旋涡风机壳体在内流场作用下的动力响应（2）

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燃料电池轿车是以采用燃料电池作为动力系统的零排放新型环保汽车，其动力总成、传动系统和驱动方式等与传统内燃机汽车有很大的不同，因此噪声源发生了很大的改变。试验测试表明[i-4]，在燃料电池轿车的怠速工况下，旋涡石家庄风机和氢泵辐射的噪声和传递的振动最为突出，特别是旋涡石家庄风机进气量大，气流速度快，高频的啸叫声极大地影响了燃料电池轿车的声品质，因此旋涡石家庄风机噪声的研究受到越来越多的关注。石家庄风机的噪声主要由石家庄风机内部的湍流及流体与固体之间相互作用产生的。总的来说，石家庄风机的气动噪声大于结构振动噪声。因此一直以来，风机噪声研究的热点都是气动噪声[5。6]，这些研究大都采用声类比方法，且大都假设声音是在自由空间传播的，没有考虑声音在壳体表面的反射、衍射、散射现象，也没有考虑非定常流场作用下壳体振动引起的噪声。燃料电池车上旋涡石家庄风机在使用现场时进出口都连接着管道，内部的气流封闭在机壳和管道内，气动噪声是通过流体激励引发机壳振动从而向外传播，此时通常采用各种消声器来控制石家庄风机的气动噪声，能够取得良好的降噪效果。然而，此时石家庄风机厂壳体振动辐射出来的结构噪声就显得越来越重要，往往上升为主要的噪声成分，必须予以重视。文献[7]探讨了壳体的固有频率、声腔共振频率和石家庄风机噪声之间的关系；文献[8]计算了石家庄风机壳体外部声学特性，对石家庄风机机壳进行了模态分析和噪声预测，然而这些工作都没有考虑到石家庄风机内部流场对壳体的作用。
石家庄风机壳体在非定常气动载荷作用下的受迫振动属于微小位移振动，忽略其对流场的反向作用不会导致流场计算出现较大误差[9]。笔者利用FLU—ENT计算石家庄风机内部三维非定常流场，得到不同监测点下的脉动压力信号，然后将内流场作用下的气动载荷加载到壳体上，使用ANSYS软件计算石家庄风机的动力学响应。笔者还进行了燃料电池车上石家庄风机台架振动噪声试验，并将试验结果和数值结果对比，为壳体振动声辐射机理研究打下基础，也为降低石家庄风机振动噪声辐射的研究作准备。
燃料电池轿车旋涡石家庄风机的声振特性试验分两种情况进行：a．在石家庄风机转速为1 000，1 400，1800，2 200，2 600，3 000，3 400和3 800r／min的各稳定工况下进行各测点的振动噪声信号采集，采样时间为20 s，得到各个稳态工况下的振动噪声情况；b．在转速从1 000～3 800 r／rain的动态变化过程进行振动噪声信号采集。采用信号处理软件Head公司的Artimes7．0对数据进行处理，考虑到篇幅限制，这里给出2600 r／m{rt稳态工况下的石家庄风机中部振动加速度频谱图和前侧噪声频谱图(见图2)。测量分析数据结果如图2所示，频率范围为20-～2 000Hz。根据旋转空气动力机械旋转噪声理论，2600 r／min下的旋涡石家庄风机谐波的基频为43．3 Hz。从石家庄风机振动加速度频谱图看出，石家庄风机厂10倍频处433．6 Hz及其谐波频率振动幅值远大于其他频率；从石家庄风机噪声频谱图中也可以看出，石家庄风机在433 Hz及其谐波峰值频率出现噪声峰值。同样石家庄风机稳态工况下转速为3000～3 800 r／min时，石家庄风机厂噪声峰值频率也出现10倍频，即500和S32 Hz处，因此有必要对石家庄风机高转速下10倍频及其谐波噪声成因进行分析，从而进一步实施降噪控制。旋涡石家庄风机内部流动认为是三维粘性不可压缩动，数学模型采用三维雷诺守恒型N—S方程和RNGk-￡湍流模型，控制方程采用隐式耦合算法，取标准壁面函数。叶轮和进出口及叶轮和壳体之间采用动静交接面的网格滑移技术，取叶轮转速为3000 r／min，每个时间步长为7．27×10一，每步迭代次数为30次，满足收敛要求。
将试验测量得到的壳体振动响应和计算所得的加速度幅值一频率图进行对比，如图8，9所示。在3点和4点处，试验测得的石家庄风机10倍频、42倍频处石家庄风机厂的风机振动加速度幅值明显比其他频率振动幅值大。在壳体模态分析中，壳体第1阶固有频率接近石家庄风机气动载荷激励频率，两者发生共振使壳体向外辐射噪声。于是，当石家庄风机转速达到2 600 r／min以上时，石家庄风机所受气动载荷激振频率与石家庄风机某一阶固有频率接近，发生一定程度共振，使得石家庄风机壳体振动被放大，向外辐射噪声。表3给出了有限元模拟的石家庄风机在内流场作用下的石家庄风机振动幅值和试验测得的结果比较，在测点4处，石家庄风机20倍频附近处仿真与试验结果有较大的偏差，可能因为加速度传感器位置刚好在石家庄风机壳体上下端盖连接附近，而有限元没有考虑连接刚度的影响，从而导致有限元模拟和试验结果有偏差。整体上有限元仿真的结果和试验测得的数据能够较好的吻合，说明笔者较为准确地模拟了石家庄风机壳体在脉动压力下的动力响应。