某發電機組靜音機箱噪聲分析及結構優化設計

高碩，袁帥，郭彬，董瑞

濰柴動力股份有限公司國際應用工程中心，山東濰坊 261000

0 引言

作為一種備用發電設備，發電機組因其移動性強、設備運行維護方便快捷等特點，被廣泛應用于各行各業。然而，發電機組運行時會引起較大的振動噪聲，不僅影響人的正常工作和生活，還會危害人體健康。針對發電機組的噪聲問題，國內外許多學者通過試驗研究或仿真分析等方法對其噪聲特性、噪聲源以及噪聲控制等方面進行了大量研究。

TANDON等用聲強法對某柴油發電機組進行噪聲測試，針對主要噪聲源對機組做出結構改進，即加入部分隔聲罩，降低了機組輻射噪聲。ZHOU等基于聲學邊界元法對隔聲罩進行了輻射噪聲預測，并通過聲學靈敏度分析，探究了對插入損失影響最大的因素。畢鳳榮等研究了某小型柴油發電機組的聲源及噪聲特性,據此對不同頻率范圍的噪聲提出了具體的隔聲罩結構優化措施，使發電機組輻射噪聲得到了有效降低。張樹峰以某靜音型柴油發電機組為研究對象，通過試驗與CAE仿真相結合的方法，對機組隔聲罩進行了優化設計研究，顯著降低了發電機組噪聲水平。

綜上可以看出，工程中多利用隔聲罩及其內附的吸聲材料來降低發電機組的噪聲，并通過試驗及現代CAE仿真的方法來實現對隔聲罩(文中統稱為靜音機箱)的優化設計。西門子的Simcenter3D是一種有力的CAE聲學仿真工具，作為一種綜合性的有限元建模和結果可視化產品，其包括一整套前、后處理工具，支持諸多業界標準求解器(如Simcenter Nastran、MSC Nastran、ANSYS和Abaqus等)以及多種產品性能評估解算方案。

據此，本文基于Simcenter3D聲學仿真軟件，選用間接聲學邊界元法，對某型發電機組兩種不同通風口結構的靜音機箱進行聲學仿真分析，通過對比仿真結果，探究不同通風口結構形式對靜音機箱隔聲性能的影響，同時通過對通風口結構進行優化設計，提升靜音機箱的降噪能力，為該型發電機組的降噪提供理論指導。

1 靜音機箱聲學仿真分析

所研究的發電機組靜音機箱尺寸相對較大，模型較為復雜，如果采用有限元法進行聲學分析，其網格數量會極大地影響計算效率，且所研究靜音機箱為不封閉的箱體，因而選用間接邊界元法對兩種不同通風口結構的靜音機箱進行聲學仿真分析，聲學仿真的前處理工作具體如下。

1.1 靜音機箱三維建模

文中的研究對象為兩種不同通風口結構的發電機組靜音機箱，分別為U型窗通風口結構靜音機箱和百葉窗通風口結構靜音機箱。兩種機箱基本由鋼制薄板組成，U型窗、百葉窗位于機箱左右兩側及前側(近發電機處)，機箱后側及上側開有通風攔網，圖1為經過簡化處理的兩種不同通風口結構靜音機箱的三維模型。

圖1 不同通風口結構靜音機箱的三維模型

1.2 靜音機箱聲學網格劃分

靜音機箱三維模型準備完成后，在Simcenter3D的Fem環境中進行聲學網格劃分工作。為保證計算精度，在劃分線性單元網格時，通常認為最小波長等于最大單元尺寸的6倍，即網格尺寸的大小滿足：

(1)

式中：為聲速，空氣中其值為340 m/s；為計算的最高頻率。

最高計算頻率為3 500 Hz，代入式(1)可得最大網格尺寸=16 mm。為保證網格質量有效性，選取網格尺寸=12 mm，網格單元類型為聲學殼單元(acoustic shell)。U型窗通風口結構靜音機箱生成單元數為185 990，節點數為94 716；百葉窗通風口結構靜音機箱生成單元數為181 781，節點數為92 186。兩種靜音機箱的聲學網格模型如圖2所示。

圖2 兩種靜音機箱的聲學網格模型

文中僅存在空氣這一種流體介質，靜音機箱聲學網格劃分完成后，選用Simcenter3D材料庫中的空氣為其定義流體材料屬性。

1.3 靜音機箱場點網格劃分

圖3 機組噪聲測試測點布置

依據圖3建立了兩種靜音機箱的場點網格，其模型如圖4所示。其中平面麥克風網格平行于靜音機箱的5個面，與各面相距1 m，網格大小為50 mm，點麥克風網格分別與圖3中9個典型測點對應。

圖4 兩種靜音機箱場點網格模型

1.4 聲源激勵加載及邊界條件設置

邊界元網格和場點網格建立完成后，在Simcenter3D的Sim環境下進行聲源加載和邊界條件設置。

(1)聲源激勵加載。對比分析兩種通風口結構靜音機箱的隔聲性能時，實際聲源激勵對分析結果的影響不大，因而文中僅在機組設置一個功率為1 W的單極理想聲源，用于兩種靜音機箱的聲學仿真計算。

(2)邊界條件設置。首先為兩種靜音機箱添加海綿的吸聲屬性，聲阻為830 kg/(m·s)，聲抗為3 030 kg/(m·s);其次利用Simcenter3D中的無限平面功能代替真實地面環境，模擬與半消聲室條件相似的聲學分析環境;最終建立完成的發電機組靜音機箱聲學邊界元模型如圖5所示。

圖5 發電機組靜音機箱聲學邊界元模型

2 靜音機箱聲學仿真結果對比

前處理工作完成后，進行靜音機箱聲學仿真分析。為提高計算效率，采用Simcenter3D中的H-Matrix模型公式分析兩種不同通風口結構靜音機箱在1/3倍頻程中心頻率,即：50、63、125、250、500、1 000、2 000、3 500 Hz下的1 m聲場聲壓分布云圖，同時提取5個噪聲測量面上9個典型測點在50～3 500 Hz頻段下的聲壓級變化曲線。

2.1 兩種靜音機箱典型測點聲壓級變化曲線對比分析

圖6為兩種靜音機箱4個典型測點聲壓級變化曲線對比。限于篇幅關系，僅取9個典型測量點中的4個測點，即對應于4個通風口結構(U型窗、百葉窗)所在測量面中心位置的測點1、2、3、4進行對比分析。

圖6 兩種靜音機箱4個典型測點聲壓級變化曲線對比

由圖6可知，由于計算時選取的步長值(50 Hz)較小，兩種靜音機箱4個測點的聲壓級變化曲線存在頻段內一定的波動，但兩種靜音機箱聲壓級曲線的變化趨勢大體一致。對比分析兩種靜音機箱的聲壓級變化曲線可知：

(1)對于測點1、2、4，在低頻范圍內U型窗通風口結構靜音機箱隔與百葉窗通風口結構靜音機箱的聲壓級幅值相差不大，表明兩者在低頻范圍的隔聲性能相仿；

(2)在中高頻頻段，U型窗通風口結構靜音機箱測點1、2、4的聲壓級幅值較明顯的低于百葉窗通風口結構靜音機箱測點1、2、4的聲壓級幅值，表明在中高頻范圍U型窗通風口結構靜音機箱隔聲效果更優；

(3)對于測點3，在50～3 500 Hz整個頻段內，除聲壓級變化曲線上少部分數值外，兩種機箱的聲壓級幅值相差不大，且兩種靜音機箱在該測點的聲壓級幅值最大。

2.2 兩種靜音機箱1 m聲場聲壓云圖對比分析

由圖6各測點的聲壓級變化曲線可知，兩種靜音機箱的測點1在中高頻段下的聲壓級變化曲線差異最為明顯，因而文中選取兩種靜音機箱測點1所對應的A測量面，在1/3倍頻程中心頻率，即1 000、2 000、3 500 Hz下的1 m聲場聲壓分布云圖進行對比分析，如圖7所示。

圖7 兩種靜音機箱聲壓分布云圖對比

通過圖6的聲壓級變化曲線可知，U型窗通風口結構靜音機箱具有更低的聲壓級幅值。因此為便于直觀分析兩種靜音機箱同頻率下的聲壓分布情況，將云圖設定在同一圖例限值下展示，如圖7所示。

由圖7可知，隨著頻率的提高，兩種靜音機箱的聲場聲壓分布均表現為越發不集中，表明聲場輻射隨著頻率的增加越來越發散；在同一頻率下，U型窗通風口結構靜音機箱的高聲壓區域要少于百葉窗通風口結構靜音機箱。

綜合聲壓級變化曲線及聲場聲壓云圖的分析可得，對于該型發電機組，U型窗通風口結構靜音機箱較百葉窗通風口結構靜音機箱具有更好的隔聲性能。

2.3 兩種靜音機箱各測量面總聲壓級對比分析

為進一步驗證結論，依據所得9個典型測點聲壓級變化曲線，以各測點曲線上最大的聲壓級值作為工程測量中測點處的A計權聲壓級，結果見表1和表2。

表1 U型窗靜音機箱9個典型測點A計權聲壓級 單位:dB

表2 百葉窗靜音機箱9個典型測點A計權聲壓級 單位:dB

總聲壓級計算公式為：

(2)

式中:為總聲壓級；為各測點的聲壓級。

由式(2)計算出兩種靜音機箱5個測量面(點1、2、3、4、9分別對應測量面、、、、)的總聲壓級，結果見表3。

表3 兩種靜音機箱5個測量面的總聲壓級 單位:dB

由表3可知：

(1)兩種靜音機箱的最大噪聲面為均，即測點3所對應的測量面。主要原因為：靜音機箱在此處的通風口結構為通風攔網，該結構相較于百葉窗、U型窗會產生更嚴重的聲能泄漏，因而總聲壓級較大。

(2)U型窗通風口結構靜音機箱各測量面的總聲壓級均比百葉窗通風口結構靜音機箱低1～2.5 dB，進一步表明U型窗通風口結構靜音機箱具有更好的隔聲性能。

3 靜音機箱優化設計與仿真分析

為提升原U型窗通風口結構靜音機箱的降噪性能，對其4個通風口結構進行了優化設計，即將原U型窗通風口及通風攔網均改為加裝擋風蓋(帶有吸聲海綿)的組合通風口結構。該結構既可以改變聲波的傳播路徑、增加聲傳播時的能量消耗，又能夠利用吸音海綿吸收部分聲能，改進后的通風口結構及靜音機箱模型如圖8所示。

圖8 改進后的通風口結構及靜音機箱模型

對改進通風口結構的新型靜音機箱進行聲學仿真分析，研究優化后的通風口結構對靜音機箱降噪能力的影響。4個通風口分別對應、、、測量面，取改進前后各測量面中心典型測點即1、2、3、4的聲壓級變化曲線進行對比分析，結果如圖9所示。

由圖9可知，經改進通風口結構后的靜音機箱，測點1～4的聲壓級較改進前均在整體上得到降低。經計算，測點1的聲壓級整體上平均降低4.2 dB，測點2平均降低3.2 dB，測點3平均降低8.4 dB，測點4平均降低3.9 dB，可知最大噪聲測量面的噪聲問題得到最為顯著的治理，充分表明改進后的各通風口較改進前具有更好的隔聲性能，靜音機箱降噪能力得到有效提升。

圖9 通風口改進前后靜音機箱典型測點聲壓級變化曲線對比結果

4 結論

(1)通過對比U型窗通風口結構靜音機箱與百葉窗通風口結構靜音機箱的1 m聲場典型測點聲壓級變化曲線，表明低頻范圍兩種靜音機箱隔聲效果相差不大，中高頻范圍U型窗通風口結構靜音機箱隔聲效果更優。

(2)通過對比兩種靜音機箱1 m聲場的聲壓分布云圖，表明在同一頻率下，U型窗通風口結構靜音機箱輻射聲壓低于百葉窗通風口結構靜音機箱。

(3)通過對比兩種靜音機箱各測量面的總聲壓級，表明U型窗通風口結構靜音機箱比百葉窗通風口結構靜音機箱低1～2.5 dB。

(4)通過對原U型窗通風口結構靜音機箱各通風口進行優化設計，使靜音機箱典型測點1、2、4的1 m聲場聲壓級降低平均3～4 dB，測點3聲壓級平均降低8.4 dB，最大噪聲測量面的降噪效果最為顯著。

綜上所述，對于該型發電機組，U型窗通風口結構靜音機箱在整體上比百葉窗通風口結構靜音機箱具有更好的隔聲性能；改進優化后的新型通風口結構使靜音機箱的降噪性能得到有效提升。