吳 飛，余神志，劉蘇行，吳澤昊，丁 軍，程 科

(武漢理工大學(xué)，湖北武漢430070)

0 引 言

空氣壓縮機(簡稱：空壓機)作為客車剎車的氣源裝置，廣泛應(yīng)用于公交、客運等大型客車上，是車輛行駛過程中的主要噪聲源之一[1]。按其產(chǎn)生機理主要分為結(jié)構(gòu)噪聲和空氣動力性噪聲，很多學(xué)者對空壓機的空氣動力性噪聲都做了不同方面的研究，但是對由于結(jié)構(gòu)振動引起的輻射噪聲研究較少。

空壓機的大部分零部件均被密封在機體內(nèi)，所以空壓機的部分噪聲是由于機體的振動所導(dǎo)致的(活塞連桿機構(gòu)轉(zhuǎn)動過程中產(chǎn)生的往復(fù)慣性力和氣體力，通過軸承傳遞到機體上，進/排氣口由于氣流脈動導(dǎo)致的振動帶動機體振動等)，但是無論是何種原因?qū)е碌臋C體振動，噪聲均通過機體輻射出去。本文通過計算得到空壓機運行過程中殼體所受載荷，采用ANSYS和 LMS Virtual. Lab Acoustics軟件聯(lián)合仿真計算得到空壓機的結(jié)構(gòu)輻射噪聲特性[2]。

1 空壓機殼體載荷計算

本文的研究對象是某公司生產(chǎn)的型號為KYV480的活塞式空壓機，如圖1所示，為四個氣缸兩排呈V型布置，氣缸中心線夾角為90°，額定轉(zhuǎn)速為 1 500 r·min-1，曲軸由內(nèi)部的曲柄-連桿-活塞機構(gòu)的三維模型圖如圖2所示。

圖1 KYV480的活塞式空壓機Fig.1 KYV480 piston air compressor

圖2 曲柄-連桿-活塞機構(gòu)Fig.2 Crank-connecting rod-piston mechanism

空壓機在運行過程中殼體載荷主要包括氣缸內(nèi)的摩擦力、氣體力、活塞的側(cè)向敲擊力，曲軸通過兩側(cè)及中間支撐軸承對機體的作用力[3]。由于空壓機運行過程中活塞側(cè)向敲擊力和各零部件處的摩擦力受力部位不斷變化，準(zhǔn)確仿真其帶來的振動效應(yīng)有較大難度，同時經(jīng)過計算表明這兩種力的數(shù)量級是氣體力和支撐力的1/8左右，故在研究空壓機的振動響應(yīng)時不考慮其帶來的影響。

以氣體力和中間軸承為例，以一定的時間步長進行離散化，計算單個氣缸所受氣體力和中間支撐軸承在空壓機一個旋轉(zhuǎn)周期0.04 s內(nèi)所受載荷隨時間變化，結(jié)果如圖3和圖4所示。

圖3 氣體力隨時間變化曲線Fig.3 Variation curve of gas force with time

圖4 軸承水平和豎直方向受力變化Fig.4 Variations of bearing force in horizontal and vertical directions

2 殼體振動響應(yīng)計算與實驗驗證

2.1 振動響應(yīng)仿真分析

建立 KYV480的活塞式空壓機殼體的三維模型，并進行網(wǎng)格劃分。根據(jù)實驗測試結(jié)果發(fā)現(xiàn)空壓機殼體x、y、z三個方向的頻率f主要集中在400 Hz以下，根據(jù) NEWMARK積分方案時間步長Δt=1/(20f )，所以本文選擇0.04 s/400=0.000 1 s作為時間步長。網(wǎng)格單元尺寸為 4 mm，網(wǎng)格的平均質(zhì)量為0.73(0為最差，1為最好)，基本滿足仿真精度需求。殼體的有限元模型如圖5所示。對空壓機進行瞬態(tài)動力學(xué)分析，約束空壓機的四個機腳處各節(jié)點的6個自由度，同時將底座視為完全剛性[4]，此種處理方式對空壓機的整體的動態(tài)響應(yīng)影響較小。

圖5 空壓機殼體模型的監(jiān)測點布設(shè)Fig.5 Arrangement of the measuring points on the air compressor shell model

選擇計算總時間為一個旋轉(zhuǎn)周期 0.04 s，載荷步長為 400步。整機振動工況為空壓機轉(zhuǎn)速1 500 r·min-1，約束條件和激勵力如上所述。由于空壓機機體輻射噪聲仿真分析是以加速度為噪聲的計算邊界條件，此處給出空壓機殼體在時間t=0.01 s時的加速度云圖以及對應(yīng)實驗驗證測點的加速度曲線分別如圖6、7、8所示，圖中g(shù)為重力加速度，取值為 9.8 m·s-2。

圖6 空壓機殼體模型在t=0.01 s時的加速度云圖Fig.6 Acceleration nephogram of the air compressor shell model at t=0.01 s

由圖7和圖8可以看出：(1)由于氣缸蓋所受氣體力較大，同時剛度較小，所以加速度幅值較大，對應(yīng)的振動也較劇烈，是結(jié)構(gòu)輻射噪聲主要的結(jié)構(gòu)關(guān)注部位，也是后面減振降噪主要的研究對象；(2)機體加速度幅值在x、z方向上較大，是由于軸承傳遞給機體的激勵力主要作用在x、z方向上的緣故，由于機體整體噪聲輻射面積較大，且加速度也與整機的振動水平有關(guān)，如果整機的振動水平較高，空壓機機體的加速度也會相對較大，而不平衡力及不平衡力矩的大小是影響整機的振動水平的重要因素，所以要降低控制整機的振動水平，就必須降低不平衡力及不平衡力矩的數(shù)值[5]。

圖7 空壓機殼體模型缸蓋處的x、y、z方向加速度Fig.7 Accelerations in x, y and z directions measured at the cylinder head of the air compressor shell model

圖8 空壓機殼體模型機體機體處的x、y、z方向加速度Fig.8 Accelerations in x, y and z directions measured at the body of air compressor shell model

2.2 空壓機機體振動測試

KYV480空壓機機體振動測試是在額定工況下，轉(zhuǎn)速為1 500 r·min-1，采用NI公司的PXIe-4492動態(tài)信號分析儀和加速度傳感器，在空壓機機體上選擇缸蓋測點一和機體測點二，如圖9和圖10所示。測量空壓機運行過程中的振動加速度信號，以便更好地了解空壓機運行過程中由于機體振動向外部輻射的噪聲。同時與瞬態(tài)動力學(xué)仿真的振動加速度信號對比，驗證模型和激勵的正確性，為下一步對結(jié)構(gòu)噪聲的準(zhǔn)確仿真和分析提供依據(jù)[6]。測試結(jié)果如圖11和圖12所示。

圖9 KYV480空壓機振動測試時在缸蓋處的測點Fig.9 Measuring point at the cylinder head of KYV480 air compressor

圖10 KYV480空壓機振動測試時在機體處的測點Fig.10 Measuring point at the body of KYV480 air compressor

圖11 缸蓋測點處的加速度曲線Fig.11 Acceleration curve at the cylinder head measuring point

圖12 機體測點處的加速度曲線Fig.12 Acceleration curve at the body measuring point

從時域曲線中明顯可以看出，仿真得到的加速度要小于實驗測得的加速度，但是從時域信號中能看出的信息有限，分別將試驗和仿真的數(shù)據(jù)經(jīng)傅里葉變換轉(zhuǎn)換到頻域中，以便能夠更清晰地對比驗證仿真結(jié)果和可靠性。以缸蓋測點一為例分別對比試驗和仿真x、y、z三個方向的加速度頻域分布如圖13～15所示。

分析圖 13～15可知，缸蓋表面振動加速度在頻域范圍內(nèi)，主要振動頻率仿真數(shù)據(jù)與實驗數(shù)據(jù)基本一致。因為空壓機額定轉(zhuǎn)速為 1 500 r·min-1，空壓機為V型立式四缸結(jié)構(gòu)，x方向主要頻率集中在100 Hz，幅值為 0.54 g；y方向主要頻率集中在150 Hz和225 Hz，最大幅值為0.45 g；z方向主要頻率集中在200 Hz和225 Hz，對應(yīng)的幅值分別為0.16 g和0.158 g。對比缸蓋的實驗和仿真振動數(shù)據(jù)可知，實驗測得的加速度幅值整體大于仿真得到的數(shù)據(jù)，這是由于仿真計算的邊界條件忽略了空壓機運行過程中的摩擦力、不平衡慣性力、二階往復(fù)慣性力等激勵力，以及對模型做了一定的簡化，導(dǎo)致仿真數(shù)據(jù)與實際的實驗數(shù)據(jù)有一定的差距，但趨勢基本一致，說明模型比較準(zhǔn)確，能夠在一定程度上反映空壓機的工作特性。

圖13 在x方向加速度頻譜的實驗與仿真結(jié)果對比Fig.13 Comparison between the tested and simulated acceleration spectrums in the x direction

圖14 在y方向加速度頻譜的實驗與仿真結(jié)果對比Fig.14 Comparison between the tested and simulated acceleration spectrums in the y direction

圖15 在z方向加速度頻譜的實驗與仿真結(jié)果對比Fig.15 Comparison between the tested and simulated acceleration spectrums in the z direction

3 聲學(xué)仿真及結(jié)果分析

將空壓機結(jié)構(gòu)網(wǎng)格模型導(dǎo)入 Virtual. Lab Structure-cavity軟件，從結(jié)構(gòu)網(wǎng)格直接提取面網(wǎng)格。由于空壓機的噪聲以中低頻為主，這里選擇計算0～5 000 Hz內(nèi)的噪聲，根據(jù)計算頻率范圍粗化網(wǎng)格，以滿足聲學(xué)網(wǎng)格標(biāo)準(zhǔn)。網(wǎng)格模型如圖16所示。用于結(jié)果輸出的場點網(wǎng)格(傳聲器位置)則可以通過各種標(biāo)準(zhǔn)形狀(球面、半球面、盒子、平面等)建立，以獲取結(jié)構(gòu)噪聲在空氣中以及工作空間的傳播特性[7]。聲學(xué)場點網(wǎng)格根據(jù)《GB/T 4980-2003 容積式壓縮機噪聲的測定》[8]中規(guī)定的測量表面建立，測量距離距空壓機每個側(cè)面為 1 000 mm，監(jiān)測點分布如圖17所示，共9個監(jiān)測點。

圖16 空壓機聲學(xué)邊界元網(wǎng)格模型Fig.16 The acoustic boundary element mesh model of air compressor

圖17 六面體網(wǎng)格模型的9個監(jiān)測點布設(shè)Fig.17 Layout of the nine measuring points on the hexahedron mesh model

將瞬態(tài)動力學(xué)分析的結(jié)果即空壓機結(jié)構(gòu)表面節(jié)點的加速度時域結(jié)果導(dǎo)入 Virtual. Lab Acoustics軟件進行FFT頻譜變換，轉(zhuǎn)化為在頻域的加速度響應(yīng)，然后將空壓機結(jié)構(gòu)表面的頻域加速度響應(yīng)轉(zhuǎn)移到聲學(xué)邊界元網(wǎng)格上，作為結(jié)構(gòu)輻射噪聲的邊界條件，進行聲場分布計算和場點計算。定義流體材料和屬性，采用直接邊界元法計算機體聲場分布，進一步再計算場點網(wǎng)格的聲學(xué)參數(shù)[9]。以400、800、1 500、2 000 Hz為例，計算結(jié)果如圖18所示。

由圖 18可知，頻率較低時，聲壓較大的部位主要集中在氣缸蓋的周圍和機體兩側(cè)和中間支撐軸承，其他部位聲壓相對較低。這主要是由于氣體力和軸承支撐力主要集中在低頻區(qū)域，周期性的沖擊氣缸和殼體導(dǎo)致殼體的周期性振動，輻射出低頻噪聲[10]。

圖18 不同頻率的六面體輻射聲場聲壓分布云圖Fig.18 Nephograms of the sound pressure distribution on the hexahedron at different frequencies

提取出六面體輻射聲場中的機體兩側(cè)和中間支撐軸承2、4、5三個測點在A計權(quán)下的聲壓頻率響應(yīng)曲線，如圖 19所示。由三個監(jiān)測點在 0～5 000 Hz范圍內(nèi)頻率響應(yīng)可知：(1) 空壓機機體結(jié)構(gòu)輻射噪聲主要以中低頻為主，高頻噪聲成分較少；(2) 結(jié)構(gòu)輻射噪聲主要來源于缸蓋和軸承座附近，符合空壓機工作時的受力特征，在缸蓋和軸承座附近，1 000 Hz以下輻射噪聲占主要地位，在大于1 000 Hz時，輻射噪聲逐漸減小；(3) 氣缸蓋周圍最大輻射噪聲值出現(xiàn)在頻率400 Hz時，最大值為84.392 dB(A)，機體左右側(cè)軸承座周圍的最大噪聲值出現(xiàn)在頻率400 Hz時，最大值為79.38 dB(A)和77.18 dB(A)。

圖19 不同測點處的聲壓頻率響應(yīng)曲線Fig.19 Frequency response curves of sound pressures at different measuring points

4 實驗驗證

在空壓機額定工況下，采用 NI公司的PXIe-4492動態(tài)信號分析儀和 NI公司與 G.R.A.S.Sound & Vibration攜手合作開發(fā)的測量級傳聲器搭建空壓機聲壓測試平臺，對空壓機5號測點的聲壓進行采集測試。由于空壓機結(jié)構(gòu)輻射噪聲主要以中低頻為主，實驗時測試空壓機運行過程中5 000 Hz以下的噪聲，驗證仿真結(jié)果的正確性，測試場景如圖20所示。

圖20 噪聲聲壓級的測試場景Fig.20 Test scenario for noise sound pressure level

1/3倍頻程上聲壓級分布測試結(jié)果如圖 21所示，由圖可知，空壓機運行過程中測點5的聲壓級主要分布在400 Hz和800 Hz附近，其中400 Hz時達到峰值，為86.1 dB(A)。超過1 000 Hz的部分，聲壓級主要集中在1 250 Hz和2 500 Hz附近，聲壓級為60 dB(A)左右。

圖21 聲壓級的1/3倍頻程分布Fig.21 One third octave distribution of sound pressure level

對5號測點仿真結(jié)果進行1/3倍頻程處理，圖22為測點5處的實驗與仿真數(shù)據(jù)1/3倍頻程對比圖。對比實驗和仿真可知，在2 000 Hz以下的中低頻區(qū)域，實驗測得的空壓機運行過程中的噪聲聲壓級分布吻合較好，峰值頻率較為接近，均在400 Hz時到達峰值，實驗測得峰值為86.1 dB，仿真數(shù)據(jù)峰值為84.4 dB，兩者同時在800 Hz和1 250 Hz時達到較大值。但是比發(fā)現(xiàn)，仿真數(shù)據(jù)均略小于實驗數(shù)據(jù)，這是由于仿真計算的邊界條件忽略了空壓機運行過程中的摩擦力、不平衡慣性力、二階往復(fù)慣性力等激勵力，以及對模型做了一定的簡化，導(dǎo)致仿真數(shù)據(jù)與實際的實驗數(shù)據(jù)有一定的差異，但是中低頻區(qū)域的趨勢基本一致。2 000～5 000 Hz頻段的實驗與仿真數(shù)據(jù)差距較大，實驗數(shù)據(jù)遠遠大于仿真數(shù)據(jù)。分析空壓機的噪聲源可知，空壓機噪聲除了結(jié)構(gòu)噪聲以外，還有氣動噪聲。研究表明氣動噪聲也是空壓機運行過程中的主要噪聲源之一。氣動噪聲是由于氣體的定向流動受到擾動而產(chǎn)生的非穩(wěn)定流動，是氣體與氣體及氣體與固體相互作用而產(chǎn)生的噪聲。空氣壓縮機在工作過程中，曲柄連桿機構(gòu)帶動活塞上下運動，氣缸容積經(jīng)過膨脹-進氣-壓縮-排氣將氣體壓縮并排出。在空壓機進氣過程中進氣口周期性地吸入空氣，高速氣流隨著進氣閥門間歇性的開啟和關(guān)閉被吸入氣缸，在進氣口附近就會產(chǎn)生壓力波動，以聲波的形式從進氣口輻射出來，從而形成氣動噪聲[11]。氣動噪聲主要取決于壓力升高時的加速度的最大值，具有明顯的沖擊的性質(zhì)，會引起氣缸內(nèi)劇烈的氣柱共振，從而引發(fā)高頻噪聲。而本文中的仿真只針對空壓機的結(jié)構(gòu)輻射噪聲，未對空壓機氣動噪聲進行仿真和研究，故兩者在高頻段有明顯的差異。

圖22 測點5處的聲壓級分布仿真與實驗對比數(shù)據(jù)Fig.22 Comparison between the simulation and tested data of sound pressure level distribution at the measuring point 5

5 結(jié) 論

通過上述的仿真分析，得到的結(jié)論如下：

(1) 采用有限元的方法對空壓機的機體振動響應(yīng)進行分析，結(jié)果表明氣缸蓋和軸承座附近位置振動較為劇烈，是減振降噪的主要部位。同時與試驗所得的空壓機機體振動加速度響應(yīng)進行對比，發(fā)現(xiàn)模型和邊界條件比較準(zhǔn)確，能夠在一定程度上反映空壓機的工作特性。

(2) 將空壓機機體加速度響應(yīng)作為聲學(xué)仿真的邊界條件，在軟件LMS Virtual. Lab Acoustics中采取聲學(xué)邊界元法預(yù)測機體表面輻射噪聲，發(fā)現(xiàn)空壓機結(jié)構(gòu)輻射噪聲主要以中低頻為主，高頻成分較少。聲壓較高的位置主要分布在氣缸蓋的周圍和機體兩側(cè)和中間支撐軸承，其他部位的聲壓相對較低。

(3) 以測點5為實驗驗證對象，測得5點的1/3倍頻程聲壓信號，對比實驗和仿真數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，在2 000 Hz以下的中低頻區(qū)域，實驗測得的空壓機運行過程中的噪聲聲壓級分布吻合較好，峰值頻率較為接近，在大于2 000 Hz的頻段兩者差距較大，這是由于中低頻噪聲主要來源于空壓機結(jié)構(gòu)振動輻射，而高頻噪聲主要來源于空氣動力性噪聲。為空壓機后續(xù)的結(jié)構(gòu)設(shè)計和改進提供了有效的指導(dǎo)。

(4)通過對結(jié)構(gòu)本身采取對應(yīng)措施可以較大幅度降低空壓機的結(jié)構(gòu)表面輻射噪聲，從而進一步降低整機噪聲。結(jié)合空壓機的結(jié)構(gòu)以及表面振動響應(yīng)分布情況，可以采取增加壁厚和加筋等措施來減低表面振動響應(yīng)，從而減小空壓機的結(jié)構(gòu)輻射噪聲。