燃料電池車用可調頻微穿孔消聲器試驗研究?

周大為，左曙光，劉敬芳，吳旭東

(同濟大學新能源汽車工程中心，上海 201804)

前言

燃料電池汽車由于其高效、節能和清潔的特點,已成為未來汽車發展主要趨勢之一。燃料電池堆空輔系統中的離心風機的高頻階次噪聲和寬頻渦流噪聲為燃料電池汽車主要噪聲源之一,噪聲頻率處于人體敏感頻段,聲品質差。目前主動噪聲控制存在著成本較高、控制算法過于復雜等缺陷,若控制不當,還會引入額外的噪聲源。傳統微穿孔消聲器消聲頻帶有限,無法滿足離心風機多工況下消聲需求。自適應可調頻消聲器可在不增加新的噪聲源的基礎上,通過改變消聲器的某個或多個結構參數實現消聲頻帶的調節,從而拓寬其消聲頻帶[1]。但由于燃料電池離心風機須根據實際車輛的功率需求不斷改變其轉速,造成風機噪聲具有非平穩性,因此必須構建閉環控制系統、根據風機轉速對微穿孔消聲器的消聲頻帶實時調節才能取得令人滿意的效果。

目前關于可調頻消聲器的研究以可調頻亥姆霍茲共振腔居多。LAMANCUSA J S[2]提出改變共振器的容積來拓寬其消聲頻帶,并設計了兩種腔體容積可變的共振器結構,根據發動機的轉速信號來改變腔體容積從而實現調頻；FUKAMI Y[3]和MCLEAN I R[4]先后通過改變共振器連接管長和橫截面積進行調頻；鄧兆祥[5]等提出一種通過閥門開關改變氣流通道面積的半主動消聲器,并使用CFD方法分析了其消聲原理；陳長征[6]提出了一種具有多管路的自適應亥姆霍茲消聲器,可根據進出口壓力調節氣流通過的路徑來滿足不同工況下的消聲需求；晏偉成[7]等提出了一種添加2次聲源來改變亥姆霍茲共振腔聲學特性的方法來提高其消聲性能,但需要額外激勵源的輸入,易引入額外的噪聲。而目前關于可調頻微穿孔消聲器的研究不多,靳國永[8]和左曙光[9]等先后提出具有部分穿孔、擴張腔厚度可變等結構的可調頻微穿孔消聲器,上述研究均未構建完整的調頻系統、提出相應的調頻控制方法,調頻工況也僅限于多個穩態工況之間的切換,未考慮噪聲非平穩性和控制系統的瞬態響應造成的調頻誤差。綜上所述,目前國內外關于可調頻微穿孔消聲器僅有的相關研究也只有理論和仿真分析,缺乏實際工況下調頻控制的試驗驗證。調頻控制方法也僅僅局限于在若干的狀態之間的切換控制,而未根據實際工況進行實時連續的控制。

本文中提出了一種用于燃料電池汽車空氣壓縮機的可調頻微穿孔消聲器,使其消聲特性能隨空壓機噪聲變化而改變,對空壓機不同工況變頻噪聲進行控制。首先在對可調頻消聲器性能分析的基礎上,確定了可調頻消聲器基本結構和調頻變量；然后設計了可調頻執行機構和反饋模塊,采用模糊PID控制算法作為調頻系統控制策略；最后搭建了可調頻消聲器調頻系統試驗平臺,通過試驗研究了可調頻微穿孔消聲器的調頻特性,并分析了調頻系統誤差的來源。

1 可調頻系統設計

1.1 可調頻微穿孔消聲器結構設計

燃料電池汽車空壓機噪聲主要包含兩部分,一是在小流量工況下轉速超過35 000r/min時發生嘯叫而產生尖銳的高頻噪聲,二是隨轉速變化的離散倍頻噪聲成分和寬頻帶的渦流噪聲[10]。與單腔、雙腔和四腔結構相比,三腔微穿孔消聲器具有結構簡單、消聲頻帶寬等優點,因此本文中選用三腔微穿孔消聲器為研究對象。首先對三腔微穿孔消聲器進行調頻特性分析,分別取第三腔穿孔段長度l3為100～170mm,間隔10mm,計算8組微穿孔消聲器的傳遞損失,結果如表1所示。由表可知,隨著第三腔穿孔段長度從100增加至170mm,其共振頻率從3 600逐漸降至1 980Hz,移頻范圍覆蓋了燃料電池車用空壓機的窄帶變頻噪聲2 000～3 500Hz。此外,微穿孔消聲器在中低頻范圍的降噪范圍和消聲幅值幾乎不受第三腔穿孔段長度的影響,可有效控制空壓機的中低頻段寬頻噪聲。

表1 不同第三腔穿孔段長度的消聲器共振頻率

根據表1中的8組不同第三腔穿孔段長度與共振頻率的對應關系,擬合得到可調頻微穿孔消聲器穿孔長度與共振頻率的關系式：

式中：fr為不同穿孔段長度對應的共振頻率值；l3為第三腔穿孔段長度。此式將用于后續的微穿孔消聲器的調頻。根據上述分析,本文中設計了一款可調頻微穿孔消聲器,其結構如圖1所示。一方面通過前兩腔的固定結構參數來對目標空壓機中低頻段寬頻渦流噪聲進行控制。另一方面,通過第三腔可調頻結構對中高頻窄帶變頻噪聲進行不同工況下的噪聲實時跟蹤控制。其中,第三腔調頻方式為：滾珠絲杠與消聲器移動套筒的端部固聯,并通過聯軸器與執行電機的輸出軸連接。執行電機驅動套筒軸向移動,調節第三腔穿孔段長度,改變消聲器中高頻段共振頻率,使消聲器始終保持良好消聲效果。

圖1 可調頻微穿孔管消聲器結構示意圖

1.2 調頻執行機構設計

由于空壓機的實際運行工況具有非平穩性,穩態工況下,要求執行電機能帶動移動套筒精確地定位至目標位移,瞬態工況下,要求執行電機能及時響應空壓機轉速信號的變化,迅速調節消聲器的穿孔段長度從而始終保持較好的消聲性能。因此,本文中設計了可調頻系統,如圖2所示。調頻執行電機選用兩相混合式步進電機,控制器接收風機轉速信號后,根據某種控制算法計算電機位移,并將信號經過脈沖發生器生成脈沖信號并分配至各相繞組,產生繞組的導通或截止信號,然后經功率放大驅動步進電機轉動,實現第三腔穿孔段長度實時調節。

圖2 可調頻系統示意圖

1.3 反饋模塊設計

由于步進電機運行不可避免地存在“過沖”和“丟步”現象,造成定位偏差,若不加裝轉角檢測裝置,不能得知電機的實時位置,使系統無法準確調頻。加入轉角檢測裝置之后,系統可實時地將電機的位置反饋給控制器,據此對輸入信號進行適當調整,達到更高的性能,因此本文中采用光電編碼器實時獲取步進電機轉角信號,并將獲取的高低電平(TTL)信號通過TTL信號采集卡反饋至控制器,實現閉環控制,如圖2所示。

2 可調頻系統控制策略

2.1 腔長調節模型

由于風機嘯叫頻率往往與轉速呈倍頻關系,可根據風機轉速得知當前風機嘯叫頻率fc。若要達到理想消聲效果,則須使消聲器共振頻率fr和風機嘯叫頻率fc相等,即

將式(1)代入式(2)后求解出當前轉速下對應的微穿孔消聲器第三腔穿孔段理想長度,然后由反饋模塊采集此刻消聲器第三腔穿孔段的實際長度,相減獲得兩者長度之差e,再通過某種控制算法計算出此刻消聲器套筒位移值,繼而發出控制指令給調頻執行機構,驅動可調頻消聲器移動套筒移至指定的位置。其中控制器的控制目標為使腔長差e趨于0。

2.2 模糊PID控制器

由于步進電機丟步特性和系統快速響應的要求,必須對系統施加控制,文獻[11]和文獻[12]中分別使用了PID控制和模糊與PID并行控制實現了步進電機精確定位,但均針對平穩工況,未考慮控制系統的實時性。本文中所用的調頻系統具有很強的非線性和參數不確定性且必須兼顧系統瞬態響應,因此本文中通過模糊控制理論實時調節PID控制器參數,實現整個可調頻微穿孔消聲器調頻系統的控制。

本文中構建的步進電機控制系統引入位置反饋環節構成閉環控制,根據風機轉速、第三腔穿孔段長度和式(1)中共振頻率和穿孔段長度的關系,可計算套筒的期望位移,再根據絲杠導程和電機步距角換算為步進電機步數r(t),電機實際需要運行的步數c(t)為系統實際輸出值,由步進電機編碼器測得并反饋給控制器,模糊控制器輸入變量為誤差e和誤差變化率ec,輸出為PID控制器的3個系數,然后由PID控制器輸出步進電機位移。調頻系統的控制原理如圖3所示。

圖3 調頻系統模糊PID控制器原理圖

各語言變量的模糊子集為{負大(NB),負中(NM),負小(NS),零(ZO),正小(PS),正中(PM),正大(PB)},取值范圍如表2所示,其中控制器輸入和輸出分別乘以一個量化因子或比例因子,將基本論域映射至模糊論域,各語言變量的隸屬度函數選用三角形分布或梯形分布。

表2 各語言變量取值范圍表

模糊PID控制器根據每一時刻的e和ec經模糊規則實時修正PID參數,使調頻系統具有較好的動態性能。根據反復的試驗總結,最終確立KP,KI和KD的控制規則如表3～表5所示。

表3 KP模糊規則表

表4 KI模糊規則表

根據Mandani的極大-極小法進行模糊推理,利用最大隸屬度法進行模糊判決。最后得到的微穿孔消聲器傳遞損失特性如圖4所示。由圖可見：在低頻段,消聲器傳遞特性幾乎不隨第三腔穿孔段長度變化；高頻段,消聲頻帶隨嘯叫頻率而實時改變。

表5 KD模糊規則表

圖4 三腔微穿孔消聲器傳遞損失

3 可調頻微穿孔消聲器調頻試驗

3.1 可調頻微穿孔消聲器系統試驗平臺

根據上述分析,本文中搭建了可調頻微穿孔消聲器調頻系統的試驗平臺。其中步進電機驅動電路和TTL采集卡通過RS232接口與上位機連接,在上位機中使用Visual Studio編寫了模糊PID控制算法,實現上述的模糊PID控制功能；風機噪聲和轉速預先測量后存入上位機,并在試驗中進行噪聲回放,模擬風機實際嘯叫；數據采集系統負責采集消聲器下游管道噪聲,來評價消聲器的消聲性能。

本文中所用的可調頻微穿孔消聲器調頻系統實物如圖5所示。步進電機選用杰美康機電有限公司86J18156EC-1000型兩相混合式步進電機帶MA860H型驅動器,并配有1000線光電編碼器,傳動機構選用SFU2004型號滾珠絲杠,導程4mm,TTL信號采集采用SINO-SDC-4光柵采集卡,利用標準正弦電流控制技術實現細分驅動,最大細分數為250,由60VDC的穩壓開關電源進行供電。為檢測調頻效果,使用Head Acoustic數采設備和Kisler傳聲器實時采集消聲器進出口處的噪聲信號。

圖5 調頻系統平臺實物圖

3.2 可調頻微穿孔消聲器變頻降噪測試

3.2.1 穩態工況

本文中使用的空壓機分別在40 000和45 000r/min兩種轉速下出現嘯叫噪聲,相應的嘯叫噪聲頻率分別為2 920和3 250Hz。將這兩個頻率值代入式(1),從而計算出微穿孔消聲器對應的第三腔穿孔段長度值。利用電機調節可調頻微穿孔消聲器第三腔長度,使其消聲器共振頻率和風機嘯叫頻率相同,然后測試空壓機在這兩個典型工況進行降噪效果分析,選取消聲器出口處聲壓來評價消聲效果。

針對以上兩種穩態工況,測試安裝消聲器和不安裝消聲器時下游管道的噪聲,算得降噪量。空壓機噪聲降噪前后的噪聲頻譜對比如圖6所示。由圖可見,可調頻微穿孔消聲器可顯著降低空壓機穩態工況下的噪聲。在200～1 500Hz的低頻段,聲壓級顯著下降,且消聲器消聲頻帶較寬,各個工況下空壓機的階次噪聲量降低12dB以上,總聲壓級降噪量超過6dB。說明本文中設計的可調頻微穿孔消聲器達到了空壓機變頻降噪的設計目的。

3.2.2 瞬態工況

本節中進一步地對空壓機瞬態工況下微穿孔消聲器的降噪效果進行研究。

選取閥門開度為40%,空壓機啟動并加速至50 000r/min的瞬態工況進行分析,在轉速超過35 000r/min后,空壓機發出明顯的嘯叫聲,測試安裝消聲器和不安裝消聲器時下游管道內的噪聲頻譜如圖7所示。

由圖7可見：加速工況下,空壓機的嘯叫出現在

圖6 穩態工況下可調頻消聲器降噪前后效果對比

圖7 加速工況下空壓機噪聲時降噪前后時頻圖

9.64 s,嘯叫頻率隨著空壓機轉速的增加而增加；安裝消聲器之后,加速工況下,可調頻微穿孔消聲器對空壓機噪聲的控制效果顯著,不僅中低頻的寬頻渦流噪聲得到了有效衰減,嘯叫頻率的階次噪聲也顯著降低,變頻嘯叫噪聲幅值降低了13dB,總聲壓級幅值降低10dB。說明可調頻微穿孔消聲器調頻系統可有效控制空壓機瞬態工況下的變頻噪聲。

此外,圖7(b)中9.59和12.34s兩個時刻下,出現了兩個覆蓋0～4 000Hz整個頻率段的寬頻噪聲。經分析,該噪聲產生原因為：步進電機啟停時刻,由于步進電機的轉軸可在電磁轉矩的作用下實現即刻轉動或停轉,會對微穿孔消聲器和試驗臺架產生沖擊,導致臺架和消聲器管夾等剛性連接件產生振動從而輻射出噪聲。但由于該噪聲只出現在啟停瞬間,且噪聲幅值遠小于空壓機嘯叫噪聲的幅值,所以不會對可調頻消聲器的整體降噪效果產生影響。

3.3 調頻誤差分析

可調頻消聲器在調頻過程中會出現超調和滯后的現象,導致第三腔長度時而大于理想長度,時而小于理想長度,出現共振頻率與嘯叫頻率不吻合的現象。提取瞬態加速工況下第三腔套筒位移跟隨空壓機轉速變化的動態曲線,如圖8所示。經分析后發現：由于受RS232串口通信速度限制,實際的控制器是每隔0.25s(相鄰兩次指令發送間隔)將采樣數據與輸入數據比較得到差值并計算得到下一步的電機位移,因此控制過程中會出現滯后和超調,使第三腔長度時而大于理想長度,時而小于理想長度,導致出現嘯叫峰值頻率和消聲器共振頻率不吻合的現象。但在系統工作1s之后,由超調或滯后產生的定位誤差不超過10%,對應共振頻率與空壓機峰值頻率的偏移誤差不超過3%,且微穿孔消聲器在其共振頻率處的消聲帶寬大概在40Hz左右,幾乎不影響消聲器的降噪效果。說明本文中搭建的消聲器調頻控制系統的控制方法是可行的,具有工程實際價值。

圖8 第三腔套筒位移曲線

4 結論

基于燃料電池車用可調頻微穿孔消聲器試驗平臺,對目標空壓機高頻嘯叫進行變頻降噪試驗,結果表明：使用模糊PID控制作為可調頻消聲器控制策略后,可調頻微穿孔消聲器對空壓機噪聲的控制效果顯著。穩態工況下,可調頻消聲器可有效降低空壓機的階次噪聲,降噪量大于12dB,對寬頻渦流噪聲也有可觀的降噪量,總聲壓級降低了6dB以上；瞬態工況下,隨轉速變化的變頻嘯叫聲噪聲幅值降低了13dB,總聲壓級幅值降低10dB。且對窄帶變頻噪聲和寬頻渦流噪聲都有可觀的降噪效果。

分析第三腔套筒位移曲線后發現,可調頻消聲器在調頻過程中會出現超調和滯后的現象,導致共振頻率與空壓機噪聲的峰值頻率在某些時刻不吻合,但兩者的偏差不超過3%,幾乎不影響變頻降噪效果,說明本文中搭建的消聲器調頻控制系統可用于燃料電池汽車空壓機的噪聲控制。