牽引電機整機氣動噪聲特性的數值模擬研究*

朱一喬, 王文慶

(中車永濟電機有限公司,陜西 西安 710016)

0 引 言

隨著技術的不斷進步，高鐵等地面交通工具的運行速度逐年提升，隨之而來的噪聲問題也逐漸受到人們的關注[1]。牽引電機(TM)作為高鐵、地鐵等地面交通工具核心動力部件，其工作時產生的噪聲主要由三部分組成：通風噪聲、電磁振動噪聲、機械噪聲[2]，其中通風噪聲主要由冷卻風扇產生。根據以往在高轉速下的牽引電機噪聲測試經驗，冷卻風扇噪聲通常是牽引電機噪聲的主要成分。因此，非常有必要研究一種適用于牽引電機冷卻風扇氣動噪聲預測的方法，獲取其噪聲幅值和頻譜特性，并將預測結果應用到電機的設計階段中。

近年來，國內外許多研究人員對風扇等旋轉機械的噪聲產生機理和控制方法開展了大量的研究。康強等[3]對比了積分法和有限元法在Lighthill聲波動方程求解離心風機氣動噪聲中的應用，發現有限元方法能克服積分方法不能求解復雜邊界格林函數的缺點，且噪聲預測結果較好，并指出離心風機主要噪聲源為葉片壓力面與蝸舌前后部。 Wang等[4]針對汽車交流發電機冷卻風扇旋轉噪聲預測及優化問題，運用矢量合成方法，計算得到相對聲壓和相對聲級變化量，并用相對聲壓預測旋轉噪聲過大的階次和改變葉片分布角度前后各階次旋轉噪聲的變化，然后以相對聲壓級變化量為參數，優化風扇噪聲。左曙光等[5]對一燃料電池汽車內的離心風機進行了噪聲測試分析，測試結果表明離心風機的噪聲主要由風機葉輪產生的離散噪聲和進氣湍流、電機電磁激勵產生的寬頻噪聲組成。何源[6]以9-19No.4A風機為研究對象，在詳述風機氣動噪聲源的基礎上，利用邊界元法求解風機氣動噪聲，計算結果表明蝸舌上產生的離散噪聲遠大于葉片上產生的離散噪聲。鄒春一等[7]通過仿真和試驗測試手段，研究了汽車空調系統在不同轉速和循環工況下的氣動噪聲特性，結果表明空調系統產生的氣動噪聲呈寬頻噪聲特性，且整車環境下空調系統輻射出來的噪聲量級遠高于自由場環境。關于牽引電機風扇噪聲的研究較少，Noda等[8]通過設計風扇葉片不等間距排布等措施，降低牽引電機風扇噪聲。申政等[9]使用混合方法計算了某牽引電機冷卻風扇噪聲，計算結果發現風扇內噪聲最大位置發生在風扇葉輪流道內強流動分離處，但該研究中未考慮牽引電機整機模型，僅截取了冷卻風扇部分進行仿真計算。

因此，有必要對牽引電機整機氣動噪聲特性展開研究。以某牽引電機整機模型為研究對象，提取牽引電機內部非定常流場計算結果，并建立有限元聲學計算模型，利用聲類比方法仿真分析了該電機在額定轉速下的氣動噪聲，獲取了由冷卻風扇產生的氣動噪聲頻譜、指向性等聲學特性，并與試驗測試結果進行對比，為牽引電機冷卻風扇噪聲優化工作提供依據。

1 牽引電機氣動噪聲計算流程

牽引電機冷卻風扇氣動噪聲的計算流程如圖1所示。對于工程中的氣動噪聲問題，常采用混合方法，混合方法忽略了聲場對流場的影響，將氣動噪聲的計算分為聲源的產生和聲傳播兩個步驟。首先建立牽引電機整機內流場的計算模型，完成定常流場和非定常流場計算，對時域上的流場噪聲源數據進行采樣；然后建立牽引電機氣動噪聲有限元計算模型，將流場計算結果插值轉換到聲學模型上，完成噪聲源數據時頻域的轉換；最后利用聲類比方法計算牽引電機冷卻風扇的氣動噪聲。

圖1 牽引電機冷卻風扇氣動噪聲計算流程圖

2 牽引電機內流場仿真計算

2.1 計算模型

參考牽引電機原始裝配體的模型，建立滿足計算流體力學(CFD)計算需求的電機簡化模型。將電機結構分為定子、傳動端端蓋、非傳動端端蓋、濾塵器、轉子、風扇和線圈等，依次建立相應的簡化模型。在牽引電機氣動噪聲計算中風扇是核心部件，因此對于風扇結構僅在原始零部件模型基礎上去除風扇上的裝配孔，其他結構特征保持不變。電機中風扇和轉子均為旋轉部件，根據這一特點，可將該電機流體域分為5個區域：進口延長段、定子流體域、轉子流體域、風扇旋轉域和出口延長段。其中進口延長段長度為200 mm，出口延長段參考出口附近結構向外延長的圓柱直徑為780 mm。

圖2 某牽引電機流體域模型

2.2 計算網格及邊界條件

為適應牽引電機內部結構的復雜性，在進行網格劃分時將流體域分為三部分：風扇區域、進出口延長區域和其他區域，不同區域之間使用interface邊界條件進行連接。牽引電機氣動噪聲計算中核心部件是冷卻風扇，對風扇區域進行網格加密，面網格最小尺寸為1 mm，且同時劃分邊界層網格，邊界層網格尺寸應滿足非定常計算中采用的高精度湍流模型的壁面函數要求(Yplus=1)。對于其他區域，網格劃分時兼顧計算精度與網格數量，將面網格尺寸設置為2～10 mm。最終所有區域生成的體網格總數量約為1 300萬。

使用Ansys Fluent進行定常和非定常流場計算。為加快非定常計算的收斂速度，先進行定常流場計算，計算中湍流模型選擇Realizablek-e湍流模型，風扇和轉子區域選擇多參考系模型，給定額定轉速，進口設為壓力進口，出口設為壓力出口。計算中通過監測進、出口處的流量和壓力判斷計算結果是否收斂，待定常計算收斂后，以定常結果為初始值進行非定常流場計算。湍流模型選擇DES-SST湍流模型，風扇和轉子區域使用滑移網格，時間步長設為8.275×10-5s，對應風扇旋轉1°所需的時間。在非定常計算中通過監測每一個時間步內殘差的收斂性和風扇出口處壓力波動的周期性來判斷計算的穩定性和收斂性，待非定常計算收斂后進行流場噪聲源數據的采樣。

2.3 計算結果

流場計算完成后，提取電機內部流場中子午面和回轉面上速度及旋渦強度分布圖，分析電機內部流動現象。

根據圖3中牽引電機內流場速度流線分布圖可知，子午面上從電機進風口到風扇出口均存在分離，且風扇區域內流線紊亂分離最為嚴重。在風扇回轉面上，流道中氣流的分離現象更加明顯，過多的流動分離會引起風扇氣動性能的損失，引起渦流噪聲。

圖3 牽引電機內流場速度流線圖

旋渦強度是流場內速度梯度張量復特征值的虛部，其值代表圍繞當地中心旋轉運動的強度。牽引電機內流場旋渦強度分布圖如圖4所示，在風扇進風口、風扇葉尖處存在明顯的高強度旋渦運動。根據Powell的渦聲理論可知，在低馬赫數下，流場內渦是產生氣動噪聲的主要原因，旋渦強度越高轉化產生的氣動噪聲幅值越高。通過改善風扇上游進風口處流動狀態，減小風扇葉尖處的流動分離可改善牽引電機氣動噪聲性能。

圖4 牽引電機內流場旋渦強度分布圖

3 牽引電機氣動噪聲仿真計算

3.1 氣動噪聲計算模型

牽引電機非定常流場計算完成了噪聲源數據的采樣，建立聲學計算模型。如圖5所示，聲學計算模型由聲源區和聲傳播區組成。為了提取流場中的所有聲源信息，將CFD計算中的流體域作為聲源區。在聲源區模型中，提取冷卻風扇產生的偶極子噪聲面聲源和電機流道內產生的四極子噪聲體聲源作為邊界條件。聲傳播區參考聲源區形狀，在電機外部創建了矩形體區域。電機在噪聲測試時是直接放置在地面的，因此矩形體底面設置為全反射剛性壁面，其他外表面為無反射邊界。同時依據噪聲測試時測點分布位置，在水平和豎直方向上共設置15個噪聲監測點，獲取監測點處的噪聲聲壓級和頻譜特性。

圖5 牽引電機聲學計算模型

3.2 試驗測試

參考噪聲測量標準對目標電機水平方向和垂直方向上的噪聲聲壓級和頻譜進行測試。根據電機聲壓級測試數據，計算聲功率級。為保證測試結果的準確性，特增加補充測試點，位置如圖6所示。在豎直平面上，靠近電機傳動端和非傳動端各增加2個測點；在水平平面上，增加8個測點，每個測點距離規定測點0.5 m。

圖6 電機噪聲測點位置示意圖

噪聲試驗測試現場圖如圖7所示。在測試電機噪聲之前，應對環境噪聲進行測量，避免環境噪聲過大對電機噪聲測試帶來誤差。在正式開始測試之前，應使被測電機保持低轉速運轉10 min以上，進行電機預熱，避免機械噪聲過大對測試結果帶來誤差。完成以上準備工作，即可開始電機噪聲測試。測試中應保證無其他噪聲源干擾，每次噪聲數據采樣時間建議在10～15 s。

圖7 電機噪聲試驗測試圖

3.3 計算結果與分析

計算完成后，提取所有噪聲監測點處總聲壓級與試驗測試值進行對比。對比表1結果可看出，單個測點上仿真與試驗聲壓級最小相差0.1 dB(A)，多點平均聲壓級相差1.8 dB(A)。其中，P1、P3點是水平方向上正對電機進出風口的測點，電機內氣動噪聲主要從進出風口向外傳播，因此這兩個測點的誤差較小；P2、P4點是水平方向上電機兩側的測點，此位置處噪聲主要來源于電機電磁激勵振動，因此這兩個測點的誤差較大。考慮到實際電機噪聲測試中除了風扇噪聲還包括電磁振動噪聲和機械噪聲，因此仿真結果誤差滿足工程計算的要求。

表1 牽引電機氣動噪聲仿真值與試驗值誤差

牽引電機正常工作時，氣動噪聲主要包括由旋轉風扇產生的偶極子聲源及電機通風流道內渦流產生的四極子聲源。在計算中通過設置面聲源和體聲源邊界條件來提取不同類型的聲源，同時可以采用定義載荷工況評估不同噪聲源對總噪聲的貢獻量。從圖8可以看出，對于測點P1，其噪聲頻譜中有兩個明顯的離散噪聲峰值，221 Hz和413 Hz。通過對比不同聲源與總噪聲的頻譜發現，221 Hz處峰值來自于面聲源即冷卻風扇噪聲，而413 Hz處峰值來自于體聲源即流道渦流噪聲，且體聲源對中高頻噪聲的貢獻量較高。

圖8 不同聲源的噪聲貢獻量對比

一般風扇氣動噪聲中包含的離散噪聲是由旋轉的葉輪周期性擊打空氣或鄰近的固壁面造成的，其頻率為

(1)

式中：z為風扇葉片數;n為葉輪轉速;i為諧波數，i=1,2,3，…。

依據牽引電機額定轉速2 014 r/min和風扇葉片數11個，由式(1)計算得到葉片通過頻率的基頻為369 Hz。但由于本文中牽引電機的冷卻風扇葉片為不等間距排布，葉片通過頻率偏移。從監測點處的噪聲頻譜曲線可以看出，P1點處葉片通過頻率的基頻偏移至221 Hz。

在牽引電機聲學模型中的水平面上均布一圈噪聲監測點，即可獲得每一個監測點的噪聲特性，將同一頻率下不同測點的噪聲幅值繪制在極坐標圖中即可得到該頻率下噪聲傳播指向特性，如圖9所示。221 Hz下噪聲指向性呈現典型的偶極子噪聲輻射特性，說明221 Hz下噪聲來自于風扇的偶極子噪聲，且該頻率噪聲主要沿牽引電機進出風口方向向外傳播，出風口方向噪聲幅值明顯大于進風口。通過獲取電機主要峰值處的噪聲輻射指向性，可在噪聲主要傳播途徑和方向上設置吸聲隔聲裝置，采用被動降噪的方式降低牽引電機輻射噪聲。

圖9 221 Hz-噪聲輻射指向性圖

4 結 語

本文通過建立牽引電機內流場仿真計算模型，以電機非定常內流場計算結果為聲源，計算并分析了牽引電機氣動噪聲特性，結論如下：

(1) 牽引電機內流場中流動分離現象非常明顯，風扇區域分離現象最為嚴重，且在風扇進風口、風扇葉尖處存在明顯的高強度旋渦運動；

(2) 分析噪聲監測點處的頻譜曲線發現，噪聲頻譜中存在明顯的離散噪聲峰值，其中最高峰值來自于冷卻風扇的偶極子噪聲，而第二高峰值則來自于通風流道內的四極子噪聲，在牽引電機氣動噪聲的優化中應綜合考慮風扇噪聲和通風流道噪聲；

(3) 采用不等間距排列的風扇葉片會導致葉片通過頻率偏移，對于電機進風口處的監測點該頻率由369 Hz偏移至221 Hz；

(4) 最高峰值頻率下的噪聲輻射指向性呈現典型的偶極子特征，且主要從牽引電機進出風口向外傳播。