降噪研究領(lǐng)域的補(bǔ)充和發(fā)展。