李偉業(yè),郝玉濤,陳瑞峰,吳江權,李 奎
(1.襄陽中車電機技術有限公司,湖南 株洲 412000;2.中車株洲電力機車研究所有限公司,湖南 株洲 412001;3.懿朵信息科技(上海)有限公司,上海 201108)
電機作為驅動部件在軌道交通上得到廣泛應用,近年來隨著國家對城市軌道交通的支持加大,牽引電機的應用前景越來越好,同時對噪音要求越來越高。電機的噪聲主要有三種:即氣動噪聲、機械噪聲、電磁噪聲等。為滿足高速行車要求,大部分時候牽引電機都處于高速轉動情況,此時電機上散熱風扇產生的氣動噪聲是主要噪聲源[1-2]。
為降低氣動噪聲的影響,需要在電機設計階段,通過仿真技術對其氣動噪聲進行預估與優(yōu)化,達到控制噪聲的目的。
Henner等人對車用風機在非設計狀態(tài)下的噪聲進行了仿真分析,復現(xiàn)了4000 Hz附近出現(xiàn)聲壓駝峰現(xiàn)象,在此基礎上對流場結果進行分析,通過優(yōu)化葉片消除了聲壓駝峰[3]。Collison通過CFD和實驗管道內測量的結合方法,確認了渦流從風機葉輪后緣脫落時產生的噪音,提出了一種設計,以減少渦旋結構的相干性,從而消除嘶嘶聲[4]。Tautz對鼓風機進行仿真和測試的對比,其中仿真方法采用了Lighthill方程和聲擾動方程(APE)兩種方法,這兩種方法的結果與實驗數(shù)據(jù)吻合都較好,后者可將聲壓和湍流壓分離,提供了更多的聲音激勵信息[5]。Lucius采用仿真手段對汽車散熱器風扇在加與不加導流罩情況下,上游干擾對風扇噪聲的影響做了分析,并與測試對比,在4000 Hz以內均能達到較好的精度[6]。
本文對某電機在1900 r/min、3000 r/min和4000 r/min三種不同轉速下,分別作了流場和氣動噪聲仿真分析,對比不同轉速下流場Q準則分布、壓力分布、速度分布以及聲源分布。將仿真結果與試驗結果做了對比,驗證了仿真精度。
氣動噪聲的模擬主要有2種方法,即有限元法和統(tǒng)計能量法,前者適用于低頻噪聲計算、后者更適用于高頻噪聲計算。本文計算頻率主要集中于中低頻段,因此采用有限元法。有限元法基于Lighthill提出的聲類比方法[7]:
(1)
式中,ρ0為環(huán)境密度,Tij為Lighthill應力張量,表達式如下:
(2)
氣動噪聲仿真流程如下:
圖1 氣動噪聲仿真流程圖
(1)流場穩(wěn)態(tài)仿真計算,獲得初始流場。
(2)流場非穩(wěn)態(tài)仿真計算,進行時域密度脈動與速度脈動采樣,作為時域聲源。
(3)聲學計算,將時域聲源通過聲源提取、快速傅里葉變換得到頻域聲源,然后進行聲傳播計算,得到聲場分布。
氣動噪聲計算對CFD的要求比較高,需要精確捕捉是非常難的,因此對其網格尺度、時間步長和精度階次都有要求。
根據(jù)電機特點,將電機分為三個計算域,分別為:出口發(fā)展域、固定域和旋轉域,如圖2所示。分別在進、出口設置2個測點,捕捉壓力脈動。
圖2 三維模型
由于電機幾何結構較為復雜,對各計算域進行多面體網格劃分,如圖3所示。對葉輪以及動靜交界進行局部加密處理,動靜交界面網格尺度1mm,保證邊界層為Y+≤1。各計算域交界面進行面加密處理,最終總網格數(shù)為590萬。
圖3 計算域網格
流場計算分為兩步,首先進行穩(wěn)態(tài)計算,然后進行非穩(wěn)態(tài)計算,非穩(wěn)態(tài)計算5圈之后,進行數(shù)據(jù)采樣,采樣2圈。對模型進行三維全流場瞬態(tài)場數(shù)值計算,計算湍流模型為DES-SST模型,二階精度,以風扇每旋轉1°作為1個時間步長。表1為不同轉速下的時間步長和葉片通過頻率(BPF)。
表1 不同轉速下的時間步長與葉片通過頻率
Q準則是進行渦識別的常用準則,Q準則不考慮壁面剪切而產生的渦,更能準確反映氣動噪聲,一般Q準則值越大對應噪聲越強。表2列出了不同轉速下Q準則和速度的最大值,以及壓力波動的范圍,從表中可以判斷轉速越高,對應氣動噪聲越強。
表2 不同轉速下的最大Q準則值和速度值以及壓力范圍
圖4~圖6為子午面上Q準則、速度、壓力等參數(shù)分布圖,可以看出隨著風扇轉速增加,Q準則值、流速和壓力的最大值都增加,對應氣動噪聲增強。從速度分布上看,風扇區(qū)域流線紊亂分離最為嚴重,其次為中部管道進出口,這些區(qū)域是噪聲主要來源,從Q準則分布可以得到同樣的結論。
圖4 Q準則云圖
圖5 速度云圖
圖6 壓力云圖
通過非穩(wěn)態(tài)流場計算,導出不同時刻的速度和密度數(shù)據(jù),即得到時域的聲源,再通過聲學有限元仿真得到聲學結果。圖7為電機的聲學計算模型,總聲學網格數(shù)為410萬。仿真計算時,按照試驗標準[8]取5個測點,4個水平監(jiān)測點H1、H2、H3、H4,1個垂直監(jiān)測點V1,測點與電機本體距離1 m,具體位置如圖8所示,其中H1為進口,H2為出口,H3、H4為左右測點。
圖7 聲學計算模型
圖8 測點位置
圖9為各轉速下對應第一階葉片通過頻率處的Lighthill應力張量分布(即聲源分布)圖,單位為dB??梢钥闯鲭S著轉速的增加,聲源更強,與流場分析結果一致。
圖9 聲源分布/dB
圖10 不同轉速測點H1和H2的頻譜曲線
圖10為不同轉速下,測點H1和H2的頻譜曲線。1900 r/min時,在411 Hz處有明顯的峰值,3000 r/min時,在650 Hz處有明顯的峰值,4000 r/min時,在866 Hz處有明顯的峰值。
樣機試驗在半消聲室內進行,根據(jù)試驗標準的規(guī)定,試驗時在水平和垂直方向布置共5個測點,測點與電機本體相距1 m,如圖11所示。
圖11 樣機試驗
試驗測試了3000 r/min和4000 r/min下電機各測點的A計權聲壓級。表3分別列出了不同轉速下各測點的聲壓級和平均聲壓級,以及對應的仿真結果。3000 r/min時,平均聲壓級誤差為1.56 dB,各測點誤差在3.39 dB以內;4000 r/min時,平均聲壓級誤差為2.36 dB,各測點誤差在4.51 dB以內。2個轉速下的平均聲壓級誤差較小,說明聲源的聲功率誤差較小,流場仿真結果是可信的。
表3 不同測點總聲壓級對比
通過對3種高轉速下,牽引電機的氣動噪聲進行仿真分析,提取了5個測點的聲壓級,并計算平
均聲壓級。結合測試對比了2個轉速3000 r/min和4000 r/min的聲壓級結果,主要結論如下。
(1)3000 r/min時,5個測點聲壓級測試與仿真最大差距為H2點,相差3.39 dB,其他測點差距在2 dB以內,平均聲壓級相差1.56 dB。從聲源能量來說,對標精度較好。
(2)4000 r/min時,5個測點聲壓級測試與仿真最大差距為H4點,相差4.51 dB,其他測點差距在2.99 dB以內,平均聲壓級相差2.36 dB,從聲源能量來說,對標精度較好。
(3)通過CFD瞬態(tài)仿真輸出流場數(shù)據(jù),以此作為聲學仿真的時域聲源,通過聲學計算得到測點結果,通過多工況與測試對比,精度均較好,滿足工程上預測牽引電機氣動噪聲的需求。