Page 128 - 《应用声学》2021年第6期

924 2021 年 11 月

60 低了2.8 dB。由于优化后的车窗结构固有频率发生
ᣣ࠱ܦҪဋጟ/dB (ref=10 -12 W) 20 0 0 overall=36 dB 此频率下并非固有频率，因此导致该频率下平均速
改变，在 315 Hz 处振型明显，而优化前车窗结构在
40

度响应和辐射声功率级偏大。由图 16 可见在大部
分频率区间内，特别是中低频阶段，优化后的车窗辐
射效率较优化前明显降低。
0.005 overall=34.8 dB
0.01 overall=34.1 dB
-20
0.08 overall=30.7 dB
-80
-40 0.05 overall=31.7 dB -100 W1
W2
63 125 250 500 1000 2000
1/3φᮠሮ˗ॷᮠဋ/Hz
图 12 内侧玻璃辐射声功率级 ᤴए־ऄጟ/dB (ref=1 m/s) -120
Fig. 12 Radiated sound power level of inside glass -140

60
0 -160
ܦԍጟ/dB(ref=2T10 -5 Pa) 20 0 0.08 -180 63 图 14 125 1/3φᮠሮ˗ॷᮠဋ/Hz 1000 2000
0.005
0.01
40
0.05
250
500
内侧玻璃平均速度响应
Fig. 14 Average velocity response of inside glass
-20
60
ᣣ࠱ܦҪဋጟ/dB (ref=10 -12 W)
-40 W1 overall=31.3 dB
63 125 250 500 1000 2000 40 W2 overall=34.1 dB
1/3φᮠሮ˗ॷᮠဋ/Hz

图 13 距离内侧玻璃 0.3 m 处声压级 20
Fig. 13 Sound pressure level at 0.3 m from the 0
inside glass

2.4 高速列车车窗的声振性能优化 -20
由前文所研究的 3 个参数的仿真预测结果可
-40
知，当空腔厚度为 20 mm、双侧玻璃厚度比为 9 : 5、 63 125 250 500 1000 2000
1/3φᮠሮ˗ॷᮠဋ/Hz
空腔阻尼损耗因子为 0.05 时分别为各自研究参数
图 15 内侧玻璃辐射声功率级
下工况中的最合适解。基于参数研究的结果，对我
Fig. 15 Radiated sound power level of inside glass
国某高速列车车窗结构提出声振性能优化方案：将
原车窗空腔厚度调整为 20 mm，双侧玻璃厚度比调 1.0
整为9 : 5，空腔阻尼损耗因子保持不变，其他材料参 W1
W2
数不变。基于此种方案下，建立优化后的车窗预测 0.8
模型，并与原车窗声振响应进行对比，对比结果如 0.6
下：W1 代表优化后的车窗声振结果，W2 代表的是 ᣣ࠱஍ဋ
我国某高速列车车窗结构的声振结果，图14给出了 0.4
内侧玻璃平均速度响应，图15给出了内侧玻璃辐射
0.2
声功率级，图16给出了内侧玻璃的辐射效率。
由图 14 和图 15 可知，在分析频带内优化后的 0
0 400 800 1200 1600 2000
内侧车窗玻璃的平均速度响应和辐射声功率级均 ᮠဋ/Hz
低于优化前的声振响应结果。通过计算对比，发现 图 16 内侧车窗玻璃的辐射效率
优化后车窗结构的辐射声功率级总值较优化前降 Fig. 16 Radiation efficiency of inside glass