基于聲學黑洞波動控制技術的槽型軌動力吸振器減振降噪特性研究

師多佳, 趙才友, 易 強, 張明凱, 高 鑫, 王 平

(1. 西南交通大學 高速鐵路線路工程教育部重點實驗室,成都 610031;2.中國鐵道科學研究院集團有限公司 鐵道建筑研究所,北京 100044)

有軌電車系統是公共交通的重要組成部分,被國際鐵路聯盟和各類能源與環境組織廣泛推崇[1]。有軌電車軌道的建設成本低、周期短,同時具備較強的運輸能力。因此,它既可以作為大城市內部現有軌道交通網絡的補充線路,也可用于擴展地鐵軌道交通網絡至郊區,此外,它還能充當中小城市和大城市郊區的公共交通骨干線。有軌電車系統有效地填補了常規公交和軌道交通之間的空白,因此在一定程度上代表了現代城市軌道交通的發展趨勢。然而,由于有軌電車系統運營在城市內部,對其振動和噪聲產生的要求相對較高。根據以往的研究,在城市軌道交通系統噪聲中,輪軌噪聲占主導地位[2]。而從聲源貢獻角度來看,軌道是輪軌噪聲中最重要的輻射源[3-4]。具體的減振降噪措施包括鋼軌截面優化[5]、重型化和無縫化[6]、打磨維修[7]、施加約束阻尼材料[8]以及安裝動力吸振器[9-10]等。這些措施旨在減少鋼軌振動和噪聲的產生,從而改善軌道交通系統的減振降噪效果。而相對于傳統的軌道交通線路通常為左右對稱結構的短平軌,現代有軌電車往往采用左右非對稱結構的槽型軌,因此鋼軌動力吸振器結構簡單、安裝維護方便、可進行形狀設計的優勢可以得到充分的發揮。盡管現有的鋼軌動力吸振器在寬頻內具有良好的減振降噪效果,但對于有軌電車更為嚴苛的噪聲限值要求,仍然有望做進一步的提升。

聲學黑洞(acoustic black hole, ABH)是一種新型振動控制技術,近年來在研究人員和工程師中引起了廣泛的關注[11]。該技術的主要實現方法是通過調整結構組件的厚度,改變結構的阻抗,進而對結構的相位、群速度等特性產生影響。通過這種方式,能夠將振動能量集中在特定的區域,并且只需要很少的阻尼材料就能夠有效地將能量消耗掉,從而達到減振降噪的效果[12]。聲學黑洞能夠通過調控彈性波的傳輸,從而對局域能量的轉移與損耗產生影響。相對于常規的主、被動控制方式,控制效率更高、頻率范圍更廣[13-15]。目前聲學黑洞波動控制技術已經在船艦、機械、航空航天等領域得到了廣泛的應用,如金星等[16]針對船體板結構的振動控制,提出了一種帶隙頻段為78～115 Hz的新型冪指數棱臺局域共振型聲子晶體構型;趙楠等[17]在研究中提出了一種聲學黑洞結構的分布式浮筏隔振系統,旨在進一步提高浮筏系統的隔振效果,從而達到更好地抑制艙室的機械噪聲的目的。而萬志威等[18]則將壓電式分流阻尼的概念引入到聲學黑洞梁式結構中,用半解析方法研究了該結構的振動特征,為聲學黑洞結構在低頻減振中的應用開辟了一條新途徑。Zhou等[19-21]首次提出將ABH結構作為動力吸振器部件用于能量耗散和寬頻振動控制,并將其連接到寄主結構的想法,以上這些研究拓展了聲學黑洞技術的應用領域,并為改進振動控制效果提供了有益的方法和思路。在ABH結構聲振耦合特性的數值研究方面,Deng等[22-24]提出了一種利用波和Rayleigh-Ritz的方法來計算復雜的頻散曲線,并分析了ABH結構的帶隙范圍,發現ABH實現了顯著的波衰減。然而,由于軌道系統與輪軌噪聲的多樣性、復雜性,聲學黑洞波動控制技術運用到城市軌道交通減振降噪領域的研究并不多見。除此之外,聲學黑洞效應主要通過減小主體結構的厚度來實現。然而,這樣做會顯著降低結構的強度和剛度。此外,受尺度、工藝等因素的影響,聲學黑洞的有效起始頻率往往很高,這給低頻振動控制帶來了很大的挑戰。雖然動力吸振器能有效地抑制低頻振動,但由于其控制頻段窄、魯棒性低,并且需要復雜的參數調整,限制了動力吸振器的應用范圍和性能。因此,實現低頻振動的有效控制仍然是一個具有挑戰性的任務,需要進一步的研究和創新來解決這些問題。

本研究針對槽型軌振動噪聲控制問題,將聲學黑洞波動控制技術與動力吸振原理相結合,提出了一種新型的槽型軌動力吸振器。動力吸振器的振子采用橡膠材質,并且在上、下面分別貼上了等厚度的阻尼層,以實現高阻尼水平的同時盡量減小附加質量。研究成果將對有軌電車輪軌系統的振動和噪聲控制具有一定的指導意義,并為未來類似工程的設計與優化提供指導。

1 聲學黑洞型動力吸振器結構設計

1.1 聲學黑洞型動力吸振器原理

動力吸振器(dynamic vibration absorber,DVA)的工作原理是在主體結構上附加有共振特征的次級結構。利用阻尼層的彈性-阻尼調諧效應,主結構的振動將傳遞到附加質量上。當附加質量的諧振頻率與主結構的激勵頻率相匹配時,附加質量會吸收主結構振動的能量,從而有效減少主結構的振動響應。彈簧和阻尼層的參數也需要適當選擇,以確保在特定頻率范圍內實現較好的振動控制效果。動力吸振器是由黏彈性元件和附加質量組成的附加系統。鋼軌動力吸振器利用質量塊的振動和阻尼材料的吸振特性來減少鋼軌的振動。當鋼軌受到外部激勵時,動力吸振器通過諧振效應與鋼軌一起共振,從而吸收和消耗鋼軌的振動能量。阻尼材料在動力吸振器中起到重要的作用,通過吸收和分散振動能量,降低鋼軌的振動響應。這樣,鋼軌動力吸振器實現了減振降噪的功能,有效地改善了鋼軌系統的振動和噪聲水平。

如圖1所示,針對槽型軌設計了一種基于聲學黑洞阻尼振子的動力吸振器。具體做法是將設計好的鋼軌動力吸振器中的質量塊挖出部分空腔,在每跨動力吸振器的中間位置建立連接構件,連接構件兩端建立聲學黑洞阻尼振子。新型聲學黑洞阻尼(acoustic black hole damping, ABHD)結構通過連接構件與外部動力吸振器的鋼振子進行剛性連接。該結構通過安裝于連接構件兩端的ABHD,通過聲學黑洞效應和動力吸振原理,對外部動力吸振鋼振子的彎曲波能量進行吸收與耗散,從而達到軌道系統減振的效果。該動力吸振器兼具了聲學黑洞的寬帶吸能特性和動力吸振器的單頻減振能力,不但能在較寬的頻帶上實現減振,還可對特定的頻率范圍進行控制與調節。通過將這兩種機制結合起來,該新型動力吸振器能夠更有效地減小槽型軌的振動水平。

圖1 聲學黑洞型動力吸振器結構簡圖Fig.1 Structural diagram of ABHD-DVA

1.2 聲學黑洞阻尼振子結構設計

圖2展示了ABHD的結構簡圖,它由兩個部分組成,一個是ABH結構,另外一個是阻尼層。在ABH結構的上、下面分別貼上了一層阻尼材料,起到了吸能和補償ABH效應的作用。聲學黑洞結構包括變寬度區域和寬度保持區域,其中變寬度區域的長度為x1-x0,寬度變化函數為冪函數;由于實際加工的限制,邊緣寬度無法逐漸減小到零,因此在逐漸變窄的截面邊緣處有一個截斷寬x0,同時為保持這個截斷寬度的連續性,應當延伸出一個寬度為h0/2的均勻的平臺。從一維聲學黑洞的對稱性出發,可以得到ABH的半截面厚度與位置的對應關系式。

圖2 ABHD振子結構簡圖Fig.2 Structure diagram of ABHD vibrator

(1)

式中:h(x)為截面厚度;h0為截斷厚度;x為位置坐標;x0為平臺長度;a為常數系數;x1為聲學黑洞結構長度;m為指數。

2 振動噪聲預測模型

2.1 附加ABHD-DVA的槽型軌有限元模型

COMSOL Multiphysics多物理場仿真軟件為研究ABHD-DVA的振動特性和降噪效果提供了強大的多物理場建模和仿真模塊。動力吸振器主體采用鋼材,ABH結構采用PA6(polyamide 6)橡膠,阻尼層為VHB(very high bond)阻尼材料,各部件的材料物理參數如表1所示。為兼顧模型計算的準確性與計算效率,本文建立了20跨槽型軌標準軌道,為了降低計算結果受彈性波反射影響的程度,在鋼軌的兩端采用了低反射邊界條件。這些邊界條件的設置旨在減少彈性波在邊界處的反射,以提高計算結果的準確性。將設計的ABHD-DVA固定在鋼軌的兩側,如圖3所示。鋼軌用59R2型槽型軌,ABHD-DVA結構由鋼軌橡膠層、盒式連接器件(鋼振子外殼和連接構件)和ABHD振子組成。其中,所述鋼振子外殼的總體尺寸為300 mm×20 mm×35 mm,并且具有2 mm的厚度。中間連接構件的大小為20 mm×16 mm×31 mm。兩個同樣大小的ABHD振子分別安裝在連接構件的兩邊,其幾何參數如表2所示。阻尼層尺寸為50 mm×15 mm×1 mm。在槽型軌的下部設置離散面彈簧支座,扣件間距設為0.6 m,扣件垂向剛度為4×107N/m,垂向阻尼為3.2×106N·s/m,扣件縱向長度為0.3 m。激勵點作用于跨中位置的鋼軌截面最高點處,激振力F為簡諧單位力。

表1 材料物理參數

表2 聲學黑洞結構幾何參數

圖3 附加聲學黑洞型動力吸振器的槽形軌三維實體有限元模型Fig.3 3D solid finite element model of channel rail with acoustic black hole type dynamic vibration absorber

為了評估ABHD-DVA的振動特性以及降噪效果,本文建立了3種不同的動力吸振器模型:ABHD-DVA是指在鋼制連接器件的兩邊附加聲學黑洞阻尼振子,如圖4(a)所示;等質量阻尼動力吸振器(equal mass damping-DVA,EMD-DVA)是指在鋼制連接器件的兩端附加等質量阻尼的懸臂梁振子,并經過結構設計獲得與ABHD振子相同的質量、長度、阻尼和材料特性,如圖4(b)所示;傳統動力吸振器(traditional dynamic vibration absorber, T-DVA)為了保持對比效果,連接構件不附加振子,如圖4(c)所示。3種不同的槽型軌動力吸振器局部示意圖如圖4所示。

圖4 3種不同動力吸振器的局部示意圖Fig.4 Partial schematic of three different DAVs

2.2 導納特性與表面振動加速度

為研究槽型軌的振動噪聲特性,需要對其模態進行分析,求解出其共振頻率。這是進一步進行減振降噪研究的基礎。如圖5所示,利用多物理場仿真軟件COMSOL Multiphysics對59R2槽型軌進行模態分析。采用ARPACK特征頻率求解器,對建立的單跨槽型軌的縱向端面施加周期性邊界條件,同時對槽型軌底部扣件作用位置施加離散面彈簧支座,在特征頻域模塊下進行參數化掃描。在通常車速下,鋼軌輻射噪聲的有效頻率在3 000 Hz以下,故本文僅計算3 000 Hz以下頻段的槽型軌模態。

圖5 槽型軌周期子結構的波導模型Fig.5 Waveguide model of channel rail periodic substructure

頻率響應表征了系統受單位力作用時的動態響應,能較好地反應系統的振動特征。故分別計算附加3種不同動力吸振器的槽型軌的頻響函數,并與不附加鋼軌吸振器的槽型軌頻響函數進行對比,以分析ABHD-DVA的減振效果。計算頻率為0～3 000 Hz,步長為10 Hz。頻域分析得到槽型軌的垂向振動位移幅值及速度幅值,通過諧響應分析再得到槽型軌垂向振動位移導納及速度導納。在此基礎上,將垂向速度導納乘以輪軌相互作用力,從而得到鋼軌垂向振動速度,該振速可應用于軌道輻射噪聲分析。

2.3 導納特性與表面振動加速度

振動衰減率是描述鋼軌垂向或橫向彎曲波的振幅衰減隨鋼軌縱向位置變化的函數。它可以通過計算單位脈沖激勵下各位置的振動頻率響應函數來確定。通過測量1/3倍頻程每個中心頻率處的一系列測點上的頻響函數,可以計算得到鋼軌的振動衰減率[25]。

(2)

式中:A(x0)為激勵處的速度導納;A(xn)為測點n處的速度導納;Δxn為測點n距離激勵處的距離。

2.4 槽型軌聲輻射特性

鋼軌受到單位荷載作用時發生振動,進而沿著鋼軌縱向傳播并輻射噪聲。通過基于槽型軌振動計算模型得到槽型軌垂向振動位移/速度響應,可以進行聲輻射特性的計算分析。

2.4.1 槽型軌聲輻射效率

聲輻射效率,也被稱為輻射系數或輻射比,是結構振動與聲輻射之間的關鍵參數。它表示結構向半空間輻射的聲功率與置于無限大障板上的活塞輻射的聲功率之比。聲輻射效率的物理意義在于衡量結構振動轉化為聲輻射的效率,即結構振動能量向聲波能量的轉換程度。通過計算聲輻射效率,可以評估結構的聲輻射特性并優化結構設計以降低噪聲輻射[26]。

本節聯合有限元法和邊界元法計算槽型軌聲功率輻射效率。有限元模型計算得到響應后,利用聲學軟件LMS Virtual.Lab建立鋼軌的邊界元模型。邊界元法與有限元法在思想上有所不同。有限元方法是對連續區域進行單元劃分,而邊界元方法只在定義區域的邊界上進行單元劃分,如圖6(a)、圖6 (b)所示。在鋼軌的邊界元模型中,只在鋼軌的表面邊界上進行單元劃分。邊界元網格劃分對分析精度具有重要影響,聲學邊界元模型的單元尺寸應服從“最小分析波長至少要有6個單元”的基本原則,即計算頻率最短波長的1/6要大于最大單元的邊長[27]。通過將軌道結構的三維有限元模型計算得到的鋼軌振動響應作為邊界條件應用于鋼軌的聲學邊界元模型中,可以計算出槽型軌表面的輻射聲功率,并同時計算出槽型軌振動的聲輻射效率,如圖6(c)所示。從圖6(c)中可以看出,在低頻范圍(1 000 Hz以下),槽型軌的聲輻射效率與頻率基本成正比關系,在1 000 Hz以上的較高頻范圍內,鋼軌的聲輻射效率接近于1,而附加ABHD-DVA后槽型軌的聲輻射效率在重點關注的500～1 500 Hz的控制頻段得到了很大程度的降低,這是因為ABH內彎曲波速度較慢,降低了聲輻射效率,從而無法向遠處貢獻聲能量。

圖6 槽型軌邊界元模型和ABHD-DVA槽型軌邊界元模型及聲輻射效率Fig.6 Acoustic boundary element model of channel rail and acoustic boundary element model of channel rail with ABHD DVA and sound radiation efficiency

2.4.2 槽型軌聲功率級

軌道聲功率是指鋼軌聲能的變化程度,其與軌道的振動衰減率等諸多因素相關,而與受聲點的位置無關。在本節中,采用理論分析方法與2.4.1小節的邊界元仿真模擬相結合,分析鋼軌振動衰減率與原點速度導納,從而獲得單位簡諧荷載作用下的聲功率級。這一計算結果可以用來評估鋼軌在不同頻率下的聲輻射水平。

無限長鋼軌的聲功率W可表示為

(3)

式中:v(x)為鋼軌在x位置處的振動速度幅值;ρ0c0為空氣聲特性阻抗,ρ0=1.225 kg/m3為空氣密度,c0=340 m/s為聲音在空氣介質中的傳播速度;σ為槽型軌聲輻射效率;P為一個截面的周長,對于槽型軌的垂向振動,該值為鋼軌截面輪廓線在水平方向上的投影總長度[28],即0.558 m。

假設鋼軌的垂向振動沿著線路縱向呈現指數的衰減傳播

|v(x)|=v(0)e-β|x|

(4)

式中:v(0)為基準點上的振動速度幅值;β為軌道頻響函數振幅的衰減系數。由于線路縱向的對稱性

(5)

將衰減系數轉換成dB/m為單位的衰減率形式,Δ=8.686βdB/m,則

(6)

基準聲功率W0=1×10-12W,將聲功率轉換為聲功率級

(7)

式(7)說明了隨著衰減率和導納幅值越高,其聲功率級逐漸降低。通過計算得到的各頻率下聲功率級后,可以根據式(8)進行疊加,從而得到鋼軌的總聲功率級

(8)

3 數值仿真與分析

3.1 槽型軌模態分析

研究槽型軌的模態特性對于分析軌道系統的振動和噪聲具有重要意義。通過分析槽型軌的固有頻率和振型,可以了解系統的振動行為、尋找共振頻率,并設計相應的減振措施來降低振動和噪聲水平。

由于槽型軌不同于其他型號的鋼軌,其軌頭兩側呈現不對稱的特點,它的各向模態尤為復雜。在237.8 Hz、256.0 Hz、295.9 Hz、449.3 Hz、1 489.1 Hz、1 874.9 Hz等頻率下均會產生垂向共振,槽型軌模態會發生拱起,截面并無明顯變形。一階pinned-pinned共振頻率為983.3 Hz。在這種情況下,當槽型軌受到激勵時,縱向機械波在軌枕之間形成駐波,節點正好位于扣件支承處,波峰處于跨中位置的1/2處,振型圖如圖7(a)所示。二階pinned-pinned共振頻率為2 360.9 Hz。在這種情況下,跨中以及扣件節點處均為駐波節點,波峰分別位于跨中的1/4處和3/4處。振型圖如圖7(b)所示。

圖7 槽型軌垂向彎曲模態Fig.7 Vertical bending modes of channel rail

3.2 不同動力吸振器減振降噪性能對比

本節探討不同動力吸振器的減振降噪性能,減振效果通過原點位移導納和振動衰減率描述,降噪效果通過槽型軌垂向振動聲功率級和總聲功率級描述。

3.2.1 減振效果

圖8(a)為不同動力吸振器與標準槽型軌的原點位移導納。可以看出,在400 Hz與1 500 Hz附近存在著明顯的峰值,與Ⅰ、Ⅲ處的垂向共振頻率對應。同時,在983.28 Hz與2 360.9 Hz附近存在著的共振峰則與Ⅱ、Ⅳ處的槽型軌前兩階pinned-pinned共振峰頻率對應。同樣在槽型軌跨中節點施加單位簡諧荷載,對比分析標準槽型軌、T-DVA、EMD-DVA和ABHD-DVA的位移導納區別。由于附加質量彈簧阻尼系統的存在,軌道結構整體質量增加,這會導致原點位移導納的共振峰向低頻移動,并呈現不同程度的下降。這意味著在頻率響應中,原本位于高頻段的共振峰向低頻偏移,振幅減小。在120～670 Hz、890～1 160 Hz頻段內槽型軌的振動位移導納減小,槽型軌在這一頻率范圍內的振動能得到很好的抑制。Ⅰ、Ⅱ處位移導納的共振峰可以看出,傳統動力吸振器通過提高質量來將共振峰向低頻移動,以避免在原有頻段上出現槽型軌的共振峰。然而,當槽型軌發生共振模態時,傳統動力吸振器并不能有效地抑制鋼軌的振動。觀察可發現附加ABHD-DVA的槽型軌位移導納相比于附加T-DVA的槽型軌位移導納在Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ處均有較大削減,特別是在Ⅰ和Ⅱ處;而附加EMD-DVA時,位移導納在各個頻段與T-DVA相比并無明顯削減。這是EMD-DVA中的EMD振子僅具有有限的作用頻率范圍所致,與T-DVA的原理相似。而ABHD-DVA中的ABHD振子不僅具有動力吸振的作用,還具備ABH寬頻能量吸收器的功能,可以實現更廣泛的頻帶減振效果。圖8(b)表明了標準槽型軌和附加3種不同動力吸振器的槽型軌對振動衰減率的影響頻段集中在800 Hz以上,在800～1 000 Hz內,一階pinned-pinned振動響應較大。在這個頻段內,無動力吸振器的標準槽型軌的振動衰減率為0.68 dB/m。然而,安裝ABHD-DVA后,振動衰減率增加到1.80 dB/m,提高率達265%

圖8 槽型軌和3種動力吸振器對位移導納和振動衰減率的影響Fig.8 The influence of channel rail and three DVAs on displacement admittance and vibration attenuation rate

3.2.2 降噪效果

圖9(a)描述了槽型軌的聲輻射特性,槽型軌在500～3 000 Hz的頻段內聲功率級較高,這也是輪軌噪聲重點關注的頻段。由圖10可知在1 000 Hz頻段附近,ABHD-DVA相較于EMD-DVA和T-DVA的降噪效果更為突出,將鋼軌噪聲從44.28 dB降低到38.04 dB,降低了6.24 dB。由圖9(b)可知:ABHD-DVA將總聲功率級降低了4.9 dB;相較于T-DVA總聲功率降低了0.96 dB;相較于EMD-DVA降低了0.64 dB。

圖9 槽型軌和3種動力吸振器對聲輻射功率的影響Fig.9 The influence of channel rail and three DVAs on the radiated sound power

圖10 不同動力吸振器的振子能量與整個系統能量占比Fig.10 Proportions of vibrator to whole-system energy in different DVAs

3.2.3 原理分析

在3.2.1節及3.2.2節的基礎上,通過對ABHD-DVA和EMD-DVA振子能量占比水平的比較,深入挖掘兩種結構的減振降噪機理。為表示轉移到振子上的振動能量的程度,定義ABHD振子和EMD振子上的振動能量占整個系統振動能量的比值為η

η=10lg(Evibrator/Esystem

(9)

式中:Evibrator為振子的動能與彈性應變能之和;Esystem為系統的動能與彈性應變能之和。比較ABHD-DVA和EMD-DVA的振子能量占比時,假設它們具有相同的約束條件和荷載激勵方式,且阻尼層的能量損耗因子均設為0.1。從圖10中可以清楚地看到,與傳遞給EMD振子的振動能量相比,系統轉移到ABHD振子更為顯著。盡管由于兩種振子的共振頻率差異,在某些頻率處振動能量占比曲線的峰值出現偏移,然而在重點關注的500～1 500 Hz共振峰激增頻段,ABHD-DVA振子振動能量占比明顯高于EMD-DVA。造成這一現象的根本原因在于振子和動力吸振器之間的相互作用,在系統自振頻率接近的情況下,振動能量會向連接器兩邊的振子處聚集,從而產生峰值。

與EMD振子相比,ABHD振子同時具有動態振動吸收和寬頻帶能量吸收的功能,即ABH效應。然而,這種效應通常發生在中頻段和高頻段,見圖6(a)。ABHD振子的變形主要集中在振子頂端區域,這使得更多的彎曲波能量集中在振子頂端,導致系統能量損失系數的顯著增加。此外,ABHD振子具有更靈活的動態特性,增強了ABHD振子與動力吸振器之間的頻率匹配能力與振動吸收性能,并在更寬的頻率范圍內高效的將振動能量從DVA系統轉移到ABHD振動器上。

3.3 ABHD-DVA參數影響分析

3.3.1 阻尼層厚度的影響

在ABHD-DVA振子阻尼層損失因子為η=0.1時,計算阻尼層厚度分別為0、1 mm、5 mm,如圖11所示。由圖11(a)可知,沒有阻尼層的ABHD-DVA會增加槽型軌的共振頻率和響應峰值,對減振降噪不利。阻尼層厚度為1 mm時的位移導納峰值小于阻尼層為5mm時的峰值,說明當阻尼層厚度過大時,ABHD振子無法有效發揮減振作用;圖11(b)中,在800～1 000 Hz頻段附近,阻尼層厚度為1 mm時振動衰減率明顯大于阻尼層厚度為0和5 mm時,同樣說明阻尼層厚度不宜過大。由圖11(c)可知,當ABHD振子阻尼厚度適中(1 mm)時,降噪效果好于不施加阻尼層,且與阻尼層厚度較大(5 mm)時的降噪效果相當,圖11(d)同樣證明這一點,采用合適的阻尼層厚度可以降低鋼軌總聲功率級達1.34 dB。

圖11 阻尼層厚度的影響Fig.11 Influence of damping layer thickness

3.3.2 阻尼層損失因子的影響

在ABHD-DVA振子阻尼層厚度為1 mm時,計算阻尼層損失因子分別為0.005、0.1、0.5,如圖12所示。由圖12(a)和圖12(b)可知,阻尼層損失因子越高,鋼軌位移導納越小,振動衰減率越高,由此可見,ABHD振子阻尼層損失因子越大,為了擴大ABHD-DVA的調諧頻段,需要增加阻尼系數,但在仿真計算中應考慮阻尼層材料的實際限制。由圖12(c)和圖12(d)可知,阻尼層損失因子的增大會對鋼軌噪聲起到部分抑制作用,當阻尼損失因子從0.005增至0.1時,鋼軌總聲功率級降低了0.95 dB,但當阻尼損失因子從0.1增至0.5時,鋼軌總聲功率級僅降低了0.50 dB,由此可知過度的增大阻尼層損耗因子雖可以降低鋼軌總聲功率級,但其降低幅度過小,得不償失,故在后續結構設計中將阻尼層損失因子取得適中值0.1。

圖12 阻尼層損耗因子的影響Fig.12 Effect of damping layer loss factor

4 結 論

在本研究中提出了一種新型的槽型軌道動力吸振器,將聲學黑洞波動控制技術與動力吸振原理相結合。該吸振器設計的目標是保證主結構強度與剛度的前提下,采用附加的聲學黑洞阻尼振子作為吸能單元,對主結構的振動能量進行傳遞、吸收與耗散。此外,為了研究聲學黑洞型動力吸振器對槽型軌道振動特性和聲輻射特性的影響,利用仿真分析對不同類型的動力吸振器下槽型軌道的導納和振動衰減率特性進行了評估。最后,使用滾動噪聲預測模型對ABHD-DVA的降噪效果進行了計算和分析,并研究了ABHD-DVA參數對輪軌振動和噪聲的影響規律。主要結論如下:

(1)利用仿真分析對不同類型的動力吸振器下槽型軌道的位移導納和振動衰減率進行了評估,驗證了ABHD-DVA在能量聚集和耗散方面的高效性,這為動力吸振器在振動和噪聲控制方面開辟了一條新途徑。

(2)在800～1 000 Hz內,一階pinned-pinned振動響應較大。在這個頻段內,無動力吸振器的標準槽型軌的振動衰減率為0.68 dB/m。然而,安裝ABHD-DVA后,振動衰減率增加到1.80 dB/m,提高率達265%。ABHD-DVA相較于EMD-DVA和T-DVA的降噪效果更為突出,將鋼軌噪聲從44.28 dB降低到38.04 dB,降低了6.24 dB。

(3)沒有阻尼層的ABHD-DVA會增加槽型軌的共振頻率和響應峰值,對減振降噪不利。阻尼層厚度為1 mm時的位移導納峰值小于阻尼層為5 mm時的峰值,說明當阻尼層厚度過大時,ABHD振子無法有效發揮減振作用。當阻尼層厚度為1 mm時可以降低鋼軌總聲功率級達1.34 dB。

(4)ABHD振子阻尼層損失因子的增大會對鋼軌噪聲起到部分抑制作用,當阻尼損失因子從0.005增至0.1時,鋼軌總聲功率級降低了0.95 dB,但當阻尼損失因子從0.1增至0.5時,鋼軌總聲功率級僅降低了0.50 dB,由此可知過度的增大阻尼層損耗因子雖可以降低鋼軌總聲功率級,但其降低幅度過小,在結構設計中將阻尼層損失因子設為0.1最為合適。