燃料電池車用離心風(fēng)機(jī)噪聲特性試驗分析

左曙光，范珈璐，韋開君，吳旭東，倪天心

（同濟(jì)大學(xué) 新能源汽車工程中心，上海 201804）

當(dāng)今世界范圍內(nèi)日益匱乏的石油資源和不斷惡化的環(huán)境問題，迫使各大汽車廠商紛紛著手研發(fā)新能源清潔汽車，如燃料電池汽車、純電動汽車以及混合動力汽車，其中屬燃料電池汽車最受關(guān)注。

燃料電池汽車省去了內(nèi)燃機(jī)這個主要噪聲源，人們期待它更安靜和舒適，實現(xiàn)零污染排放，并且能提供噪聲環(huán)保［1］。但燃料電池汽車的總體布置、動力系統(tǒng)以及燃料電池系統(tǒng)與傳統(tǒng)汽車完全不同，因此它的振動噪聲特性也很獨特。燃料電池汽車的NVH（Noise，Vibration and Harshness）問題主要集中在燃料電池輔助系統(tǒng)（空輔系統(tǒng)、氫輔系統(tǒng)以及冷卻系統(tǒng)）。因此，在燃料電池汽車研發(fā)中的噪聲識別和控制問題成為了科研人員面臨的一個新難題［2］。

近日某企業(yè)研發(fā)的一款燃料電池汽車，在某些運行工況下其燃料電池空輔系統(tǒng)存在著一系列振動噪聲問題，在該車開發(fā)過程中亟需將這類振動噪聲問題解決。在對該燃料電池汽車的噪聲特性進(jìn)行初步測試和分析后，確定了其主要的噪聲源是燃料電池空輔系統(tǒng)中的離心風(fēng)機(jī)。

圖1 燃料電池空輔系統(tǒng)內(nèi)離心風(fēng)機(jī)Fig．1 The centrifugal blower in FCV

本文的主要研究內(nèi)容圍繞該車用離心風(fēng)機(jī)展開，通過對離心風(fēng)機(jī)臺架運行工況下的噪聲特性進(jìn)行分析和預(yù)判，設(shè)計臺架試驗方案，采集不同工況下的離心風(fēng)機(jī)的振動與噪聲信號，并利用現(xiàn)代工程信號處理技術(shù)進(jìn)行分析，最后識別出離心風(fēng)機(jī)的主要噪聲成分和來源。

1 被測離心風(fēng)機(jī)噪聲初判

1.1 被測離心風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)分析

被測離心風(fēng)機(jī)在燃料電池系統(tǒng)中起到空氣壓縮機(jī)的作用，其包括了離心風(fēng)機(jī)、驅(qū)動電機(jī)和風(fēng)機(jī)進(jìn)排氣口等構(gòu)成的整個系統(tǒng)。利用驅(qū)動電機(jī)帶動風(fēng)機(jī)葉輪高速旋轉(zhuǎn)，將進(jìn)氣口吸進(jìn)的氣體加速并改變其流向，實現(xiàn)將動能轉(zhuǎn)換成勢能的過程。分析離心風(fēng)機(jī)的運行參數(shù)、結(jié)構(gòu)形式以及在燃料電池空輔系統(tǒng)內(nèi)具體的安裝位置，得到以下幾個信息：

（1）離心風(fēng)機(jī)本身與驅(qū)動電機(jī)作為一體，運行工況下最高轉(zhuǎn)速可達(dá)15 000～17 000 r／min。風(fēng)機(jī)葉輪與驅(qū)動電機(jī)是這個離心風(fēng)機(jī)最主要的兩個組成部分，絕大部分的噪聲都是由這兩個部分產(chǎn)生的（本文簡稱風(fēng)機(jī)噪聲和電機(jī)噪聲）；

（2）離心風(fēng)機(jī)進(jìn)口與空氣濾清器相連，可當(dāng)作與外界空氣直接相通，出口管與空氣凈化器相連并通往燃料電池反應(yīng)堆，沒有直接與空氣相通，風(fēng)機(jī)內(nèi)噪聲會通過進(jìn)口管向外輻射，不會通過出口管傳出。

（3）離心風(fēng)機(jī)在高速運行下進(jìn)口管向內(nèi)吸氣，進(jìn)氣氣流流速快，能夠產(chǎn)生復(fù)雜的噴流噪聲，并能激起進(jìn)氣口端面殼體的振動。

（4）離心風(fēng)機(jī)和驅(qū)動電機(jī)都為旋轉(zhuǎn)件，風(fēng)機(jī)葉輪和驅(qū)動電機(jī)散熱風(fēng)扇葉片數(shù)均為6，產(chǎn)生的噪聲必定存在與轉(zhuǎn)速有關(guān)的階次特性噪聲。

（5）驅(qū)動電機(jī)側(cè)殼體開有通風(fēng)槽，對噪聲的輻射有所影響。

1.2 被測離心風(fēng)機(jī)噪聲預(yù)判

根據(jù)以上分析，對于該離心風(fēng)機(jī)存在的噪聲源進(jìn)行預(yù)測，可以將噪聲分為階次噪聲和寬頻噪聲兩類。以下是幾個主要可能的噪聲源以及其產(chǎn)生噪聲的特性［4，7］：

（1）風(fēng)機(jī)噪聲：旋轉(zhuǎn)噪聲（階次特性）、渦流噪聲（寬頻特性）、進(jìn)氣噪聲（寬頻特性）；

（2）電機(jī)噪聲：激勵電流噪聲（階次特性）、電磁噪聲（階次特性和寬頻特性）、轉(zhuǎn)動不平衡噪聲（階次特性）、散熱風(fēng)扇氣動噪聲（階次特性和寬頻特性）；

（3）殼體噪聲：殼體固有特性噪聲（寬頻特性）。

因此，需根據(jù)噪聲成分的預(yù)測，設(shè)計離心風(fēng)機(jī)噪聲特性試驗方案，進(jìn)行離心風(fēng)機(jī)噪聲試驗，結(jié)合結(jié)構(gòu)的振動信號對其產(chǎn)生的噪聲特性進(jìn)行分析，識別出該離心風(fēng)機(jī)的主要噪聲成分的來源。

2 離心風(fēng)機(jī)噪聲測試方法

2.1 試驗設(shè)備和傳感器布置

采用離心風(fēng)機(jī)的臺架試驗進(jìn)行噪聲測試，將離心風(fēng)機(jī)通過橡膠襯套和螺栓固定在臺架支架上，由于被測離心風(fēng)機(jī)在實車工況下不存在排氣噪聲，將離心風(fēng)機(jī)出口管連接管道并延長。試驗臺架布置如圖2所示。

圖2 試驗臺架布置示意圖Fig．2 The schematic of the test platform

聲壓傳感器的布置上，采集離心風(fēng)機(jī)整機(jī)遠(yuǎn)場聲壓信號；由于離心風(fēng)機(jī)工作時主要的噪聲源是風(fēng)機(jī)和電機(jī)兩個部分，分別采集風(fēng)機(jī)側(cè)近場噪聲和遠(yuǎn)場輻射噪聲、驅(qū)動電機(jī)側(cè)近場噪聲和遠(yuǎn)場輻射噪聲的聲壓信號。

振動加速度傳感器的布置上，為了研究結(jié)構(gòu)振動對噪聲的影響，采集離心風(fēng)機(jī)端面殼體、風(fēng)機(jī)葉輪支撐軸承處殼體以及臺架支架的振動信號。

根據(jù)測量標(biāo)準(zhǔn)［11－12］，聲壓和振動信號測點的具體布置如圖3所示。

圖3 試驗測點布置示意圖Fig．3 The schematic of the test points

試驗過程中振動與聲壓信號同步采集，使用LMS公司的 LMSSCADAS-X III（36通道）數(shù)采設(shè)備，傳感器為美國PCB公司生產(chǎn)的聲學(xué)麥克風(fēng)和單向加速度傳感器。

2.2 試驗方案設(shè)計

基于上節(jié)的離心風(fēng)機(jī)噪聲初判，設(shè)計詳細(xì)的試驗方案。

由于實車運行下進(jìn)氣噪聲是離心風(fēng)機(jī)一個主要的噪聲組成部分，在離心風(fēng)機(jī)進(jìn)氣口形式的設(shè)計上，采用了3種不同的進(jìn)口形式；針對驅(qū)動電機(jī)殼體開槽的輻射噪聲，采用在殼體通孔處覆蓋海綿的方式，以消除由通風(fēng)槽向外的噪聲輻射。

試驗具體方案見表1，每一方案包含穩(wěn)態(tài)工況與瞬態(tài)工況：

（1）穩(wěn)態(tài)工況：通過調(diào)節(jié)驅(qū)動電機(jī)調(diào)速器，穩(wěn)定離心風(fēng)機(jī)在 9 000 r／min、11 000 r／min、13 000 r／min、15 000 r／min、17 000 r／min五個穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速，穩(wěn)定運行時間為20 s，采集各穩(wěn)態(tài)工況下離心風(fēng)機(jī)的振動和噪聲信號。

（2）瞬態(tài)工況：調(diào)節(jié)調(diào)速器使風(fēng)機(jī)在30 s內(nèi)從9 000 r／min勻加速至 17 000 r／min，采集瞬態(tài)工況下離心風(fēng)機(jī)的振動和噪聲信號。

表1 離心風(fēng)機(jī)測試具體方案Tab．1 The scheme of the test

3 振動噪聲測試及結(jié)果分析

該試驗主要分析被測離心風(fēng)機(jī)的噪聲特性，需排除試驗背景噪聲以及其他干擾噪聲，試驗場地選為同濟(jì)大學(xué)新能源汽車工程中心的半消聲室，以保證測試結(jié)果的準(zhǔn)確性。

3.1 風(fēng)機(jī)側(cè)與電機(jī)側(cè)噪聲比較

對比風(fēng)機(jī)和電機(jī)對總體噪聲的貢獻(xiàn)量大小，取工況1下電機(jī)側(cè)近場與風(fēng)機(jī)側(cè)近場以及它們的遠(yuǎn)場輻射噪聲測點信號進(jìn)行分析。

利用公式（1）可將遠(yuǎn)場輻射噪聲幾個測點聲壓級綜合計算出風(fēng)機(jī)側(cè)和電機(jī)側(cè)的平均聲壓級。

式中：LA表示平均A聲級，單位為dB（A）；Ln表示第n個聲源的聲壓級，單位為dB（A）；n表示聲源數(shù)。

式（2）為聲源疊加的總聲壓級計算公式，利用它可以計算出風(fēng)機(jī)與電機(jī)產(chǎn)生噪聲的整機(jī)總聲壓級。

式中：LP表示n個聲源疊加產(chǎn)生的總聲壓級，單位為dB（A）；Ln表示第n個聲源的聲壓級，單位為 dB（A）；n表示聲源數(shù)。

根據(jù)采集的試驗數(shù)據(jù)計算出該工況下從9 000～17 000 r／min的五個穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速下風(fēng)機(jī)和電機(jī)近場的總聲壓級、風(fēng)機(jī)側(cè)與電機(jī)側(cè)輻射噪聲的平均聲壓級以及整機(jī)總聲壓級，列出如表2所示。

表2 風(fēng)機(jī)側(cè)與電機(jī)側(cè)噪聲／d B（A）Tab．2 The noise of the blower and the motor

作出不同穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速下整機(jī)總聲壓級和風(fēng)機(jī)側(cè)與電機(jī)側(cè)遠(yuǎn)場平均聲壓級曲線，以及兩個近場測點總聲壓級曲線圖，如圖4所示。

圖4 不同穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速下遠(yuǎn)、近場噪聲比較Fig．4 The comparison of the near field and far field under different rotate speed

可以明顯看出，隨著轉(zhuǎn)速的升高各個測點的總聲壓級逐漸增大，在最高轉(zhuǎn)速下離心風(fēng)機(jī)總體噪聲超過了90 dB（A），電機(jī)側(cè)遠(yuǎn)場輻射噪聲平均聲壓級相比風(fēng)機(jī)側(cè)高了約1～2 dB（A）；電機(jī)側(cè)近場聲壓級相比風(fēng)機(jī)側(cè)近場高了約3 dB（A）。從對整體噪聲的貢獻(xiàn)量角度上看，驅(qū)動電機(jī)產(chǎn)生噪聲的貢獻(xiàn)量大于風(fēng)機(jī)。

3.2 階次特性噪聲分析

首先通過公式（3）明確風(fēng)機(jī)旋轉(zhuǎn)噪聲頻率與轉(zhuǎn)速的關(guān)系［3］：式中：f為旋轉(zhuǎn)噪聲頻率，單位為Hz；n為風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速，單位為 r／min；z為風(fēng)機(jī)葉輪葉片數(shù)；i是諧波序數(shù)（i＝1，2，3…），當(dāng)i＝1時稱為基頻，i＞1時稱為高次諧頻。

從已知的離心風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)參數(shù)得知，風(fēng)機(jī)葉輪與散熱風(fēng)扇的葉片數(shù)均為6，根據(jù)文獻(xiàn)［3，7］，從理論角度考慮，該離心風(fēng)機(jī)可能存在的幾個階次噪聲激勵源以及其主要階次見表3。

表3 階次噪聲主要激勵源和階次Tab．3The main sources and orders of the order noise

其中，各個部分階次產(chǎn)生原因如下：

（1）4i階是電機(jī)的電磁徑向力波產(chǎn)生；

（2）由于驅(qū)動電機(jī)的激勵電流頻率為轉(zhuǎn)頻的2倍，產(chǎn)生的一個2階的激勵噪聲；3i階是由激勵電流的0．5階諧頻產(chǎn)生；

（3）6i階是由散熱風(fēng)扇的旋轉(zhuǎn)噪聲基頻以及其諧頻產(chǎn)生；

（4）風(fēng)機(jī)產(chǎn)生的6i階噪聲是葉輪的旋轉(zhuǎn)噪聲基頻以及其諧頻。

圖5是工況1下風(fēng)機(jī)側(cè)近場噪聲的階次譜圖，可以很直觀的看出風(fēng)機(jī)側(cè)近場噪聲明顯的階次噪聲為6i階，其中6階尤為明顯，是風(fēng)機(jī)葉輪旋轉(zhuǎn)噪聲的基頻，12及18階的諧頻成分存在但幅值并不突出。

圖6是該工況下電機(jī)側(cè)近場噪聲階次圖，可以看到明顯的3i階峰值，確定為激勵電流的諧頻成分。此外，由于散熱風(fēng)扇的旋轉(zhuǎn)噪聲的存在，在6、12、18三個階次處產(chǎn)生峰值疊加，其他可能存在的階次在頻譜圖中沒有找到。

圖5 方案1風(fēng)機(jī)側(cè)近場噪聲階次譜Fig．5 The noise order spectrum of the near blower field in scheme 1

圖6 方案1電機(jī)側(cè)近場噪聲階次譜Fig．6 The noise order spectrum of the near motor field in scheme 1

被測離心風(fēng)機(jī)存在的主要階次噪聲集中在3倍頻和6倍頻處，根據(jù)常用工作轉(zhuǎn)速的范圍算出6倍頻主要位于450～1 700 Hz這個頻段內(nèi)，在優(yōu)化方案的設(shè)計中要著重對這個頻段進(jìn)行降噪處理。

3．3 寬頻特性噪聲分析

3．3．1 結(jié)構(gòu)振動對噪聲的影響分析

結(jié)構(gòu)的振動與其固有頻率有關(guān)，這里包括離心風(fēng)機(jī)殼體的結(jié)構(gòu)振動和試驗臺架的結(jié)構(gòu)振動。離心風(fēng)機(jī)運行時產(chǎn)生激勵頻率與殼體或臺架的固有頻率一致時，會激發(fā)結(jié)構(gòu)的共振從而產(chǎn)生結(jié)構(gòu)振動噪聲，其噪聲表現(xiàn)為寬頻特性。

經(jīng)過對4個工況下殼體、臺架振動測點的振動加速度信號和幾個近場聲壓測點的聲壓信號寬頻頻帶進(jìn)行比較，發(fā)現(xiàn)振動信號與聲壓信號的寬頻頻帶并不相同。表4是工況1下臺架振動、殼體振動與風(fēng)機(jī)近場噪聲測點信號的關(guān)鍵頻帶對比，能夠明顯看出殼體以及臺架的振動對總體噪聲并沒有貢獻(xiàn)，在后續(xù)的噪聲特性分析中可以不必考慮結(jié)構(gòu)振動的影響。

表4 結(jié)構(gòu)振動與近場噪聲關(guān)鍵頻帶對比Tab．4 The comparison of the near field noise and the structure vibration

3．3．2 進(jìn)氣噪聲影響分析

根據(jù)文獻(xiàn)［3］對離心風(fēng)機(jī)噪聲的研究表明，風(fēng)機(jī)在高速運行工況下進(jìn)氣口存在較大的進(jìn)氣噪聲，其主要由進(jìn)氣管道系統(tǒng)中氣柱固有頻率特性產(chǎn)生，體現(xiàn)出的是不隨轉(zhuǎn)速變化的寬頻特性，一般進(jìn)氣噪聲呈中、低頻為主。

圖7～9分別是方案1～3在瞬態(tài)加速運行下風(fēng)機(jī)側(cè)遠(yuǎn)場測點聲壓的頻譜圖。

三個工況下的頻譜圖中進(jìn)氣管長短不同導(dǎo)致的差異體現(xiàn)為不同頻段的寬頻噪聲：進(jìn)口不接管道時，寬頻噪聲峰值頻帶為650 Hz和2 100 Hz；進(jìn)口連接短彎管時，寬頻噪聲峰值頻帶為950 Hz和3 000～3 500 Hz；進(jìn)口連接延長管時，并無明顯峰值的寬頻噪聲。推斷產(chǎn)生這種不同頻帶的寬頻噪聲是由進(jìn)氣氣柱固有頻率特性產(chǎn)生。

圖7 方案1瞬態(tài)下風(fēng)機(jī)側(cè)遠(yuǎn)場噪聲Fig．7 The far field noise of the blower under transient in scheme 1

圖8 方案2瞬態(tài)下風(fēng)機(jī)側(cè)遠(yuǎn)場噪聲Fig．8 The far field noise in scheme 2

圖9 方案3瞬態(tài)下風(fēng)機(jī)側(cè)遠(yuǎn)場噪聲Fig．9 The far field noise in scheme 3

從定量分析的角度看進(jìn)氣噪聲對整體噪聲的影響，取9 000 r／min和17 000 r／min穩(wěn)態(tài)運行下方案1和3的聲壓信號，列出表4。可以看出進(jìn)氣噪聲消除后，風(fēng)機(jī)側(cè)和電機(jī)側(cè)平均聲壓級分別降低了3 dB（A）和2 dB（A）左右，表明進(jìn)氣噪聲對整體噪聲的貢獻(xiàn)作用顯著。

從降噪措施方面考慮，可針對進(jìn)氣氣柱的固有頻率進(jìn)行消聲頻帶的設(shè)計，在進(jìn)口處加裝消聲器。

表5 穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速下噪聲對比Tab．5 The comparison of the noise under steady state

3．3．3 驅(qū)動電機(jī)殼體開槽對噪聲的影響分析

在該離心風(fēng)機(jī)的設(shè)計中，為了避免驅(qū)動電機(jī)運行時溫度過高，在驅(qū)動電機(jī)殼體設(shè)計了一系列通風(fēng)槽，以保證其正常工作。但通風(fēng)槽也成為了驅(qū)動電機(jī)噪聲向外輻射的一條路徑，由電機(jī)散熱風(fēng)扇的氣動噪聲以及電機(jī)電磁噪聲都可能通過這個路徑向外輻射。

圖10中（a）和（b）是方案3和4在瞬態(tài)工況下驅(qū)動電機(jī)的近場噪聲頻譜圖?？梢钥闯鰞蓚€工況下驅(qū)動電機(jī)近場噪聲擁有相同的階次特性，而兩者在低頻段存在較大差異，驅(qū)動電機(jī)未包裹海綿的工況下在0～500 Hz頻段內(nèi)有一段明顯的寬頻噪聲。再取15 000 r／min穩(wěn)態(tài)下兩個工況驅(qū)動電機(jī)近場噪聲頻譜圖，更能直觀的看出兩者之間的差異，見圖11。

根據(jù)對驅(qū)動電機(jī)產(chǎn)生噪聲的預(yù)測，只有電磁激勵噪聲和散熱風(fēng)扇的渦流噪聲呈寬頻特性，但電磁寬頻噪聲的頻帶一般在1 000 Hz以上的中高頻段，因此推斷驅(qū)動電機(jī)殼體通孔向外輻射的噪聲是散熱風(fēng)扇的渦流噪聲。

圖10 驅(qū)動電機(jī)近場噪聲對比Fig．10 The comparison of near field noise of the motor

圖11 15 000 r／min穩(wěn)態(tài)工況下驅(qū)動電機(jī)近場噪聲Fig．11 The near field noise of the motor under 15 000 r／min

從定量分析的角度看驅(qū)動電機(jī)殼體通孔對整體噪聲的影響，取9 000 r／min和17 000 r／min穩(wěn)態(tài)運行下兩個工況的聲壓信號，列出表5?？梢钥闯鲵?qū)動電機(jī)殼體包裹海綿后，風(fēng)機(jī)側(cè)和電機(jī)側(cè)平均聲壓級都降低了約3 dB（A），表明驅(qū)動電機(jī)殼體開槽對整體噪聲的影響作用顯著。

從降噪措施方面考慮，主要可以從驅(qū)動電機(jī)殼體的設(shè)計入手，在不改變驅(qū)動電機(jī)正常工作的前提下，可以通過改變不同開槽的形式或位置，或在殼體外加裝消聲罩，以消除500 Hz以下的低頻噪聲為主。

表6 穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速下噪聲對比Tab．6 The comparison of the noise under steady state

4 結(jié) 論

（1）通過燃料電池車用離心風(fēng)機(jī)噪聲試驗，發(fā)現(xiàn)離心風(fēng)機(jī)的整體噪聲隨著轉(zhuǎn)速的升高而增大，在最大轉(zhuǎn)速工況下整體噪聲接近90 dB（A），亟需對該離心風(fēng)機(jī)進(jìn)行降噪處理。而離心風(fēng)機(jī)電機(jī)側(cè)噪聲貢獻(xiàn)量大于風(fēng)機(jī)側(cè)，有必要對電機(jī)側(cè)進(jìn)行噪聲控制。

（2）離心風(fēng)機(jī)整體噪聲中存在明顯的階次噪聲，主要是以風(fēng)機(jī)葉輪和驅(qū)動電機(jī)散熱風(fēng)扇產(chǎn)生的6i階噪聲以及驅(qū)動電機(jī)激勵電流產(chǎn)生的3i階噪聲，二者疊加下6階噪聲尤為突出。

（3）離心風(fēng)機(jī)整體噪聲中的存在幾段寬頻噪聲，包括了500 Hz以下的驅(qū)動電機(jī)殼體開槽的輻射噪聲、進(jìn)口為短管時600～2 000 Hz間的幾段進(jìn)氣氣柱固有頻率特性產(chǎn)生的噪聲。

（4）從降噪措施角度看，階次噪聲主要降噪目標(biāo)為3倍及6倍頻；寬頻噪聲的降噪目標(biāo)是進(jìn)口噪聲以及500 Hz以下的開槽輻射噪聲。

［1］Rajashekara K．Propulsion system strategies for fuel cell vehicles［C］．SAE Paper 200001－0369．

［2］申秀敏，左曙光，蔡建江，等．燃料電池車聲振測試及噪聲源識別［J］．聲學(xué)技術(shù)，2008，27（4）：570－576．SHEN Xiu-min，ZUOShu-guang，CAI Jian-jiang，et al．Fuel cell car acoustic vibration and noise source identification［J］．Acoustic Technique，2008，27（4）：570－576．

［3］周新祥．小型離心風(fēng)機(jī)噪聲源的分析［J］．鞍山鋼鐵學(xué)院學(xué)報，1991，14（1）：79－85．ZHOU Xin-xiang． The noise source analysis of small centrifugal blowers［J］．Journal of Anshan steel institute，1991，14（1）：79－85．

［4］徐辰，楊愛玲，毛義軍．離心風(fēng)機(jī)噪聲預(yù)測方法的進(jìn)展與分析［J］．流體機(jī)械，2011，39（7）：35－40．XU Chen，YANG Ai-ling，MAO Yi-jun．Development and analysis of centrifugal fan noise prediction method［J］．Fluid Machinery，2011，39（7）：35－40．

［5］閻礁，左曙光，陳有松等．燃料電池轎車車內(nèi)后部噪聲實驗分析與控制［J］．噪聲與振動控制，2006，26（4）：62－66．YAN Jiao， ZUO Shu-guang， CHEN You-song， et al．Experimental analysis and control to the rear interior noise of the fuel cell vehicle［J］．Noise and Vibration Control，2006，26（4）：62－66．

［6］靳曉雄，張立軍編著．汽車噪聲的預(yù)測與控制［M］．上海：同濟(jì)大學(xué)出版社，2004．

［7］陳永校．電機(jī)噪聲的分析和控制［M］．杭州：浙江大學(xué)出版社，1987．

［8］康強(qiáng)，左曙光，張世煒．燃料電池轎車用旋渦風(fēng)機(jī)噪聲特性分析［J］．振動與沖擊，2011，30（12）：235－240．KANG Qiang， ZUO Shu-guang， ZHANG Shi-wei． Noise feature for a vortex blower in fuel cell vehicles［J］．Journal of Vibration and Shock，2011，30（12）：235－240．

［9］丁劍，劉厚林，王勇，等．葉片出口角影響離心泵噪聲輻射數(shù)值研究［J］．振動與沖擊，2014，33（2）：122－127．DINGJian，LIU Hou-lin，WANGYong，et al．Numerical study on the effect of blade outlet angle on centrifugal pump noise［J］．Journal of Vibration and Shock，2014，33（2）：122－127．

［10］GB／T 2888－2008，風(fēng)機(jī)和羅茨鼓風(fēng)機(jī)噪聲測量方法［S］．

［11］JB／T8689－1998，通風(fēng)機(jī)振動檢測及其限值［S］．