上下并聯軸流風機室外機氣動聲學預測模型(2)

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噪聲源在葉片尾緣、前緣、導風罩和壓氣機側板處集中。其中，前緣對應進口紊流噪聲，尾緣對應渦脫落噪聲，兩者是寬頻噪聲影響因素。導風罩處噪聲來自于葉尖渦的影響是離散頻率噪聲源，與葉片表面非定常脈動力產生離散頻率噪聲相比較小，壓氣機側板影響忽略。在文獻[31中，換熱器下游到達葉片位置的氣流紊流度小于8，此時進口紊流對于寬頻噪聲的影響較小。因此，渦脫落噪聲是室外機寬頻噪聲的主要影響因素，同時也是影響室外機總聲壓級的主要原因。
2．2室外機總聲壓級預測上下葉輪干涉對室外機總聲壓級影響較小【4]，因此上下葉輪可視為上下獨立噪聲源，對于寬頻的渦脫落噪聲，采用基于Sharland渦脫落噪聲的預測方法和CFD數值計算結果對具有上下并聯軸流石家莊市風機廠的室外機氣動噪聲進行預測。在工程應用領域，相比線性計權結果，人們更關心A計權聲壓級。將渦脫落噪聲能量假定在某一特定頻率下，從而可以進行計權衰減得到A計權噪聲總聲壓級。由文獻[4]計算得到上下葉輪渦脫落中心頻率分別為337．7和376．8 Hz，對其進行A計權衰減并疊加得到渦脫落噪聲A計權總聲壓級。同時，依實驗分析，離散頻率噪聲對室外機總聲壓級影響在1 dBA左右。兩者疊加得到室外機預測總聲壓級為51．52 dBA，與實驗結果相比誤差為1．98 dBA，滿足工程應用要求。
2．3離散頻率噪聲預測采用基于CFD模擬的混合方法預測離散頻率噪聲，由非定常CFD模擬計算得到葉片近場流動參數，通過求解Lighthill聲類比方程，得到遠場聲壓脈動，進一步提取得到葉片離散頻率噪聲。室外機氣動噪聲預測參考坐標系如圖4所示。圖中觀測點位置與實測噪聲頻譜位置一致。對于偶極子的室外機噪聲源，葉片表面非定常脈動力是產生離散頻率噪聲的主要影響因素。由于室外機由上下并聯軸流石家莊市風機廠組成，且上下葉輪干涉對于離散頻率噪聲影響較小。
因此，上下葉輪可視作獨立聲源。另一方面，室外機上下葉輪離散頻率噪聲的基頻及其高次諧波頻率均位于300 Hz以下的低頻段，低于緊湊聲源特征頻率723 Hz(=340／0．47)，因此，將上下葉輪作為點聲源分析。對于轉速穩定的軸流石家莊市風機廠葉輪，旋轉馬赫數對時間偏微分很小，因此離散頻率噪聲主要來自于葉片表面非定常脈動力。在式(3)的求解中應用到了延遲時項，在計算聲壓波動時，設定觀測點處的時間序列t，根據延遲時公式，采用牛頓迭代法求解延遲時序列丁，由于軸流石家莊市風機廠是亞音速流動，因此延遲時的解是唯一的。提取對應延遲時下的葉片表面力以及位置參數，計算得到葉片輻射聲壓。由上述分析，CFD非定常計算的時間間隔要根據延遲時序列丁調整。同時，預測公式中脈動力偏導數需要采用差分方式計算，即求解對應r+打時刻葉片流動參數，d下通常設定的很小。時間間隔調整以及偏微分的求解大大增加了CFD計算工作量，在本文計算時，預先將CFD非定常計算的時間間隔AT設定在較小量級，得到丁序列下葉片表面非定常脈動力。計算時域噪聲時，對應t的延遲時丁處流場參數采用插值方式得到，從而計算得到葉片時域噪聲輻射，預測結果表明，該方式簡便且有效。非定常CFD模擬計算得到一個葉輪旋轉周期內下葉輪表面所受軸向脈動力分布，如圖5所示。
圖5(a)中B1、B2和B3分別代表了下葉輪三個葉片，不同葉片的表面脈動力分布，除相位差別外，波形基本相同。計算得到下葉輪軸向合力如圖5(b)所示，下葉輪軸向合力呈現明顯的周期性分布，周期對應葉輪旋轉周期的1／3。同樣的力分布趨勢在上葉輪中也可以清楚捕捉到。設定觀測點時間間隔為10一S，計算得到室外機時域噪聲，通過功率譜變化到頻域并與實驗結果比對。圖6所示為下葉輪兩個周期內的時域聲壓輻射，三個葉片輻射聲壓存在明顯周期性，周期與葉輪旋轉周期相一致。三個葉片輻射時域聲壓波形基本一致，其相互間相位差等與葉片周向相位差120。。圖7所示室外機噪聲預測頻譜與實驗的對比，預測和實驗均顯示室外機離散頻率噪聲分別由上下葉輪葉片通過頻率及其諧波組成，預測的離散頻率噪聲峰值頻率與實驗結果吻合得很好。對應前兩階峰值頻率處預測的聲壓級與實驗聲壓級接近，如表2所示。但在高階處，預測得到的離散頻率結果比實驗結果低很多，且隨著諧波數的增大，差異增大，這主要是由于CFD計算小尺度渦產生的局限性引起。
3結 論
(1)上下并聯軸流石家莊市風機廠系統噪聲頻譜由寬頻和離散頻率組成，寬頻噪聲是主要影響因素。
(2)基于CFD計算的渦聲理論分析表明，葉片尾緣的渦脫落噪聲是室外機噪聲的主要影響因素。
(3)基于CFD的渦脫落噪聲模型計算得到室外機寬頻噪聲，疊加離散頻率噪聲影響時，預測得到室外機總聲壓級誤差小于2 dBA，滿足工程應用要求。
(4)采用點源時域預測公式，預測得到了室外機離散頻率噪聲。預測得到的峰值頻率與實驗吻合得很好，離散頻率噪聲預測結果在低頻處吻合較好。