高寒區高速列車阻尼鋁型材低溫環境下隔聲特性研究

王 雷，葛劍敏，孫 強，孟凡甫

（1.中車長春軌道客車股份有限公司，長春130062；2.同濟大學 聲學研究所，上海200092）

隨著國內高速鐵路網的發展，中國高鐵開始走向國外，我國已與多個國家建立了高速鐵路合作項目，如：莫斯科至喀山高速鐵路，其室外最低環境溫度在-40°C以下。然而低溫環境對阻尼等黏彈性材料的性能影響很大，進而影響含阻尼層構件的隔聲性能，導致車內噪聲水平相比常溫環境下更為嚴峻。所以研究低溫下溫度梯度對構件隔聲性能的影響，以及保持列車在低溫環境下的隔聲性能至關重要。

孫強等[1]對-30°C 低溫環境下250 km/h 高速列車車內客室端部噪聲進行了測試，并分析了運行環境溫度對車內噪聲影響規律和低溫環境下高速列車減振降噪措施。由于冬季高速列車運行時轉向架區域的減振性能會下降，使得振動更容易傳遞至車內激發車內客室空腔的聲學模態而增大車內噪聲。提出了用金屬減振器構成浮置地板結構，從而改善了低溫環境下客室端部異常噪聲問題。

本文以-40°C低溫環境下400 km/h高速列車含阻尼層的地板鋁型材為主要研究對象，將根據試驗結果，分析其在不同溫度梯度下的隔聲曲線變化規律，并且建立該結構的有限元模型，驗證其在溫度場影響下的隔聲性能。通過替換耐低溫材料等對該結構進行聲學優化設計，得到了較優的-40°C 低溫環境下400 km/h高速列車含阻尼層的地板鋁型材結構的設計方案。

1 不同溫度下媒質特性阻抗對隔聲影響

首先討論傳播媒質隨溫度的變化對隔聲量的影響。假設一厚度為D、特性阻抗為R2=ρ2c2的待測隔聲構件（媒質Ⅱ）置于特性阻抗為R1=ρ1c1的半無限媒質Ⅰ和特性阻抗R3=ρ3c3的半無限媒質Ⅲ之間，如圖1，并假設Ⅰ和Ⅲ均為理想流體媒質。

圖1 通過中間媒質透射的情況

當一列平面聲波（p1i，v1i）垂直入射到媒質Ⅱ，則空間中存在的各列反射和透射聲波，其聲壓和質點速度可表示為

在x=0 和x=D處，應用聲壓連續和法向質點振速連續的條件為

綜合代數運算，可得聲強透射系數

隔聲量R的定義為R=10·lg(1/τ)，結合聲強透射系數公式可知，隔聲量不僅與隔聲構件本身有關，還與構件兩側媒質的特性阻抗Z1和Z3有關。一般地，對于較厚的固體板件處于空氣中的情形，假設板件的特性阻抗遠大于空氣的特性阻抗，即Z2?Z1，Z2?Z3，在標準氣壓下，空氣溫度降低，密度增大，特性阻抗增大。當降低外側（媒質Ⅰ）溫度，保持內側（媒質Ⅲ）為常溫時，計算出的隔聲量要比兩側均為常溫時的隔聲量偏低，理論偏移量如表1所示。

表1中的偏移量為單側空氣溫度變化時的值，當兩側溫度都變化時的偏移量是單側溫度變化偏移量的疊加值。

2 隔聲試驗分析

試驗件為兩面涂有阻尼漿的列車地板鋁型材，具體尺寸參數如表2所示。

試驗在隔聲箱中進行，發聲室為可控溫濕度環境，內部放置平面聲源。接收室為常溫半自由場環境，測量時控制恒溫在20°C，本文的主要分析帶寬為400 Hz～2 500 Hz 1/3倍頻程。

表1 標準氣壓下空氣隨溫度變化

表2 帶阻尼地板鋁型材尺寸參數

圖2 接收箱體內部

在發聲室布置一個平面傳聲器測點，貼附在試件中心，接收室內分別沿中心軸距離試件表面100 mm和200 mm各布置一個測點[2]，如圖3所示。

圖3 隔聲測量示意圖

在試件各表面設置熱電偶以便監測溫度變化。以發聲室空氣中的熱電偶測量溫度為基準，每間隔10°C進行一次測量，測量要待各熱電偶溫度達到穩定后再進行，測量時信號發生器發出白噪聲信號，使入射聲場達到100 dB 以上。待聲源開啟聲場穩定后，采集三組穩態噪聲數據，完成后關閉聲源。通過測量得到的隔聲曲線如圖4所示。

由圖4可知，在測量頻率范圍內，隨著溫度降低，含阻尼層鋁型材的整體隔聲曲線下降，溫度對隔聲性能的影響主要體現在500 Hz、2 000 Hz和2 500 Hz 三個頻段，對應阻尼控制區和吻合效應控制區，其余頻段隔聲量隨溫度變化不明顯。假設隔聲量對溫度的靈敏度=隔聲偏移量/溫度偏移量，單位dB/°C。從20°C 降至-40°C 范圍內，上述三個頻段的隔聲偏移量隨溫度的變化可近似為線性變化，曲線如圖5所示，擬合函數如表3所示。

圖4 帶阻尼鋁型材1/3倍頻程隔聲曲線

圖5 三個頻段隔聲偏移量隨溫度變化

表3 隔聲偏移量函數

由圖5和表3可知，2 000 Hz頻段隔聲量隨溫度衰減最大，靈敏度為0.17 dB/°C，2 500 Hz頻段次之，靈敏度為0.14 dB/°C，500 Hz 頻段衰減較小，靈敏度為0.07 dB/°C。故溫度對含阻尼層鋁型材的影響主要在吻合效應和阻尼控制區。

3 隔聲特性的有限元仿真計算

為了方便設計和優化含阻尼層鋁型材的聲學性能，借助有限元方法進行溫度梯度下有阻尼構件隔聲性能的仿真計算。隔聲模型依據實際尺寸建立，在Virtual.Lab 中建立的常溫FEM(Finite element method)隔聲模型的步驟如圖6所示。

圖6 直接聲固耦合計算步驟

空氣參數按表1中所列的數據選取，阻尼漿的楊氏模量為1.3 GPa，泊松比為0.48，密度為1 400 kg/m3，損耗因子隨溫度變化，具體數值通過懸臂梁法測量計算后得到[3]；鋁合金的楊氏模量為71 GPa，泊松比為0.33，密度為2 780 kg/m3，鋁型材的損耗因子相比阻尼層很小，在10-3～10-2量級，本文取常值0.01。

在Virtual.Lab中設置型材結構和阻尼結構為各向同性3D 實體單元，空氣定義為流體屬性，實體與流體之間通過Coupling surface set設置聲固耦合面，入射面和輻射面定義AML（Automatic matching layer）屬性，模擬無反射邊界，聲源使用Distributed acoustic plane waves來模擬實際發聲情況，最終建立的有限元隔聲模型如圖7所示。

圖7 含阻尼層鋁型材的FEM隔聲模型

對于受溫度梯度影響的有限元模型，需要先將建成后的模型通過ANSYS的Steady-state thermal模塊進行不同溫度場計算，計算前需要以變量形式輸入可能受到溫變影響的屬性，如各個材料的損耗因子、楊氏模量和導熱系數等，且模型需要考慮空氣與結構之間的對流換熱。然后再進行直接聲固耦合隔聲計算。

為了驗證模型的準確性，分別將溫度梯度（20°C，20°C）和（-40°C，20°C）的計算結果與相應實測結果進行對比，如圖8和圖9所示。

圖8 溫度梯度（20°C，20°C）時的隔聲曲線對比

圖9 溫度梯度（-40°C，20°C）時的隔聲曲線對比

由圖8和圖9可知，常溫下的仿真與實測結果吻合度很高，誤差在2.0 dB以內，而低溫下的仿真值與實測值發生了一定的頻率偏移，這主要是邊界條件變化導致的：因為在實際測量時，構件四周使用螺栓進行緊固，在溫度發生變化時，各部位熱膨脹程度發生變化，四周邊界的約束條件減弱，而邊界約束條件對構件的固有頻率的影響很大[4]，故而隔聲曲線向低頻偏移。

不同溫度梯度下的仿真隔聲曲線如圖10所示。

由圖10分析可知，1 250 Hz 頻段以上的隔聲量隨溫度變化較大，尤其在2 000 Hz 頻段以后的吻合控制區。500 Hz、2 000 Hz 和2 500 Hz 三個頻段，對應的隔聲量隨溫度變化曲線如圖11所示，擬合函數如表4所示。

表4 隔聲偏移量函數

由圖11和表4分析可知，500 Hz、2 000 Hz 和2 500 Hz隔聲量隨溫度的靈敏度分別為0.03 dB/°C、0.16 dB/°C 和0.10 dB/°C，2 000 Hz 頻段的靈敏度與實測結果較為接近。

圖10 不同溫度梯度下的復合結構隔聲頻譜

圖11 隔聲偏移量隨溫度變化

4 阻尼材料的優化設計

由于原阻尼漿的適用溫度較高，低溫環境下其損耗因子較低。故可以通過調整分子結構，加入增塑劑，共聚或共混等方法，實現阻尼的適用溫度向低溫移動，但峰值損耗因子會有所下降[5]。本文引入新型耐低溫阻尼漿，其損耗因子溫度譜如圖12所示。其余參數不變。

在模型中使用耐低溫阻尼漿材料替換原阻尼漿材料，計算溫度梯度（-40°C，20°C）條件下的隔聲量如圖13所示。

結果表明：敷設耐低溫阻尼漿的復合結構對全頻帶隔聲量均有明顯提升效果，其中2 000 Hz 頻段的隔聲量提高了6.4 dB。

5 結語

本文針對含阻尼層的鋁型材結構，開展了不同溫度梯度下的隔聲試驗，進行了有限元隔聲性能的仿真計算與聲學結構的優化設計，得出結論如下：

（1）對于任意隔聲構件，溫度變化首先會影響構件兩側媒質特性阻抗的變化。隨著溫度降低，空氣特性阻抗增大，構件的隔聲量降低，溫度梯度（-40°C，20°C）時隔聲量相比常溫下可降低0.5 dB。

圖12 耐低溫阻尼漿溫度譜

圖13 耐低溫阻尼與原阻尼的隔聲頻譜對比

（2）對于含阻尼層型材結構，由于阻尼材料的損耗因子隨溫度變化較大，導致隔聲量受溫度影響很大。溫度對含阻尼層鋁型材的影響主要體現在500 Hz、2 000 Hz 和2 500 Hz 頻段，這與阻尼的主要作用頻段也是相吻合的。

（3）仿真結果與實測結果吻合度較好。

（4）使用耐低溫阻尼替換原阻尼，可顯著增加低溫環境下的隔聲量，改善車內的聲環境。