雷達天線系統離心風機氣動噪聲研究

（中國船舶重工集團公司第七二四研究所，南京 211153）

0 引言

雷達天線系統由于小型化、集成化的要求，內部電子模塊發熱功率較大，對散熱要求較高。目前雷達天線系統散熱方式主要采用風冷和液冷兩種方式，風冷方式對天線系統結構設計要求較低，成本較小，基本滿足小型化雷達散熱需求。采用液冷方式的天線系統結構較為復雜，需要在電子模塊內部設計水道，并且其結構強度需滿足抗振抗沖擊設計要求，此外還需配置相應的液冷源系統，大大增加了天線系統的成本，液冷方式常應用于大型相控陣雷達天線面陣。

某小型化雷達天線系統選用離心風機進行風冷散熱，天線內部電子模塊芯片通過與其接觸的均熱板內側臺階面將熱量傳導至均熱板，安裝在均熱板外側中心位置的離心風機高速旋轉，通過均熱板外側均勻分布的翅片將其熱量傳遞至空氣中，從而實現天線系統散熱，提高其工作可靠性以及穩定性。結合對天線系統的熱仿真，確定實現電子模塊散熱所需風量對應的離心風機型號和轉速，并且對均熱板翅片結構形式進行優化，然而由于離心風機轉速、葉片結構形式和風道等因素的影響［1-3］，離心風機旋轉時雷達天線系統噪聲較大且聲音較為尖銳。

本文對離心風機進行氣動聲學理論分析，使用32通道數據采集系統、預極化電容傳聲器和單軸加速度傳感器組成雷達天線系統噪聲測試系統，結合數據采集系統提取的噪聲頻譜和振動加速度頻譜信號，分析雷達天線系統噪聲特性。隨后對單個離心風機進行噪聲測試，調節風機轉速和改變翅片與風機葉片邊緣的距離，進行不同工況下的風機噪聲測試，確定離心風機噪聲來源以及相應的降噪方法，為雷達天線系統離心風機風冷系統的降噪結構設計優化提供了實驗和理論依據。

1 離心風機氣動聲學理論分析

1969年，FFOWCS WILLIAMS和HAWKINGS基于廣義函數理論，結合Navier-Stokes方程以及連續性方程，得到靜止流體中任意運動固定邊界的發聲方程，即FW-H方程［4-8］：

?2——Laplace算子；

c0——聲音未受擾動時傳播的速度；

0 ——下標，指該變量未受到擾動；

p'（x，t）—— 觀察點 x 在觀察時刻 t的聲壓值；

ρ ——流體的密度；

xi，xj——非擾動流體的空間坐標；

un—— 流體速度沿積分面的法向分量，un=uini；

ui——流體沿xi方向的速度分量；

ni—— 沿控制面（離心風機葉片表面）單位外法向上的矢量；

vn—— 控制面表面點運動速度沿積分面的法向分量，vn= vini；

vi——控制面表面點的運動速度；

δ（f ）——Dirac 函數；

f（x，t）——運動物體邊界上控制面函數；

li—— 控制面對流體的法向作用力在xi方向的分量；

Tij——Lighthill應力張量；

δij——Kronecker符號；

H（f ）—— Heaviside廣義函數。

式（1）等號右端第一項為單極子聲源（也稱為厚度聲源），第二項為偶極子聲源（也稱為載荷聲源），第三項為四極子聲源。

單極子聲源為面聲源，由于雷達天線離心風機旋轉的葉片不斷擠壓其與均熱板翅片之間空氣引起介質脈動，從而形成了單極子聲源。其聲源大小與Dirac函數有關，受到控制面的輪廓（厚度的改變）、表面點運動速度vi和非定常氣動力等因素的影響。單極子聲源的聲功率大小同其流體速度的三次方成正比，然而因為介質脈動方向相位速度在高速旋轉的離心風機中占比較小，所以離心風機介質脈動輻射的噪聲能量較小，即離心風機總的噪聲受到單極子聲源影響較小［9］。

偶極子聲源也是面聲源，流體和離心風機旋轉葉片之間不穩定的作用力導致了偶極子聲源，由于偶極子聲源與氣動載荷有關，所以其為力聲源［10］。雷達天線系統離心風機處于低亞音速狀態，其偶極子聲源對氣動噪聲的影響較大。

四極子聲源為體聲源，處于超音速狀態下的流體黏滯應力激發的聲波產生了四極子聲源，其大小與Heaviside函數有關，離心風機四極子聲源主要是因為其葉片區域流域和紊亂來流流質發生剪切混合。當離心風機流體速度大于0.8 M（M為馬赫數）時，需考慮四極子聲源對其總的氣動噪聲影響。雷達天線系統離心風機處于低亞音速狀態，可忽略四極子聲源對離心風機噪聲的影響。

圖1為離心風機安裝示意，離心風機通過沉入式方式安裝于均熱板太陽花式散熱翅片的中心區域，為保證風機可對環形陣列散熱翅片提供其散熱所需的風量，離心風機結構不含蝸殼和蝸舌。風機中心內部區域為進風區域，通過風機高速旋轉將風量沿風機四周排出至均熱板上環形均勻分布的翅片上。雷達天線系統電子模塊的發熱芯片與均熱板背部小凸臺接觸，利用均熱板良好熱傳導性將熱量快速傳遞至正面環形翅片上。離心風機工作時改變翅片周圍流場，將熱量從翅片傳遞至空氣中以達到散熱目的。

圖1 離心風機安裝示意Fig.1 Installation diagram of centrifugal fan

離心風機直徑150 mm，厚度32 mm，葉片數量為9個，最高轉速為3 700 r/min，工作電壓為28 V，工作電流小于1 A。均熱板基體材料為鋁板6063-T6511，均熱板上翅片均勻分布且厚度為2 mm，翅片與風機葉片邊緣距離為2 mm。通過調節風機電壓來改變其轉速，風機轉速隨著其工作電壓降低而下降，風機工作電壓穩定時其轉速保持恒定，

雷達天線系統離心風機氣動噪聲來源于風機葉片旋轉產生的空氣流場和均熱板環形翅片的相互作用。根據離心風機噪聲頻譜圖特性，其氣動噪聲由寬頻噪聲和離散噪聲組成。寬頻噪聲成因復雜，進氣段湍流和風機葉片的相互作用、葉頂間隙和葉片的渦流作用、葉片上邊界層過渡為湍流層產生的脈動壓力、葉片表面壓力差形成的渦脫落等多種影響因素帶來了寬頻噪聲。離散噪聲來源于離心風機葉片運動產生的自身噪聲以及葉片與蝸舌周期性作用引起的干涉噪聲，由于雷達天線系統離心風機無蝸殼，蝸舌對應于均熱板環形翅片與葉片間區域。離心風機離散噪聲受到其葉片自身周期性旋轉影響，因此風機噪聲頻譜圖中聲壓峰值頻率與風機葉片基頻有關。

離心風機工作時形成葉片射流尾跡，導致葉片邊緣處速度分布具有不均勻性。若蝸舌和葉片邊緣距離小，則流場中空氣流動的不穩定對蝸舌沖擊會帶來壓力變化，且蝸舌對風機葉片之間流場形成周期性的干擾，葉片間流場空氣流動的不穩定引起葉片力具有不穩定性，從而形成了偶極子聲源，即風機離散噪聲的主要來源。均熱板翅片功能上與蝸舌類似，即均熱板翅片與葉片的距離等同于蝸舌和葉片的間距。因此，均熱板翅片與風機葉片邊緣距離的改變可影響風機噪聲值大小。同時，由于風機離散噪聲與蝸舌和葉片間的周期性作用有關，即風機噪聲受到其轉速影響。

2 雷達天線系統噪聲分析

2.1 雷達天線系統噪聲測試系統

使用數據采集系統、傳聲器和加速度傳感器組成雷達天線噪聲測試系統，圖2示出雷達天線系統噪聲測試系統。

圖2 雷達天線系統噪聲測試系統Fig.2 Noise testing system for radar antenna system

天線艙內裝有2個相同型號的離心風機，左離心風機固定在左均熱板的中間區域，右離心風機固定在右均熱板的中間區域。2個風機同時勻速旋轉，通過均熱板外側均勻分布的翅片將天線艙內部產生的熱量傳遞至空氣中，從而對雷達天線艙內電子模塊進行散熱。3個傳聲器分別布置在與天線系統外包絡面距離為1 m的3個方向，測點編號為1，2，3，測量天線系統的空氣噪聲值。編號4，5，6加速度傳感器貼敷在左側離心風機均熱板的端面上，分別測量左側離心風機沿Y向、X向、Z向的振動加速度。編號7，8，9加速度傳感器貼敷在右側離心風機均熱板的端面上，分別測量右側離心風機沿Y向、X向、Z向的振動加速度［11-12］。

測量天線系統噪聲時，轉臺處于靜止狀態，避免轉臺旋轉后其內部齒輪嚙合產生的噪聲對傳聲器獲取的風機噪聲信號帶來干擾。在雙離心風機工作工況下對天線系統進行噪聲測試。

2.2 天線系統離心風機工作噪聲分析

在室外風速較小情況下對天線系統進行噪聲測量，背景噪聲為50 dB（A）。天線系統離心風機工作電壓為20 V，轉速為2 982 r/min。雙離心風機工作時傳聲器1，2，3的噪聲時域曲線變化趨勢平穩且較為接近，噪聲值為74.1 dB（A），比背景噪聲值大24.1 dB（A），滿足噪聲測試對背景噪聲的要求。

離心風機軸頻：

式中 n ——離心風機轉速，r/min，n=2 982 r/min。

葉片基頻：

式中 z ——離心風機葉片數量，z=9。

圖3示出雙離心風機工作時振動噪聲頻譜。

圖3 雙離心風機工作時振動噪聲頻譜Fig.3 Vibration and noise spectrum of double centrifugal fan during operation

從圖中可知，風機噪聲聲壓小，風機氣動噪聲對均熱板結構的反作用影響小，可忽略。雙離心風機工作時噪聲頻譜圖呈現較為明顯的離散噪聲特性，在此工況下，在2 683.5 Hz處噪聲能量最大，噪聲峰值頻率為 447，894.5，1341.5，1 789，2 236.5，2 683.5，3 131，3 578 Hz，以上峰值頻率均為風機葉片基頻447.3 Hz的倍頻，在49～447 Hz低頻區域對應噪聲能量較小。在1 341.5 Hz處振動能量最大，振動能量較為分散，振動峰值頻率 分 別 為 149，298，447，1 341.5，1 789，2 236.5，2 683.5，3 131 Hz，其中在 49～447 Hz低頻區域均勻連續分布間隔均為離心風機軸頻49.7 Hz的倍頻，且低頻區域峰值頻率對應的振動能量較大，447～3 131 Hz之間的峰值頻率均為葉片基頻447.3 Hz的倍頻。由以上可知，天線系統噪聲和振動加速度頻譜圖分布較為接近，其噪聲和振動均與離心風機葉片基頻有關。

3 離心風機噪聲分析

3.1 離心風機噪聲測試系統

圖4示出離心風機噪聲測試系統，1個傳聲器布置在與離心風機外包絡面距離為1 m的位置，測點編號為1，測量離心風機的空氣噪聲值。鋁板與離心風機葉片邊緣的距離為d。鋁板厚度與雷達天線系統的均熱板厚度相同，均為2 mm，鋁板模擬雷達天線系統均熱板上單個翅片。

圖4 離心風機噪聲測試系統Fig.4 Noise testing system for centrifugal fan

由第1節離心風機氣動噪聲理論分析可知，風機噪聲聲壓值大小與其轉速有關，且均熱板翅片與風機葉片間距的改變對風機噪聲產生影響。為此，可研究風機轉速以及鋁板與風機葉片邊緣距離d對風機噪聲的影響，通過改變直流電源輸出電壓來調節風機轉速和改變d的大小，在不同的工況下（離心風機工作電壓 28，26，24，22，20，18 V，d 分別取 1，2，3，5，7，9 mm 以及無鋁板風機空轉），通過傳聲器提取的噪聲信號來進行風機噪聲對比試驗研究分析。噪聲測試時直流電源冷卻風扇帶來噪聲干擾，采用吸音棉將直流電源全部包裹，以屏蔽直流電源冷卻風扇噪聲對風機噪聲的干擾［13-24］。

表1 不同工作電壓對應的離心風機轉速與軸頻Tab.1 Speed and shaft frequency of centrifugal fan corresponding to different working voltage

3.2 不同工況下離心風機噪聲試驗對比分析

圖5示出直流電源待機時背景噪聲頻譜，背景噪聲為41.70 dB（A），由圖5可知，背景噪聲能量主要集中在0～2 000 Hz，高于2 000 Hz時噪聲能量隨著頻率增加而衰減。噪聲能量在362 Hz處最大，噪聲能量峰值頻率為 100，183，362，730，1 240，1 461 Hz。背景噪聲主要來源于直流電源上冷卻軸流風機，因此，類似于離心風機噪聲頻譜圖，背景噪聲主要峰值頻率均為183 Hz的倍頻，183 Hz與直流電源冷卻軸流風機軸頻有關。

圖5 背景噪聲頻譜Fig.5 Noise spectrum of background

圖6示出不同工況下離心風機噪聲頻譜，表2為不同轉速不同間距下離心風機噪聲值，相同轉速下，隨著鋁板和風機葉片邊緣的間距d減小，風機噪聲增大，且出現較為明顯的嘯叫聲，聲音較為尖銳，風機空轉即沒有鋁板遮擋時噪聲最小。和雷達天線系統雙離心風機工作時工況相同，不同轉速以及不同間距下，離心風機噪聲主要為離散噪聲。

表2 不同轉速不同間距下離心風機噪聲值Tab.2 Noise of centrifugal fan at different speed and spacing

圖6 不同工況下離心風機噪聲頻譜Fig.6 Noise spectrum of centrifugal fan under different working conditions

風機3 684 r/min不同間距下以及無鋁板風機空轉時的噪聲頻譜圖變化趨勢較為接近，噪聲能量峰值頻率為 555，1 104，1 656，2 208，2 760.5，3 311.5，3 865，4 415.5 Hz。以上頻率均為風機葉片基頻552.6 Hz的倍頻，表明風機噪聲與其葉片基頻有關。隨著d增大，噪聲能量逐漸趨近于分布在低頻區域555～1 104 Hz之間，高頻區域1 104～6 400 Hz對應噪聲能量變小。3 516 r/min時風機噪聲能量峰值頻率為 526.5，1 058.5，1 580，2 107，2 633.5，3 161，3 687，4 214.5 Hz，和 3 684 r/min 工況相同，以上頻率均為風機葉片基頻527.4 Hz的倍頻。3 337 r/min時風機噪聲能量峰值頻率為500，999.5，1 499.5，2 000.5，2 498，3 001，3 497，3 996.5 Hz。以上頻率均為風機葉片基頻500.6 Hz的倍頻。3 170 r/min時風機噪聲能量峰值頻率為475.5，951，1 427，1 902.5，2 378，2 853.5，3 329，3 804.5 Hz。以上頻率均為風機葉片基頻475.5 Hz的倍頻。風機2 982 r/min時噪聲能量峰值頻率為447，894.5，1 341.5，1 789，2 236.5，3 131，3 578 Hz。以上頻率均為風機葉片基頻447.3 Hz的倍頻。2 761 r/min時風機噪聲能量峰值頻率為416，832，1 248，1 664.5，2 080.5，2 496.5 Hz。以上頻率均為風機葉片基頻414.2 Hz的倍頻。

由圖6可知，不同工況下，不同間距的離心風機噪聲頻譜圖分布較為接近，其噪聲峰值頻率均為相應風機葉片基頻的倍頻，在葉片基頻二倍頻處風機噪聲能量均為最大，大于葉片基頻二倍頻時噪聲能量隨著頻率增大而降低，且不出現直流電源待機時背景噪聲頻譜圖對應的噪聲峰值頻率，隨著d增大，噪聲能量逐漸趨近于分布在低頻區域，高頻區域對應噪聲能量變小。表明離心風機噪聲受到直流電源冷卻風扇噪聲干擾較小，其噪聲與離心風機葉片基頻有關。

根據表2，可得到圖7所示的離心風機不同工況下噪聲云圖，其中橫坐標為鋁板與離心風機葉片邊緣的間距，縱坐標為離心風機的轉速，對應圖中坐標點的值為相應的噪聲值，顏色越深表示噪聲值越大。圖中分別標注有離心風機噪聲值為70，65，60 dB（A）對應的等值線，若不同間距和轉速取值對應的坐標點在相應的等值線上，離心風機的噪聲值相同。由圖7可知，相同間距下，隨著風機轉速增大，其噪聲值增大。相同轉速下，隨著間距增大，風機噪聲值減小，不同間距對應的噪聲值均大于無鋁板離心風機空轉時的噪聲值。若需控制風機噪聲值在60～65 dB（A）之間，間距和轉速取值對應的坐標點應位于圖中60，5 dB（A）的等值線之間的區域。

圖7 離心風機不同工況下噪聲云圖Fig.7 Noise cloud image of centrifugal fan under different working conditions

圖2（b）中均熱板翅片與離心風機葉片邊緣距離為2 mm，從圖6和7可知，該間距下風機噪聲值較大，且高頻區域噪聲能量較大。為了降低噪聲，均熱板翅片與風機葉片邊緣間距至少大于10 mm。此外，在滿足雷達天線系統電子模塊散熱的前提下，適當通過降低風機工作電壓來減少其轉速，進而達到降噪目的。

4 結語

由雷達天線系統噪聲測試結果可知，雙離心風機工作時噪聲和振動加速度頻譜圖分布較為一致，且噪聲振動能量峰值頻率均為風機葉片基頻的倍頻，表明雷達天線系統噪聲主要與離心風機氣動噪聲有關。通過單個離心風機噪聲試驗，發現風機噪聲值隨著其轉速提高而增大，不同轉速和不同間距的風機噪聲頻譜圖分布較為接近，其噪聲峰值頻率均為相應風機葉片基頻的倍頻，在葉片基頻二倍頻處風機噪聲能量均為最大，大于葉片基頻二倍頻時噪聲能量隨著頻率增大而降低，隨著鋁板和風機葉片邊緣的間距增大，噪聲能量逐漸趨近于分布在低頻區域，高頻區域對應噪聲能量變小。表明風機噪聲與其葉片基頻有關。雷達天線系統中均熱板翅片和離心風機葉片邊緣距離為2 mm，由離心風機不同工況下噪聲云圖可知，均熱板翅片端面與風機葉片邊緣間距應至少大于10 mm，從而可有效降低風機噪聲。此外，在滿足雷達天線系統電子元器件散熱的前提下，通過降低風機轉速可實現其降噪。