車用制動(dòng)空氣壓縮機(jī)結(jié)構(gòu)輻射噪聲特性研究

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(jī)(簡(jiǎn)稱：空壓機(jī))作為客車剎車的氣源裝置，廣泛應(yīng)用于公交、客運(yùn)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(jī)理主要分為結(jié)構(gòu)噪聲和空氣動(dòng)力性噪聲，很多學(xué)者對(duì)空壓機(jī)的空氣動(dòng)力性噪聲都做了不同方面的研究，但是對(duì)由于結(jié)構(gòu)振動(dòng)引起的輻射噪聲研究較少。

空壓機(jī)的大部分零部件均被密封在機(jī)體內(nèi)，所以空壓機(jī)的部分噪聲是由于機(jī)體的振動(dòng)所導(dǎo)致的(活塞連桿機(jī)構(gòu)轉(zhuǎn)動(dòng)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(jī)體上，進(jìn)/排氣口由于氣流脈動(dòng)導(dǎo)致的振動(dòng)帶動(dòng)機(jī)體振動(dòng)等)，但是無論是何種原因?qū)е碌臋C(jī)體振動(dòng)，噪聲均通過機(jī)體輻射出去。本文通過計(jì)算得到空壓機(jī)運(yùn)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(jì)算得到空壓機(jī)的結(jié)構(gòu)輻射噪聲特性[2]。

1 空壓機(jī)殼體載荷計(jì)算

本文的研究對(duì)象是某公司生產(chǎn)的型號(hào)為KYV480的活塞式空壓機(jī)，如圖1所示，為四個(gè)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(jī)構(gòu)的三維模型圖如圖2所示。

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

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

空壓機(jī)在運(yùn)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(duì)機(jī)體的作用力[3]。由于空壓機(jī)運(yùn)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(dòng)效應(yīng)有較大難度，同時(shí)經(jīng)過計(jì)算表明這兩種力的數(shù)量級(jí)是氣體力和支撐力的1/8左右，故在研究空壓機(jī)的振動(dòng)響應(yīng)時(shí)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(shí)間步長(zhǎng)進(jìn)行離散化，計(jì)算單個(gè)氣缸所受氣體力和中間支撐軸承在空壓機(jī)一個(gè)旋轉(zhuǎn)周期0.04 s內(nèi)所受載荷隨時(shí)間變化，結(jié)果如圖3和圖4所示。

圖3 氣體力隨時(shí)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(dòng)響應(yīng)計(jì)算與實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

2.1 振動(dòng)響應(yīng)仿真分析

建立 KYV480的活塞式空壓機(jī)殼體的三維模型，并進(jìn)行網(wǎng)格劃分。根據(jù)實(shí)驗(yàn)測(cè)試結(jié)果發(fā)現(xiàn)空壓機(jī)殼體x、y、z三個(gè)方向的頻率f主要集中在400 Hz以下，根據(jù) NEWMARK積分方案時(shí)間步長(zhǎng)Δt=1/(20f )，所以本文選擇0.04 s/400=0.000 1 s作為時(shí)間步長(zhǎng)。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(duì)空壓機(jī)進(jìn)行瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析，約束空壓機(jī)的四個(gè)機(jī)腳處各節(jié)點(diǎn)的6個(gè)自由度，同時(shí)將底座視為完全剛性[4]，此種處理方式對(duì)空壓機(jī)的整體的動(dòng)態(tài)響應(yīng)影響較小。

圖5 空壓機(jī)殼體模型的監(jiān)測(cè)點(diǎn)布設(shè)Fig.5 Arrangement of the measuring points on the air compressor shell model

選擇計(jì)算總時(shí)間為一個(gè)旋轉(zhuǎn)周期 0.04 s，載荷步長(zhǎng)為 400步。整機(jī)振動(dòng)工況為空壓機(jī)轉(zhuǎn)速1 500 r·min-1，約束條件和激勵(lì)力如上所述。由于空壓機(jī)機(jī)體輻射噪聲仿真分析是以加速度為噪聲的計(jì)算邊界條件，此處給出空壓機(jī)殼體在時(shí)間t=0.01 s時(shí)的加速度云圖以及對(duì)應(yīng)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證測(cè)點(diǎn)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(jī)殼體模型在t=0.01 s時(shí)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(shí)剛度較小，所以加速度幅值較大，對(duì)應(yīng)的振動(dòng)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(duì)象；(2)機(jī)體加速度幅值在x、z方向上較大，是由于軸承傳遞給機(jī)體的激勵(lì)力主要作用在x、z方向上的緣故，由于機(jī)體整體噪聲輻射面積較大，且加速度也與整機(jī)的振動(dòng)水平有關(guān)，如果整機(jī)的振動(dòng)水平較高，空壓機(jī)機(jī)體的加速度也會(huì)相對(duì)較大，而不平衡力及不平衡力矩的大小是影響整機(jī)的振動(dòng)水平的重要因素，所以要降低控制整機(jī)的振動(dòng)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(jī)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(jī)殼體模型機(jī)體機(jī)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(jī)機(jī)體振動(dòng)測(cè)試

KYV480空壓機(jī)機(jī)體振動(dòng)測(cè)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(dòng)態(tài)信號(hào)分析儀和加速度傳感器，在空壓機(jī)機(jī)體上選擇缸蓋測(cè)點(diǎn)一和機(jī)體測(cè)點(diǎn)二，如圖9和圖10所示。測(cè)量空壓機(jī)運(yùn)行過程中的振動(dòng)加速度信號(hào)，以便更好地了解空壓機(jī)運(yùn)行過程中由于機(jī)體振動(dòng)向外部輻射的噪聲。同時(shí)與瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)仿真的振動(dòng)加速度信號(hào)對(duì)比，驗(yàn)證模型和激勵(lì)的正確性，為下一步對(duì)結(jié)構(gòu)噪聲的準(zhǔn)確仿真和分析提供依據(jù)[6]。測(cè)試結(jié)果如圖11和圖12所示。

圖9 KYV480空壓機(jī)振動(dòng)測(cè)試時(shí)在缸蓋處的測(cè)點(diǎn)Fig.9 Measuring point at the cylinder head of KYV480 air compressor

圖10 KYV480空壓機(jī)振動(dòng)測(cè)試時(shí)在機(jī)體處的測(cè)點(diǎn)Fig.10 Measuring point at the body of KYV480 air compressor

圖11 缸蓋測(cè)點(diǎn)處的加速度曲線Fig.11 Acceleration curve at the cylinder head measuring point

圖12 機(jī)體測(cè)點(diǎn)處的加速度曲線Fig.12 Acceleration curve at the body measuring point

從時(shí)域曲線中明顯可以看出，仿真得到的加速度要小于實(shí)驗(yàn)測(cè)得的加速度，但是從時(shí)域信號(hào)中能看出的信息有限，分別將試驗(yàn)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(duì)比驗(yàn)證仿真結(jié)果和可靠性。以缸蓋測(cè)點(diǎn)一為例分別對(duì)比試驗(yàn)和仿真x、y、z三個(gè)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(dòng)加速度在頻域范圍內(nèi)，主要振動(dòng)頻率仿真數(shù)據(jù)與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)基本一致。因?yàn)榭諌簷C(jī)額定轉(zhuǎn)速為 1 500 r·min-1，空壓機(jī)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(duì)應(yīng)的幅值分別為0.16 g和0.158 g。對(duì)比缸蓋的實(shí)驗(yàn)和仿真振動(dòng)數(shù)據(jù)可知，實(shí)驗(yàn)測(cè)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(jì)算的邊界條件忽略了空壓機(jī)運(yùn)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(lì)力，以及對(duì)模型做了一定的簡(jiǎn)化，導(dǎo)致仿真數(shù)據(jù)與實(shí)際的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)有一定的差距，但趨勢(shì)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(jī)的工作特性。

圖13 在x方向加速度頻譜的實(shí)驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)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(shí)驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)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(shí)驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)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(jī)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(jī)的噪聲以中低頻為主，這里選擇計(jì)算0～5 000 Hz內(nèi)的噪聲，根據(jù)計(jì)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(chǎng)點(diǎn)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(chǎng)點(diǎn)網(wǎng)格根據(jù)《GB/T 4980-2003 容積式壓縮機(jī)噪聲的測(cè)定》[8]中規(guī)定的測(cè)量表面建立，測(cè)量距離距空壓機(jī)每個(gè)側(cè)面為 1 000 mm，監(jiān)測(cè)點(diǎn)分布如圖17所示，共9個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)。

圖16 空壓機(jī)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(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)布設(shè)Fig.17 Layout of the nine measuring points on the hexahedron mesh model

將瞬態(tài)動(dòng)力學(xué)分析的結(jié)果即空壓機(jī)結(jié)構(gòu)表面節(jié)點(diǎn)的加速度時(shí)域結(jié)果導(dǎo)入 Virtual. Lab Acoustics軟件進(jìn)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(jī)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(jìn)行聲場(chǎng)分布計(jì)算和場(chǎng)點(diǎn)計(jì)算。定義流體材料和屬性，采用直接邊界元法計(jì)算機(jī)體聲場(chǎng)分布，進(jìn)一步再計(jì)算場(chǎng)點(diǎn)網(wǎng)格的聲學(xué)參數(shù)[9]。以400、800、1 500、2 000 Hz為例，計(jì)算結(jié)果如圖18所示。

由圖 18可知，頻率較低時(shí)，聲壓較大的部位主要集中在氣缸蓋的周圍和機(jī)體兩側(cè)和中間支撐軸承，其他部位聲壓相對(duì)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(dòng)，輻射出低頻噪聲[10]。

圖18 不同頻率的六面體輻射聲場(chǎng)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(chǎng)中的機(jī)體兩側(cè)和中間支撐軸承2、4、5三個(gè)測(cè)點(diǎn)在A計(jì)權(quán)下的聲壓頻率響應(yīng)曲線，如圖 19所示。由三個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)在 0～5 000 Hz范圍內(nèi)頻率響應(yīng)可知：(1) 空壓機(jī)機(jī)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(jī)工作時(shí)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(shí)，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(shí)，最大值為84.392 dB(A)，機(jī)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(shí)，最大值為79.38 dB(A)和77.18 dB(A)。

圖19 不同測(cè)點(diǎn)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(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

在空壓機(jī)額定工況下，采用 NI公司的PXIe-4492動(dòng)態(tài)信號(hào)分析儀和 NI公司與 G.R.A.S.Sound & Vibration攜手合作開發(fā)的測(cè)量級(jí)傳聲器搭建空壓機(jī)聲壓測(cè)試平臺(tái)，對(duì)空壓機(jī)5號(hào)測(cè)點(diǎn)的聲壓進(jìn)行采集測(cè)試。由于空壓機(jī)結(jié)構(gòu)輻射噪聲主要以中低頻為主，實(shí)驗(yàn)時(shí)測(cè)試空壓機(jī)運(yùn)行過程中5 000 Hz以下的噪聲，驗(yàn)證仿真結(jié)果的正確性，測(cè)試場(chǎng)景如圖20所示。

圖20 噪聲聲壓級(jí)的測(cè)試場(chǎng)景Fig.20 Test scenario for noise sound pressure level

1/3倍頻程上聲壓級(jí)分布測(cè)試結(jié)果如圖 21所示，由圖可知，空壓機(jī)運(yùn)行過程中測(cè)點(diǎn)5的聲壓級(jí)主要分布在400 Hz和800 Hz附近，其中400 Hz時(shí)達(dá)到峰值，為86.1 dB(A)。超過1 000 Hz的部分，聲壓級(jí)主要集中在1 250 Hz和2 500 Hz附近，聲壓級(jí)為60 dB(A)左右。

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

對(duì)5號(hào)測(cè)點(diǎn)仿真結(jié)果進(jìn)行1/3倍頻程處理，圖22為測(cè)點(diǎn)5處的實(shí)驗(yàn)與仿真數(shù)據(jù)1/3倍頻程對(duì)比圖。對(duì)比實(shí)驗(yàn)和仿真可知，在2 000 Hz以下的中低頻區(qū)域，實(shí)驗(yàn)測(cè)得的空壓機(jī)運(yùn)行過程中的噪聲聲壓級(jí)分布吻合較好，峰值頻率較為接近，均在400 Hz時(shí)到達(dá)峰值，實(shí)驗(yàn)測(cè)得峰值為86.1 dB，仿真數(shù)據(jù)峰值為84.4 dB，兩者同時(shí)在800 Hz和1 250 Hz時(shí)達(dá)到較大值。但是比發(fā)現(xiàn)，仿真數(shù)據(jù)均略小于實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，這是由于仿真計(jì)算的邊界條件忽略了空壓機(jī)運(yùn)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(lì)力，以及對(duì)模型做了一定的簡(jiǎn)化，導(dǎo)致仿真數(shù)據(jù)與實(shí)際的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)有一定的差異，但是中低頻區(qū)域的趨勢(shì)基本一致。2 000～5 000 Hz頻段的實(shí)驗(yàn)與仿真數(shù)據(jù)差距較大，實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于仿真數(shù)據(jù)。分析空壓機(jī)的噪聲源可知，空壓機(jī)噪聲除了結(jié)構(gòu)噪聲以外，還有氣動(dòng)噪聲。研究表明氣動(dòng)噪聲也是空壓機(jī)運(yùn)行過程中的主要噪聲源之一。氣動(dòng)噪聲是由于氣體的定向流動(dòng)受到擾動(dòng)而產(chǎn)生的非穩(wěn)定流動(dòng)，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(jī)在工作過程中，曲柄連桿機(jī)構(gòu)帶動(dòng)活塞上下運(yùn)動(dòng)，氣缸容積經(jīng)過膨脹-進(jìn)氣-壓縮-排氣將氣體壓縮并排出。在空壓機(jī)進(jìn)氣過程中進(jìn)氣口周期性地吸入空氣，高速氣流隨著進(jìn)氣閥門間歇性的開啟和關(guān)閉被吸入氣缸，在進(jìn)氣口附近就會(huì)產(chǎn)生壓力波動(dòng)，以聲波的形式從進(jìn)氣口輻射出來，從而形成氣動(dòng)噪聲[11]。氣動(dòng)噪聲主要取決于壓力升高時(shí)的加速度的最大值，具有明顯的沖擊的性質(zhì)，會(huì)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(duì)空壓機(jī)的結(jié)構(gòu)輻射噪聲，未對(duì)空壓機(jī)氣動(dòng)噪聲進(jìn)行仿真和研究，故兩者在高頻段有明顯的差異。

圖22 測(cè)點(diǎn)5處的聲壓級(jí)分布仿真與實(shí)驗(yàn)對(duì)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(duì)空壓機(jī)的機(jī)體振動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行分析，結(jié)果表明氣缸蓋和軸承座附近位置振動(dòng)較為劇烈，是減振降噪的主要部位。同時(shí)與試驗(yàn)所得的空壓機(jī)機(jī)體振動(dòng)加速度響應(yīng)進(jìn)行對(duì)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(jī)的工作特性。

(2) 將空壓機(jī)機(jī)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(cè)機(jī)體表面輻射噪聲，發(fā)現(xiàn)空壓機(jī)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(jī)體兩側(cè)和中間支撐軸承，其他部位的聲壓相對(duì)較低。

(3) 以測(cè)點(diǎn)5為實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證對(duì)象，測(cè)得5點(diǎn)的1/3倍頻程聲壓信號(hào)，對(duì)比實(shí)驗(yàn)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(shí)驗(yàn)測(cè)得的空壓機(jī)運(yùn)行過程中的噪聲聲壓級(jí)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(jī)結(jié)構(gòu)振動(dòng)輻射，而高頻噪聲主要來源于空氣動(dòng)力性噪聲。為空壓機(jī)后續(xù)的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和改進(jìn)提供了有效的指導(dǎo)。

(4)通過對(duì)結(jié)構(gòu)本身采取對(duì)應(yīng)措施可以較大幅度降低空壓機(jī)的結(jié)構(gòu)表面輻射噪聲，從而進(jìn)一步降低整機(jī)噪聲。結(jié)合空壓機(jī)的結(jié)構(gòu)以及表面振動(dòng)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(dòng)響應(yīng)，從而減小空壓機(jī)的結(jié)構(gòu)輻射噪聲。