移動電站用排風消聲器降噪研究

吳 斌 房元斌

上海電器科學研究所(集團)有限公司 上海 200063

1 研究背景

隨著近年來人們對應急電源車使用要求的不斷提升[1-2],應急電源車供電品質、外形設計、人機工程、振動噪聲、使用維護方便性和可靠性等性能指標越來越受到人們的重視。針對客戶需求不同,從客戶追求性價比最大的利益出發,各個參數權重各有不同。民用市場中,緊急供電裝置工程用電源車、多功能搶險電源車居多,應用在不斷普及。客戶對于應急電源車靜聲設計更加注重從噪聲源頭降噪,避免對居民生活品質造成影響[3-4]。軍用市場對于應急電源車的供電品質、振動噪聲、使用維護方便性、應急可靠性等基本硬性指標有著更高要求,同時設計人員還要考慮到外形設計和人機工程滿足不同工況的要求[5]。

應急電源車通常采用發動機和同步發電機組合搭建供電機組,很多專家學者對應急電源車減振降噪技術進行了大量的試驗和仿真研究。周章強等[6]通過緊湊型低噪聲系統的結構設計,對方艙、消聲器等優化設計,達到勘探行業用戶對應急電源車電壓可調、低噪聲的任務要求。陳扶明等[7]設計一種300 kW野戰移動應急電源車,通過降噪車廂結構設計,實現在高海拔地區大功率供電和低噪聲需求。黃健等[8]基于有限元手段對方艙風道結構進行改進設計,改進安裝導流板、調節入口大小和安裝分流片等設計參數,實現提升出風均勻性能并降噪。李紅杰等[9]分析柴油發電機組噪聲來源,合理設計方艙構造,同時,采用吸聲棉等阻性消聲器等降噪措施,實現發電機組方艙的降噪需求。隨著靜聲系統在移動應急電源車領域研究的不斷深入,設計研發周期不斷縮短,這主要得益于有限元技術的不斷成熟,理論和試驗測試手段等不斷完善[10]。

筆者基于有限元仿真分析手段,進行移動電站用排風消聲器降噪研究,對單個柴油機和永磁同步發電機進行噪聲機理分析,以一定的噪聲值為目標,通過設計不同降噪方案對比分析,得到最佳的降噪結構設計方案,并驗證仿真結果。

2 噪聲機理分析

2.1 柴油發電機機組振動噪聲源

應急電源車柴油機和永磁同步發電機工作時,兩者主軸軸心對接,剛性連接性強。發電機和柴油機的噪聲源可分為機械、燃燒、空氣等噪聲。工作時,進氣管路等引起空氣噪聲,傳動部件引起機械噪聲,氣體爆燃等引起燃燒噪聲,噪聲由氣門室蓋、缸蓋、機體、油底殼等介質傳遞。聲源表面質點的振動,在廂艙內對周圍空氣等介質的擾動,以及噪聲與聲源表面振動之間的關系直接影響噪聲的級別[11]。

柴油發電機組表面輻射噪聲聲壓與表面振動的關系為:

prms=ρcυrms

(1)

式中:prms為聲壓均方根值;ρc為空氣特性阻抗;υrms為質點振動速度均方根值。

聲壓級Lp的定義為:

Lp=20lg(prms/p0)

(2)

式中:p0為參考聲壓,一般為20×10-6Pa。

柴油發電機組表面輻射噪聲聲功率與表面振動之間的關系為:

Wr=WYσr

(3)

式中:Wr為表面輻射聲功率;WY為表面振動功率;σr為聲輻射效率。

聲功率級LW的定義為:

LW=10lg(WY/W0)

(4)

式中:W0為參考聲功率,一般為10-2W。

表面振動功率WY的定義為:

(5)

2.2 柴油發電機組機外輻射噪聲

應急電源車柴油機和永磁同步發電機工作時,機外輻射噪聲主要有三種傳播路徑:柴油機排氣產生的噪聲、廂艙壁板的透射噪聲、廂艙進排風口位置產生的噪聲。

包絡面為半球面的點聲源,聲功率級與某個位置聲壓級的關系為:

LWA=LpAT+10lg(S/S0)

(6)

式中:LWA為點聲源聲功率級;LPAT為以點聲源為中心,測點所在半球面上能量平均聲壓級;S以聲源為中心,測量點所在半球面面積;S0為1 m2。

柴油機排氣口噪聲可以看作點聲源,距離聲源不同位置的聲壓級關系為:

Lp2=Lp1+10lg(S1/S2)=Lp1+20lg(r1/r2)

(7)

式中:Lpn為對應測量點n位置的聲壓級;Sn為以聲源為中心,測量點n位置所在半球面面積;rn為測量點n所在球面的半徑;n為1,2。

柴油發電機組進氣、排氣噪聲屬于周期性壓力脈動噪聲,主要與柴油機進氣門周期性開啟有關。壓力脈動噪聲頻率fo為:

(8)

式中:v為柴油機轉速;i為柴油機氣缸數;τ為柴油機沖程數。

柴油發電機機排氣噪聲即為散熱風扇噪聲,主要與風扇轉速有關。

3 試驗分析

根據設計要求,設定移動電站單機組廂艙正常工作,車輪廓線1 m包絡處噪聲應不大于85 dB。測量噪聲時,電源車駕駛室和廂艙的門窗應關閉。

測量時,機組啟動運行,電壓按空載額定值,頻率按滿載額定值進行整定。測量時負載分別為滿載、半載、空載,負載功率因數為滯后0.8,室外測量時允許為1.0。測量選取四個測點,分別為:左側面測點,距車體1 m,距地面1.5 m;右側面測點,距車體1 m,距地面1.5 m;后端面測點,距車體1 m,距地面1.5 m;前端面測點。重復測量三次,每兩次測量結果之差不大于2 dB。

柴油機基本參數中,標定功率為231 kW,使用環境溫度為-40～65 ℃,額定轉速為1 500 r/min。在單臺柴油機和永磁同步發電機工作狀態下,未加裝消聲器,柴油機排氣口1 m處噪聲為115 dB。經40 dB級消聲器處理,柴油機排氣口1 m處噪聲降為85 dB。

根據距離聲源不同位置的聲壓級計算式,可推算得到左右側進氣口邊緣處距離方艙進風位置最近距離為3 900 mm,后端面測點距離柴油機排氣口最近距離為2 228 mm。該位置為頂部上方聲音通過衍射傳播,聲壓級應比水平位置距排風口3 070 mm處聲壓級較小。以水平位置3 900 mm處聲壓級進行估算,按上述公式計算得到73 dB,距離標準要求相差12 dB,對機外輻射噪聲貢獻較小。

測點距離柴油機排氣口最近距離為2 228 mm,在半自由聲場中,聲功率級為115 dB的聲源傳播到該位置的聲壓級為103 dB。

實際方艙位于聲源向外部傳播路徑中,方艙側板、頂板、中間隔板用1.5 mm厚鋼板及80 mm厚吸聲材料制成,底板由3 mm厚花紋鋁板、1.5 mm厚鋼板及60 mm厚吸聲材料制成。根據《噪聲振動控制工程手冊》,100 Hz～3 150 Hz范圍內隔聲量經驗式為:

R=1.35lgM+14

(9)

式中:R為隔聲量;M為面密度, 小于200 kg/m2。

據此估算,1.5 mm厚鋼板平均隔聲量為28.5 dB,3 mm厚鋁制花紋板+1.5 mm厚鋼板平均隔聲量為31.6 dB,40 mm厚玻璃棉平均隔聲量為10 dB,80 mm厚玻璃棉平均隔聲量為14.4 dB,距方艙1 m處噪聲為64.5 dB,距標準要求的85 dB相差20 dB左右,方艙透射噪聲對機外輻射噪聲的貢獻較小。

綜上所述,噪聲解決方案應以降低排風口輻射噪聲為主要研究方向。

4 優化設計

柴油機組采用水冷散熱系統,冷卻風扇強制對流使風扇前端形成負壓區,由前端進風口吸入空氣,在后端冷卻風扇產生壓力使空氣通過排風消聲器排出空氣。柴油機組自帶排氣消聲器,因此筆者不再對排氣消聲器進行優化設計,主要考慮排風消聲器的設計為研究方向。

從排風消聲器的空間尺寸限制及流場性能要求等方面考慮,設計三種排風消聲器。從性價比、設計要求等因素考慮,不改變原進風消聲器,排風消聲器結構如圖1所示。

▲圖1 排風消聲器結構

為了保證模型分析變量單一性,L型、U型、倒V型三種結構的通流體積相同。同時,為了保證裝配尺寸一致性,整體外形尺寸相同,均為900 mm ×1 100 mm ×1 500 mm。為保證消聲效果,消聲材料組成為1.5 mm厚鋁板、32k玻璃棉、玻璃絲布、1.0 mm厚鋁孔板,兩邊側板材料為2 mm厚鍍鋅光板,內側材料為1.2 mm厚鋁孔板,內部填充40 mm厚32k玻璃棉。

有限元仿真計算一般從計算效率和計算精度考慮,在保證計算結果有效性的前提下,會對模型進行一定簡化。以一定假設條件為計算的前提,對傳播介質進行一定的簡化。介質黏滯性被忽略,假設靜止,不存在初始速度。介質物理初始狀態為常數,聲波傳播過程絕熱,聲波引起介質小幅振動。

考慮充分利用高性能計算機的計算能力和模型計算精度,計算用模型采用質量較高的六面體單元,同時有效控制模型的計算量,網格尺寸較為均勻,為2 mm。獲得L型、U型、倒V型三種排風消聲器網格模型如圖2所示,三種排風消聲器網格模型的單元總數分別為296 113、298 712、310 548,三種模型所對應的節點數分別為315 742、316 430、327 562。

▲圖2 排風消聲器網格模型

在進行氣動噪聲的數值模擬中,采用可解壓的納維-斯托克斯方程。由于聲波自身屬性能量較小,要獲得較高的計算精度,對測聲點劃分的網格要求較高,于是對系統提出很高的計算性能要求,否則計算時間較長,不滿足生產周期的要求。

排風消聲器的入口設置速度邊界條件,左右兩個出口處施加壓力邊界條件,相對壓力為零,內部施加無滑移邊界條件。

采用有限元分析軟件,以質量流量為評價標準,模擬計算獲得L型、U型、倒V型三種排風消聲器的仿真結果,見表1。

表1 排風消聲器仿真結果

根據表1仿真結果可知,L型、U型、倒V型三種排風消聲器的流場性能從高到低排序為倒V型、L型、U型。

按照L型、U型、倒V型三種排風消聲器的結構形式,加工相應的試樣。通道的技術參數為氣流通道高度150 mm、氣流通道寬度960 mm、氣流通道直線跨度950 mm。為保證噪聲試驗結果的準確和可信性,分別將L型、U型、倒V型三種排風消聲器加裝于整車中進行測試。L型、U型、倒V型三種排風消聲器整車噪聲測試結果對比如圖3、表2所示。

▲圖3 排風消聲器噪聲測試結果

表2 排風消聲器噪聲測試結果 dB

根據全尺寸仿真計算結果,由圖3可以看出,在頻率500～1 000 Hz和1 600～2 000 Hz附近,倒V型排風消聲器聲壓級降噪效果明顯。對于整體聲壓級曲線,倒V型排風消聲器降噪效果均優于L型排風消聲器和U型排風消聲器。同時,測試結果有效驗證了仿真結果的有效性。

由表2可知,從隔聲性能考慮,倒V型排風消聲器降噪效果最好,U型排風消聲器降噪效果次之,L型排風消聲器降噪效果最差。

加工倒V型排風消聲器,樣件實物如圖4所示,噪聲值滿足設計目標85 dB的要求。

▲圖4 倒V型排風消聲器樣件實物

5 結論

(1) 方艙透射噪聲對機外輻射噪聲貢獻較小,噪聲解決方案以降低排風口輻射噪聲為主。

(2) 流體仿真模型仿真可預測不同排風消聲器的流場性能。

(3) 在中高頻段,倒V型排風消聲器聲壓級降噪效果明顯。測試結果倒V型排風消聲器降噪效果均優于L型排風消聲器和U型排風消聲器,可有效驗證仿真結果的有效性。同時,倒V型排風消聲器噪聲值滿足設計目標85 dB的要求。