冀怡名，張淑敏，劉清源，圣小珍，徐凡，唐靈芝

考慮進(jìn)風(fēng)口風(fēng)筒和雙機(jī)影響的動(dòng)車組軸流冷卻風(fēng)機(jī)噪聲特性試驗(yàn)研究

冀怡名1，張淑敏1，劉清源1，圣小珍2，徐凡1，唐靈芝3

（1.西南交通大學(xué)牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610031；2.上海工程技術(shù)大學(xué) 城市軌道交通學(xué)院，上海 201620；3.湖南天雁機(jī)械有限責(zé)任公司，湖南 衡陽 421005）

為了明確某企業(yè)研發(fā)的一款動(dòng)車組軸流冷卻風(fēng)機(jī)的噪聲水平和特性，參照國(guó)標(biāo)GB/T 3767－2016布置試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)，對(duì)此軸流風(fēng)機(jī)產(chǎn)生的噪聲進(jìn)行了現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，并基于風(fēng)機(jī)試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了噪聲特性分析。結(jié)果表明：此軸流風(fēng)機(jī)噪聲主要由寬頻和離散噪聲組成，前者的占比約為后者的1.8倍；動(dòng)葉片的前三階BPF在離散噪聲中占據(jù)主導(dǎo)地位；進(jìn)風(fēng)口處的風(fēng)筒主要降低高頻段的噪聲；單、雙風(fēng)機(jī)運(yùn)行時(shí)的噪聲差值主要體現(xiàn)在動(dòng)葉片的前兩階BPF上；通過靜壓來控制風(fēng)機(jī)噪聲時(shí)，應(yīng)保持靜壓在1030～1150 Pa之間；出風(fēng)口噪聲的貢獻(xiàn)率約為進(jìn)風(fēng)口的兩倍；機(jī)殼振動(dòng)聲輻射主要表現(xiàn)在低頻段；新樣機(jī)出風(fēng)口測(cè)點(diǎn)的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)降低了2.23 dB(A)，在離散噪聲中，動(dòng)葉片的第一階BPF噪聲下降幅度最大。

聲學(xué)；軸流風(fēng)機(jī)；噪聲試驗(yàn)；噪聲源；頻譜分析；振動(dòng)聲輻射

高速列車的升級(jí)換代對(duì)列車的噪聲水平要求越來越高，為此需要控制主要聲源部件的噪聲水平。動(dòng)車組用冷卻風(fēng)機(jī)為牽引變壓器散熱，是高速列車主要的輔助設(shè)備之一，也是主要聲源部件之一，研究其噪聲特性對(duì)高鐵噪聲控制具有重要意義。

本文研究的動(dòng)車組牽引變壓器冷卻風(fēng)機(jī)采用軸流風(fēng)扇結(jié)構(gòu)，產(chǎn)生的噪聲可分為三大類[1]：機(jī)械噪聲、電磁噪聲、氣動(dòng)噪聲。機(jī)械噪聲主要是指電機(jī)軸承和動(dòng)葉輪連接處的擠壓和碰撞所產(chǎn)生的聲音；電磁噪聲主要是由于電動(dòng)機(jī)內(nèi)部磁場(chǎng)變化導(dǎo)致外部構(gòu)件振動(dòng)所產(chǎn)生的聲音；氣動(dòng)噪聲主要是氣體流過風(fēng)機(jī)內(nèi)部表面產(chǎn)生的壓力脈動(dòng)以及在一些區(qū)域產(chǎn)生渦流所導(dǎo)致的噪聲；氣動(dòng)噪聲為軸流風(fēng)機(jī)噪聲的主要成分。

國(guó)內(nèi)外研究人員對(duì)軸流風(fēng)機(jī)的噪聲特性展開了大量研究。Lim T G[2]對(duì)軸流風(fēng)扇采用后掠翼梢小翼和30%覆蓋罩時(shí)的非定常流場(chǎng)和流致噪聲特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)和數(shù)值分析，揭示了流動(dòng)誘發(fā)噪聲特性的改變；Jang C M[3]采用小波變換分析了某型風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子葉片脈動(dòng)壓力的頻率特性，利用大渦模擬結(jié)果得到了轉(zhuǎn)子葉片上的脈動(dòng)壓力，發(fā)現(xiàn)了風(fēng)機(jī)噪聲的產(chǎn)生主要是由于風(fēng)機(jī)內(nèi)部的非定常流動(dòng)，如葉尖渦和前緣分離渦；肖夏等[4]利用ANSYS-CFX軟件對(duì)旋轉(zhuǎn)機(jī)械進(jìn)行有限元仿真模擬，得到其流場(chǎng)特征，還發(fā)現(xiàn)導(dǎo)流罩可以提高旋轉(zhuǎn)機(jī)機(jī)械的工作效率；劉剛等[5]提出對(duì)葉片進(jìn)行一定葉尖小翼處理可以降低風(fēng)機(jī)的氣動(dòng)噪聲。

降低噪音有很多方式，比如采用鋸齒形葉片、葉片表面打孔、外部增加消音器、表面噴涂消音材料等[6-7]，而對(duì)于本文研究的冷卻風(fēng)機(jī)，由于安裝空間的限制，對(duì)其結(jié)構(gòu)不能大幅修改，所以只能對(duì)葉輪進(jìn)行研究，通過改變?nèi)~片的參數(shù)來降低噪音。

上述文獻(xiàn)中研究的軸流風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)較為簡(jiǎn)單，多數(shù)是由一級(jí)動(dòng)葉輪和一級(jí)導(dǎo)風(fēng)葉輪組成。動(dòng)車組用牽引變壓器冷卻風(fēng)機(jī)的結(jié)構(gòu)相對(duì)常見的冷卻風(fēng)機(jī)來說結(jié)構(gòu)要復(fù)雜很多，是由進(jìn)風(fēng)口動(dòng)葉輪、靜葉輪、出風(fēng)口動(dòng)葉輪組合而成的復(fù)雜軸流風(fēng)機(jī)，即具有“P＋M＋R”結(jié)構(gòu)[8]。目前對(duì)這種復(fù)雜結(jié)構(gòu)軸流風(fēng)機(jī)的噪聲特性研究文獻(xiàn)不多，文獻(xiàn)[9]根據(jù)GB/T 2888－2008[10]對(duì)本文所研究的風(fēng)機(jī)優(yōu)化前的噪聲進(jìn)行了測(cè)試，并結(jié)合一個(gè)簡(jiǎn)化的仿真模型，對(duì)噪聲進(jìn)行了初步分析，提出了降噪設(shè)計(jì)方案。

本文在文獻(xiàn)[9]工作的基礎(chǔ)上，提出了新的降噪設(shè)計(jì)方案，并制造了新的樣機(jī)。根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)GB/T 2888－2008[10]和GB/T 3767－2016[11]對(duì)新樣機(jī)進(jìn)行了噪聲測(cè)試。這次試驗(yàn)加入了進(jìn)口風(fēng)筒和雙風(fēng)機(jī)同開的工況。本文對(duì)這次試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了分析。

1 冷卻風(fēng)機(jī)噪聲試驗(yàn)

1.1 冷卻風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)介紹

如圖1所示，相比于文獻(xiàn)[9]中的風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)，新樣機(jī)主要將進(jìn)風(fēng)口葉片數(shù)由11增加到14，出風(fēng)口的葉片數(shù)由10增加到13，其他結(jié)構(gòu)保持不變，風(fēng)機(jī)額定轉(zhuǎn)速仍為1470 r/min。改變?nèi)~片數(shù)的目的主要是改善風(fēng)機(jī)內(nèi)部的流場(chǎng)，從而降低噪聲。

1.2 冷卻風(fēng)機(jī)噪聲試驗(yàn)

本測(cè)試在某空曠廠房中進(jìn)行，廠房可近似認(rèn)為是半自由聲場(chǎng)。如圖2所示，風(fēng)機(jī)底部由座架支撐，支撐高度為1.5 m[11]，能夠有效避免地面對(duì)風(fēng)機(jī)進(jìn)風(fēng)口（無風(fēng)筒時(shí)）和出風(fēng)口流場(chǎng)的影響。圖2（a）為單臺(tái)風(fēng)機(jī)測(cè)試圖，進(jìn)風(fēng)口安裝有風(fēng)筒，以便控制風(fēng)機(jī)進(jìn)風(fēng)的靜壓，圖2（b）為雙臺(tái)風(fēng)機(jī)并聯(lián)的測(cè)試圖，兩臺(tái)風(fēng)機(jī)之間的橫向距離為70 cm，模擬動(dòng)車組雙風(fēng)機(jī)的使用情況。試驗(yàn)所用設(shè)備如表1所示。

對(duì)于機(jī)械設(shè)備，通常通過測(cè)試設(shè)備所輻射的聲功率級(jí)來評(píng)價(jià)設(shè)備的噪聲水平。為得到風(fēng)機(jī)聲功率，不同于文獻(xiàn)[9]，本文對(duì)新樣機(jī)進(jìn)行噪聲試驗(yàn)時(shí)采用GB/T 3767－2016[11]。根據(jù)該標(biāo)準(zhǔn)確定了圖3所示的噪聲測(cè)點(diǎn)布置。從圖3（a）可看出，相對(duì)于文獻(xiàn)[9]，本文除測(cè)點(diǎn)分布位置不同外，還將測(cè)點(diǎn)數(shù)由8個(gè)增加到9個(gè)。對(duì)于雙風(fēng)機(jī)同時(shí)運(yùn)行的噪聲測(cè)試，測(cè)點(diǎn)全部分布在風(fēng)機(jī)軸線所在水平面內(nèi)，如圖3（b）所示。

表1 試驗(yàn)設(shè)備

圖1 軸流風(fēng)機(jī)

圖2 現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試

圖3 噪聲測(cè)點(diǎn)布置

為了研究不同靜壓、有無風(fēng)筒、雙臺(tái)風(fēng)機(jī)運(yùn)行等情況下的噪聲特性，對(duì)風(fēng)機(jī)進(jìn)行了如表2所示的試驗(yàn)工況測(cè)試。

表2 試驗(yàn)工況

根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)，首先對(duì)風(fēng)機(jī)進(jìn)行了背景噪聲測(cè)試。測(cè)試結(jié)果表明，各工況下各測(cè)點(diǎn)的聲壓級(jí)與背景噪聲的差值為18～61 dB(A)，均高于15 dB(A)，因此背景噪聲滿足測(cè)試要求。

2 測(cè)試結(jié)果及分析

2.1 風(fēng)機(jī)噪聲頻譜特性分析

圖4給出了工況5（靜壓524 Pa、有風(fēng)筒）和工況2（靜壓1100 Pa、有風(fēng)筒）測(cè)點(diǎn)1（進(jìn)風(fēng)口）和測(cè)點(diǎn)4（出風(fēng)口）的噪聲窄帶頻譜?？梢钥闯?，峰值頻率均對(duì)應(yīng)于進(jìn)風(fēng)口和出風(fēng)口動(dòng)葉輪的BPF（Blade Passing Frequency，葉片通過頻率）階次頻率。表3給出了靜壓為524 Pa和1191 Pa時(shí)，工況2（靜壓1100 Pa、有風(fēng)筒）測(cè)點(diǎn)3（右測(cè)點(diǎn)）的進(jìn)風(fēng)口和出風(fēng)口的前3階BPF頻率對(duì)應(yīng)的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)。

由表3可以看出，出風(fēng)口和進(jìn)風(fēng)口相同的BPF階次下，出風(fēng)口對(duì)應(yīng)的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)比進(jìn)風(fēng)口對(duì)應(yīng)的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)大，因此，對(duì)于降低風(fēng)機(jī)的離散噪聲，可優(yōu)先考慮出風(fēng)口。

為了明確風(fēng)機(jī)的離散噪聲和寬頻帶噪聲占比，需進(jìn)行功率譜密度計(jì)算：

圖4 測(cè)點(diǎn)1和測(cè)點(diǎn)4的噪聲頻譜

表3 測(cè)點(diǎn)3（右測(cè)點(diǎn)）在BPF階次頻率上的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)

根據(jù)式（1）對(duì)工況2測(cè)點(diǎn)3的聲壓進(jìn)行計(jì)算，得到功率譜密度曲線。取離散頻率處的帶寬為12 Hz（旋轉(zhuǎn)基頻的一半），將功率譜密度在頻率范圍內(nèi)積分可以求解得到不同離散噪聲的聲功率。

圖5給出了動(dòng)葉輪各階BPF對(duì)風(fēng)機(jī)總聲能量的占比，可知，離散頻率中，出風(fēng)口的第一階BPF占比最大，為11.72%，其次是進(jìn)風(fēng)口的第一階BPF，為8.52%；占比較高的為動(dòng)葉輪前三階BPF，三階以上的動(dòng)葉輪BPF占比并不突出，均低于1%。出風(fēng)口、進(jìn)風(fēng)口的動(dòng)葉片離散噪聲占比依次為18.9%、14.8%。

動(dòng)葉片離散噪聲聲能量占比為33.7%，寬頻帶噪聲（400～2000 Hz）的聲能量占比為60.7%，由此可以看出該風(fēng)機(jī)噪聲以寬頻帶噪聲為主，約為離散噪聲的1.8倍。雖然離散噪聲相對(duì)于寬頻噪聲占比較小，但是離散噪聲也不能忽略，因?yàn)殡x散噪聲對(duì)聲品質(zhì)的影響較大。

圖5 動(dòng)葉輪離散噪聲占比

圖6給出了工況2下測(cè)點(diǎn)1的1/3倍頻程的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)圖，低于最高值10 dB(A) 的頻段區(qū)域?yàn)樵肼曪@著頻段（虛線框所示）[12]，由圖6可以看出，該風(fēng)機(jī)噪聲的聲能量主要集中在315～4000 Hz頻段內(nèi)，在0～1000 Hz范圍內(nèi)聲壓級(jí)隨著頻率的增大而顯著增加，峰值出現(xiàn)在中心頻率為1000 Hz處。

圖6 風(fēng)機(jī)測(cè)點(diǎn)1的1/3倍頻程頻譜特性

2.2 進(jìn)口靜壓對(duì)風(fēng)機(jī)噪聲的影響分析

風(fēng)機(jī)的進(jìn)口靜壓越大，流體流經(jīng)風(fēng)機(jī)內(nèi)部需要克服的阻力就越大，導(dǎo)致風(fēng)機(jī)送風(fēng)量減少，從而降低風(fēng)機(jī)的性能。對(duì)此風(fēng)機(jī)進(jìn)行降噪時(shí)，需要保證該風(fēng)機(jī)的冷卻性能，因此，本文研究進(jìn)口靜壓對(duì)風(fēng)機(jī)噪聲的影響，從而確定降噪時(shí)的最佳靜壓范圍。

圖7給出了工況3～7的測(cè)點(diǎn)3在不同進(jìn)口靜壓下的A計(jì)權(quán)總聲壓級(jí)，可知，測(cè)點(diǎn)3的A計(jì)權(quán)總聲壓級(jí)隨著進(jìn)口靜壓的增加逐漸降低，且在超過額定靜壓1100 Pa時(shí)，風(fēng)機(jī)的噪聲下降速度明顯快于其余靜壓段。這是由于風(fēng)機(jī)進(jìn)口靜壓超過其額定靜壓會(huì)使風(fēng)機(jī)通風(fēng)量急劇減少，從而降低風(fēng)機(jī)的氣動(dòng)噪聲。但通風(fēng)量的減少會(huì)導(dǎo)致風(fēng)機(jī)的性能降低，因此在通過增大進(jìn)口靜壓降低風(fēng)機(jī)噪聲時(shí)，要綜合協(xié)調(diào)風(fēng)機(jī)的各項(xiàng)性能參數(shù)，不得以降低風(fēng)機(jī)性能為代價(jià)。

圖7 不同進(jìn)口靜壓下風(fēng)機(jī)的A計(jì)權(quán)總聲壓級(jí)

根據(jù)GB/T 3767－2016[11]利用聲壓法計(jì)算恒定轉(zhuǎn)速下不同進(jìn)口靜壓對(duì)應(yīng)的風(fēng)機(jī)的A計(jì)權(quán)聲功率級(jí)，結(jié)果如表4所示。

表4 不同進(jìn)口靜壓下風(fēng)機(jī)的A計(jì)權(quán)聲功率級(jí)

由表4分析可得，此風(fēng)機(jī)的A計(jì)權(quán)聲功率級(jí)隨著進(jìn)口靜壓的遞增而逐漸減小。進(jìn)一步對(duì)風(fēng)機(jī)靜壓和A計(jì)權(quán)聲功率級(jí)的關(guān)系進(jìn)行擬合，如圖8所示。得到關(guān)系式為：

由擬合關(guān)系可得，進(jìn)口靜壓每增加100 Pa，風(fēng)機(jī)的A計(jì)權(quán)聲功率級(jí)降低0.53 dB(A)。在前期設(shè)計(jì)過程中，該風(fēng)機(jī)的A計(jì)權(quán)聲功率級(jí)要求低于100 dB(A)，根據(jù)靜壓與聲功率的擬合關(guān)系，此時(shí)進(jìn)口靜壓必須高于751.09 Pa。由風(fēng)機(jī)的性能曲線[1]可知，隨著流量的增大，風(fēng)機(jī)的效率先增大后減小，而靜壓的增大意味著氣體流動(dòng)的阻力增大，從而導(dǎo)致風(fēng)機(jī)流量的減少。為保證風(fēng)機(jī)效率在60%～65%，綜合考慮以上因素，后續(xù)對(duì)此風(fēng)機(jī)進(jìn)行降噪設(shè)計(jì)時(shí)，需要保證風(fēng)機(jī)的進(jìn)口靜壓控制在1030～1150 Pa。

圖8 進(jìn)口靜壓與A計(jì)權(quán)聲功率級(jí)的擬合關(guān)系

將進(jìn)風(fēng)口和出風(fēng)口測(cè)量面的聲功率級(jí)近似認(rèn)為進(jìn)風(fēng)口和出風(fēng)口兩個(gè)聲源的聲功率級(jí)，得到表5?？梢钥闯?，出風(fēng)口的聲功率級(jí)比進(jìn)風(fēng)口的高出約3 dB(A)，將聲功率級(jí)換算成聲功率后，得到出風(fēng)口的噪聲貢獻(xiàn)率約為進(jìn)風(fēng)口的兩倍。這是由于進(jìn)風(fēng)口采取了M型流線結(jié)構(gòu)，改善了其進(jìn)氣情況，從而使得進(jìn)風(fēng)口的噪聲降低，而出風(fēng)口采取平面結(jié)構(gòu)，使得氣體在出風(fēng)口正前方形成較大的漩渦，從而增加風(fēng)機(jī)的氣動(dòng)噪聲。為減少漩渦的產(chǎn)生，可在出風(fēng)口增加一個(gè)導(dǎo)流器，使得氣流平穩(wěn)過渡，從而降低出風(fēng)口的噪聲。

表5 進(jìn)風(fēng)口、出風(fēng)口的A計(jì)權(quán)聲功率級(jí)

2.3 風(fēng)筒對(duì)風(fēng)機(jī)噪聲的影響分析

風(fēng)筒可隔離進(jìn)風(fēng)口的噪聲，理論上可降低風(fēng)機(jī)的噪聲，為了了解風(fēng)筒的降噪特性，本文研究進(jìn)風(fēng)口安裝風(fēng)筒對(duì)風(fēng)機(jī)噪聲特性的影響。

根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)得到，進(jìn)風(fēng)口安裝風(fēng)筒時(shí)，進(jìn)風(fēng)口測(cè)點(diǎn)1、右側(cè)測(cè)點(diǎn)3和出風(fēng)口測(cè)點(diǎn)4的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)分別降低了4.5 dB(A)、1.1 dB(A)和0.5dB(A)，可見進(jìn)風(fēng)口安裝的風(fēng)筒可以降低風(fēng)機(jī)的噪聲，且主要降低進(jìn)風(fēng)側(cè)的噪聲。

由圖9可以看出，噪聲能量主要集中在315～4000 Hz頻段內(nèi)，315 Hz對(duì)應(yīng)的頻帶內(nèi)的降噪量最大（8.24 dB(A)），在630～4000 Hz頻段的降噪量比較均勻，大約為4～5 dB(A)。

圖9 工況1和2測(cè)點(diǎn)1的1/3倍頻程頻譜特性

此外，在低頻段，風(fēng)機(jī)風(fēng)筒幾乎無法起到降噪效果，甚至出現(xiàn)噪聲增加的情況。這可能是由于在低頻段時(shí)，風(fēng)筒存在低頻的振動(dòng)噪聲，從而導(dǎo)致噪聲的增加。

由表6可以看出，在離散頻率中，風(fēng)筒主要降低了進(jìn)風(fēng)口和出風(fēng)口的第1階BPF噪聲，且降低幅度明顯大于第2和第3階。

表6 工況1和2時(shí)測(cè)點(diǎn)1的動(dòng)葉片BPF對(duì)應(yīng)的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)及其差值

2.4 單、雙分機(jī)運(yùn)行時(shí)的噪聲對(duì)比研究

動(dòng)車組車廂的下部?jī)蓚?cè)各安裝一臺(tái)該冷卻風(fēng)機(jī)，以適應(yīng)動(dòng)車組列車較大的散熱需求。風(fēng)機(jī)個(gè)數(shù)的增加，必然會(huì)導(dǎo)致噪聲的增加，所以本文對(duì)比研究單、雙風(fēng)機(jī)運(yùn)行時(shí)的噪聲特性。

測(cè)試結(jié)果表明，單臺(tái)風(fēng)機(jī)運(yùn)行時(shí)對(duì)稱測(cè)點(diǎn)1的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)為96.08 dB(A)，雙臺(tái)運(yùn)行時(shí)的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)為98.97 dB(A)，兩者相差2.89 dB(A)，根據(jù)聲源疊加原理，兩個(gè)相同的聲壓級(jí)在同一點(diǎn)疊加后的差值為3 dB(A)，試驗(yàn)結(jié)果和理論計(jì)算有一定偏差，是因?yàn)轱L(fēng)機(jī)加工過程中存在加工誤差，無法保證兩臺(tái)風(fēng)機(jī)完全一致，從而無法保證兩個(gè)風(fēng)機(jī)在對(duì)稱測(cè)點(diǎn)1上產(chǎn)生相同的聲壓級(jí)。

為了更清楚地了解兩種情況下各頻段的噪聲差值，給出了圖10。由圖可知，該風(fēng)機(jī)的聲能量集中頻段315～4000 Hz內(nèi)，在中心頻率為315 Hz處的差值最大，為11.57 dB(A)，其次是630 Hz，為8.41 dB(A)；800～4000 Hz頻段內(nèi)噪聲的差值較小。

圖10 單、雙機(jī)運(yùn)行時(shí)對(duì)稱測(cè)點(diǎn)1的1/3倍頻程圖

由表7可以看出，單臺(tái)風(fēng)機(jī)和雙臺(tái)風(fēng)機(jī)的噪聲差值主要體現(xiàn)在前兩階BPF上。

表7 單、雙機(jī)運(yùn)行時(shí)對(duì)稱測(cè)點(diǎn)1的動(dòng)葉片BPF對(duì)應(yīng)的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)及其差值

再回到圖10分析，動(dòng)葉片的第1、2階BPF在315～800 Hz頻段內(nèi)，這導(dǎo)致了圖10中315～800 Hz噪聲差值較大；在風(fēng)機(jī)的顯著頻段內(nèi)，動(dòng)葉片前兩階BPF噪聲僅影響315～800 Hz頻段，對(duì)800～4000 Hz頻段的影響較小，而噪聲屬于寬中頻噪聲，所以，雖然動(dòng)葉片的前兩階BPF噪聲差值較大，但總的噪聲差值卻很小。

3 基于脈動(dòng)球源理論的風(fēng)機(jī)機(jī)殼振動(dòng)的聲輻射估算

大量文獻(xiàn)[3-7]表明，在對(duì)風(fēng)機(jī)進(jìn)行氣動(dòng)噪聲的數(shù)值仿真時(shí)，很多模型都沒有考慮機(jī)殼振動(dòng)對(duì)聲場(chǎng)的影響。但對(duì)于本文研究的復(fù)雜風(fēng)機(jī)，機(jī)殼振動(dòng)的聲輻射在數(shù)值仿真時(shí)是否可被忽略，還未明確。所以本文對(duì)該風(fēng)機(jī)機(jī)殼振動(dòng)的聲輻射進(jìn)行估算。

測(cè)試時(shí)，在機(jī)殼表面布置了加速度測(cè)點(diǎn)，為了簡(jiǎn)化問題，將該測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)近似視為整個(gè)機(jī)殼整體的平均振動(dòng)水平，基于脈動(dòng)球源理論估算其所輻射的聲場(chǎng)[14]。

圖11給出了由工況1測(cè)點(diǎn)2的試驗(yàn)總噪聲聲壓和由機(jī)殼振動(dòng)所輻射的聲壓對(duì)比，可以看出，當(dāng)頻率低于300 Hz時(shí)，機(jī)殼振動(dòng)輻射的噪聲和實(shí)際測(cè)試的噪聲十分接近，差值在5 dB(A)以內(nèi)，對(duì)試驗(yàn)總噪聲的影響較大；隨著頻率增大，機(jī)殼振動(dòng)所輻射的噪聲對(duì)試驗(yàn)總噪聲的影響越來越小。

經(jīng)計(jì)算，機(jī)殼振動(dòng)輻射的A計(jì)權(quán)聲功率級(jí)為83.23 dB(A)，風(fēng)機(jī)整體的A計(jì)權(quán)聲功率級(jí)為98.13 dB(A)，將聲功率級(jí)換算成聲功率，得到機(jī)殼振動(dòng)輻射的聲功率占風(fēng)機(jī)整體的3.24%。

圖11 測(cè)點(diǎn)2（右測(cè)點(diǎn)）的機(jī)殼振動(dòng)估算噪聲和試驗(yàn)總噪聲

因此，在仿真計(jì)算時(shí)，當(dāng)研究?jī)?nèi)容需要考慮低頻段噪聲時(shí)，機(jī)殼振動(dòng)的聲輻射不可被忽略；但機(jī)殼振動(dòng)輻射噪聲對(duì)整體風(fēng)機(jī)噪聲的貢獻(xiàn)較小，為了簡(jiǎn)化計(jì)算和節(jié)省時(shí)間，數(shù)值模擬時(shí)可以不考慮機(jī)殼振動(dòng)的聲輻射。

需要指出的是，本文只是對(duì)機(jī)殼振動(dòng)做定性分析來指導(dǎo)仿真計(jì)算，而不是傳遞路徑分析。如果需要了解機(jī)殼振動(dòng)傳遞最重要的路徑及其貢獻(xiàn)，則需要進(jìn)行傳遞路徑分析。

4 新樣機(jī)與文獻(xiàn)[9]風(fēng)機(jī)的噪聲對(duì)比

前面已經(jīng)指出，為了降低氣動(dòng)噪聲，新樣機(jī)是在文獻(xiàn)[9]的基礎(chǔ)上，增加了動(dòng)葉片數(shù)。為了了解新樣機(jī)的降噪效果，采用文獻(xiàn)[9]中的噪聲測(cè)試方法對(duì)新樣機(jī)進(jìn)行噪聲測(cè)試，對(duì)不同測(cè)點(diǎn)的A計(jì)權(quán)總聲壓級(jí)進(jìn)行對(duì)比，如圖12所示。

圖12 新樣機(jī)與文獻(xiàn)[9]風(fēng)機(jī)噪聲對(duì)比

由圖12可知，相比于文獻(xiàn)[9]風(fēng)機(jī)，新樣機(jī)的聲壓級(jí)均有所下降，其中測(cè)點(diǎn)1～6和進(jìn)風(fēng)口測(cè)點(diǎn)7的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)降低了約1.5 dB(A)，出風(fēng)口測(cè)點(diǎn)8的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)降低了2.23 dB(A)，可以看出，新樣機(jī)的氣動(dòng)噪聲相對(duì)于文獻(xiàn)[9]中的風(fēng)機(jī)有明顯下降。

根據(jù)文獻(xiàn)[17]可知，兩級(jí)葉輪的葉片數(shù)量與風(fēng)機(jī)流場(chǎng)的穩(wěn)定性和風(fēng)機(jī)效率密切相關(guān)，新型風(fēng)機(jī)的葉片數(shù)設(shè)計(jì)使得風(fēng)機(jī)內(nèi)部氣流均勻性增加，流動(dòng)更加連續(xù)，壓力脈動(dòng)減弱，從而降低了風(fēng)機(jī)的噪聲。

為了進(jìn)一步分析新型風(fēng)機(jī)的降噪效果，給出了圖13、表8。由圖13可以看出，由于動(dòng)葉輪葉片數(shù)的變化，新樣機(jī)噪聲的離散頻率有所改變。由表8可以看出，試驗(yàn)風(fēng)機(jī)在出風(fēng)口和進(jìn)風(fēng)口的第1階BPF處的降噪量明顯大于第2、3階處的降噪量，由此可得，新樣機(jī)主要是降低了第1階BPF處的噪聲。

圖13 新樣機(jī)與文獻(xiàn)[9]風(fēng)機(jī)測(cè)點(diǎn)4（出風(fēng)口）的噪聲窄帶頻譜圖

表8 新樣機(jī)與文獻(xiàn)[9]風(fēng)機(jī)的各階BPF頻率所對(duì)應(yīng)的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)及其差值

由以上分析可得，通過調(diào)整風(fēng)機(jī)動(dòng)葉輪的葉片數(shù)，使得風(fēng)機(jī)噪聲水平有明顯下降。離散噪聲的降低表明了風(fēng)機(jī)內(nèi)部氣流的不穩(wěn)定性有所緩解，而寬頻帶噪聲的降低說明由于葉片處渦脫落和氣體沖擊葉片所造成的壓力脈動(dòng)有所降低[17]。

5 結(jié)語

本文通過對(duì)動(dòng)車組軸流冷卻風(fēng)機(jī)進(jìn)行噪聲試驗(yàn)，研究了不同工況下的噪聲特性以及機(jī)殼振動(dòng)對(duì)噪聲的貢獻(xiàn)等，具體結(jié)論如下：

（1）風(fēng)機(jī)的噪聲主要是寬頻噪聲和離散噪聲，前者占比為后者的1.8倍，動(dòng)葉片的前3階BPF為離散噪聲的主要部分；該風(fēng)機(jī)噪聲的聲能量主要集中在315～4000 Hz范圍內(nèi)，其峰值出現(xiàn)在1000 Hz附近。

（2）風(fēng)筒主要降低動(dòng)葉片的第1階BPF噪聲；單、雙風(fēng)機(jī)運(yùn)行時(shí)的噪聲差值主要體現(xiàn)在動(dòng)葉片的前兩階BPF噪聲差值上。

（3）風(fēng)機(jī)的A計(jì)權(quán)聲功率級(jí)隨著靜壓的增大呈線性降低，在降低風(fēng)機(jī)噪聲時(shí)，需將靜壓控制在1030～1150 Pa；出風(fēng)口的噪聲貢獻(xiàn)率約為進(jìn)風(fēng)口的兩倍。

（4）機(jī)殼振動(dòng)聲輻射主要表現(xiàn)在低頻段；當(dāng)研究?jī)?nèi)容需要考慮低頻段噪聲時(shí)，機(jī)殼振動(dòng)的聲輻射不可被忽略。

（5）新樣機(jī)出風(fēng)口測(cè)點(diǎn)的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)降低了2.23 dB(A)，且寬頻和離散噪聲均有所降低；在離散噪聲中，動(dòng)葉片的第1階BPF噪聲降低幅度最大。

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Experimental Study on Noise Characteristics of Axial Cooling Fan for EMU Considering the Influence of Air Inlet Duct and Double Fans

JI Yiming1，ZHANG Shumin1，LIU Qingyuan1，SHENG Xiaozhen2，XU Fan1，TANG Lingzhi3

( 1.State Key Laboratory of Traction Power, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China;2.School of Urban Railway Transportation, Shanghai University of Engineering Science, Shanghai 201620, China; 3.Hunan Tianyan Machinary Co.,Ltd., Hengyang 421005, China)

In order to clarify the noise level and characteristics of an axial cooling fan on multiple units developed by an enterprise, the measuring points are arranged according to the national standardGB/T 3767-2016 to test the noise produced by the axial flow fan and analyze the noise characteristics based on the test data of the fan. The results show that: the noise of the axial flow fan is mainly composed of broadband and discrete noise, the proportion of the former is about 1.8 times that of the latter; the first three order BPF of the moving blade is dominant in the discrete noise; the air duct at the inlet mainly reduces the noise of high frequency band; the noise difference between the single and double fans is mainly reflected in the first two order BPF of the moving blade; when the fan noise is controlled through the static pressure, the static pressure is expected to be kept between 1030 Pa and 1150 Pa; the contribution rate of the air outlet noise is about twice that of air inlet; the acoustic radiation of casing vibration mainly occurs in the low frequency band; the A-weighted sound pressure level at the outlet measuring point of the new fan decreases by 2.23 dB(A); the first-order BPF noise of the moving blade decreases the most among the discrete noises.

acoustics；axial flow fan；noise test；noise source；spectrum analysis；vibration sound radiation

TH432.1

A

10.3969/j.issn.1006-0316.2021.09.006

1006-0316 (2021) 09-0035-09

2021-01-15

國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃（2016YFE0205200）；國(guó)家自然科學(xué)基金（U1314201）

冀怡名（1996－），男，山西晉中人，碩士研究生，主要研究方向?yàn)檐壍澜煌ㄔ肼曊駝?dòng)控制，Email：354810343@qq.com。

通訊作者：圣小珍（1962－），男，江西永新人，博士，教授、博士生導(dǎo)師，主要研究方向?yàn)檎駝?dòng)噪聲理論，Email：shengxiaozhen@hotmail.com。