船用某型空壓機(jī)結(jié)構(gòu)輻射噪聲特性計(jì)算分析

薛厚強(qiáng)，張冠軍，胡龍飛，鄭立平

（1.武漢理工大學(xué)高性能船舶技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢430063；2.武漢理工大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，武漢430063；3.中國(guó)人民解放軍第四八一二工廠，安徽安慶246001）

往復(fù)式空壓機(jī)是一種通過對(duì)氣體做功以提高氣體壓力的通用機(jī)械，在船上主要用于主動(dòng)力裝置的啟動(dòng)與換向，同時(shí)也為其它需要高壓氣體的設(shè)備提供氣源。往復(fù)式機(jī)械通常會(huì)產(chǎn)生較大的振動(dòng)噪聲，降低艦船隱身性能，且影響船員工作環(huán)境。因此，開展船用空壓機(jī)結(jié)構(gòu)聲學(xué)特性的研究，尋求設(shè)備的低噪聲設(shè)計(jì)方法，具有重要的理論意義和工程應(yīng)用價(jià)值。

半個(gè)多世紀(jì)以來，大部分研究是先通過試驗(yàn)進(jìn)行主要聲源定位，然后針對(duì)簡(jiǎn)單零部件進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化。目前數(shù)值模擬技術(shù)在不斷完善，用有限元/邊界元聯(lián)合方法，通過取長(zhǎng)補(bǔ)短求解聲場(chǎng)問題，可起到相得益彰的效果[1–4]。將有限元與邊界元法相結(jié)合成為目前最常用的聲學(xué)數(shù)值計(jì)算方法，可用于求解具有任意復(fù)雜形狀表面的結(jié)構(gòu)振動(dòng)與聲輻射問題。但目前多數(shù)研究主要針對(duì)小型空壓機(jī)結(jié)構(gòu)[5–8]，而對(duì)具有復(fù)雜結(jié)構(gòu)空壓機(jī)的結(jié)構(gòu)振動(dòng)與噪聲研究較少，尤其對(duì)于緊湊型船用大型空壓機(jī)，由于模型和載荷邊界條件較為復(fù)雜，往往難以得到較為準(zhǔn)確的結(jié)果。從噪聲控制角度出發(fā)，研制低噪聲船用空壓機(jī)產(chǎn)品時(shí)，應(yīng)將聲學(xué)性能計(jì)算分析納入產(chǎn)品設(shè)計(jì)階段予以考慮。本文以最新研制的船用大型往復(fù)式四級(jí)壓縮空壓機(jī)為研究對(duì)象，建立其聲學(xué)特性分析模型，開展基于數(shù)值仿真計(jì)算的空壓機(jī)結(jié)構(gòu)輻射噪聲特性研究，旨在為同類型空壓機(jī)聲學(xué)特性優(yōu)化提供參考。

1 結(jié)構(gòu)振動(dòng)聲輻射數(shù)值計(jì)算理論

由彈性力學(xué)基礎(chǔ)理論可導(dǎo)出多自由度系統(tǒng)結(jié)構(gòu)振動(dòng)方程[9–10]：

式中：[M]為系統(tǒng)質(zhì)量矩陣；[C]為系統(tǒng)阻尼矩陣；[K]為系統(tǒng)剛度矩陣；{f(t) }為節(jié)點(diǎn)等效動(dòng)載荷列陣；{δ}為節(jié)點(diǎn)位移列陣為節(jié)點(diǎn)速度列陣為節(jié)點(diǎn)加速度列陣。

求解式（1）即可得到空壓機(jī)結(jié)構(gòu)振動(dòng)時(shí)的動(dòng)位移、速度、加速度等變化規(guī)律，本文將采用直接積分法進(jìn)行求解。

由于所計(jì)算的空壓機(jī)表面輻射噪聲屬于外聲場(chǎng)，考慮用直接邊界元法進(jìn)行求解計(jì)算。封閉結(jié)構(gòu)振動(dòng)的聲場(chǎng)計(jì)算問題如圖1所示。由于在邊界積分方程中，內(nèi)部問題中的法向與外部問題的法向不一致，使得求解過程中容易產(chǎn)生誤解，這里將內(nèi)部問題與外部問題的法向統(tǒng)一取為指向結(jié)構(gòu)的外部，其統(tǒng)一形式可以描述為[11]：

圖1 結(jié)構(gòu)聲輻射示意圖

式中：i2=-1；ρ是流體介質(zhì)的密度；δΩ是點(diǎn)M在結(jié)構(gòu)表面S上時(shí)的表面角；p(M)為場(chǎng)點(diǎn)M上的聲壓；p(N)為結(jié)構(gòu)表面點(diǎn)N上的聲壓；vn為結(jié)構(gòu)表面上點(diǎn)N的法向速度；G(M,N)為自由空間格林函數(shù)，即Helmholtz方程的基本解。

在使用聲學(xué)Helmholtz 邊界積分方程計(jì)算空壓機(jī)的聲輻射時(shí)，不可能通過解析法得到聲場(chǎng)的精確解，需要通過離散邊界來求近似解，從而得到聲場(chǎng)中任意一點(diǎn)的聲壓和聲速。

2 空壓機(jī)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)計(jì)算及試驗(yàn)驗(yàn)證

2.1 空壓機(jī)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)分析模型

本文以某船用大型往復(fù)式空壓機(jī)為研究對(duì)象分析其聲學(xué)特性，該型空壓機(jī)為四級(jí)壓縮空壓機(jī)，每級(jí)氣缸均采用單作用式活塞，通過帶有管路消聲器的吸氣過濾器吸入空氣進(jìn)行壓縮，在四級(jí)出口達(dá)到額定排氣壓力，然后通過管路將其輸送到氣瓶。

參照空壓機(jī)的尺寸利用三維建模軟件Solidworks 進(jìn)行實(shí)體建模。在滿足分析精度要求條件下，對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化，在建模時(shí)對(duì)部分結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化條件如下：

（1）由于研究目標(biāo)是空壓機(jī)機(jī)體的聲輻射，故將與機(jī)體相連的電機(jī)等部件忽略，僅保留機(jī)體本身。

（2）忽略較小螺栓孔與螺釘孔，在網(wǎng)格劃分時(shí)，可設(shè)置約束將各部件連接，若不忽略不僅會(huì)增加計(jì)算量，還可能在螺栓與螺栓孔處發(fā)生網(wǎng)格畸變。

（3）為盡量保證網(wǎng)格質(zhì)量，刪除機(jī)體上局部凸臺(tái)，簡(jiǎn)化了一些不必要的圓角，將其以直角代替，將某些細(xì)小部件直接進(jìn)行整合，規(guī)劃在同一個(gè)輪廓內(nèi)。

（4）忽略內(nèi)部的冷卻器等結(jié)構(gòu)，保留機(jī)體中所關(guān)心的局部結(jié)構(gòu)，以便后續(xù)載荷的施加。

由于空壓機(jī)的結(jié)構(gòu)復(fù)雜，若使用六面體網(wǎng)格對(duì)其進(jìn)行劃分，會(huì)耗費(fèi)難以預(yù)測(cè)的時(shí)間，且容易造成局部網(wǎng)格質(zhì)量過低。本文采用四面體單元對(duì)簡(jiǎn)化后的各零部件幾何模型時(shí)進(jìn)行網(wǎng)格劃分。初步設(shè)定不同的單元尺寸，進(jìn)行自由模態(tài)分析，驗(yàn)證有限元網(wǎng)格的收斂性且滿足每個(gè)波長(zhǎng)內(nèi)有6個(gè)單元的條件。

在確定單元尺寸后，對(duì)各零部件進(jìn)行有限元裝配。該空壓機(jī)多數(shù)零部件通過螺栓連接條件實(shí)現(xiàn)裝配，目前對(duì)于連接結(jié)構(gòu)的有限元模型處理方式主要有直接連接、局部結(jié)點(diǎn)耦合法、采用有限單元模擬及基于實(shí)驗(yàn)測(cè)定的線性及非線性模型。相關(guān)文獻(xiàn)表明[12–13]：采用方法2和3對(duì)螺栓連接進(jìn)行簡(jiǎn)化可以較好反映組合結(jié)構(gòu)的動(dòng)力學(xué)特性，雖然方法2和3忽略了結(jié)合面處的阻尼效應(yīng)。方法4只有在大量實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)基礎(chǔ)上才能實(shí)現(xiàn)，本文研究條件不具備。

基于以上分析，采用上述方法3 將各零部件的有限元模型進(jìn)行連接得到空壓機(jī)整機(jī)有限元模型如圖2所示。

圖2 空壓機(jī)有限元模型示意圖

2.2 空壓機(jī)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)分析的邊界條件

采用FEM/BEM方法進(jìn)行空壓機(jī)輻射噪聲特性分析的一般流程是激勵(lì)源分析-振動(dòng)響應(yīng)計(jì)算-聲學(xué)特性計(jì)算，正確求解結(jié)構(gòu)振動(dòng)響應(yīng)是聲學(xué)特性研究的前提。在進(jìn)行空壓機(jī)振動(dòng)響應(yīng)計(jì)算時(shí)，所涉及到的邊界條件為位移邊界條件及力邊界條件。在實(shí)際工作中空壓機(jī)曲軸箱是固定在地基上的，考慮到地基體積及剛度非常大，可以認(rèn)為空壓機(jī)工作時(shí)地基的位移為零，所以在施加機(jī)體位移約束時(shí)對(duì)機(jī)體底端3個(gè)位移自由度采用固定約束。

空壓機(jī)所受激勵(lì)載荷很多，但對(duì)結(jié)構(gòu)輻射噪聲影響最大的載荷還是缸內(nèi)氣體壓力、活塞側(cè)推力以及軸承載荷。本文所需的激勵(lì)載荷通過對(duì)空壓機(jī)在額定工況下進(jìn)行多體動(dòng)力學(xué)計(jì)算得到。實(shí)際運(yùn)行中，空壓機(jī)曲軸作為主要的運(yùn)動(dòng)零部件，其彈性變形和彈性振動(dòng)對(duì)空壓機(jī)連桿、軸承等零部件的受力情況有較大影響，同時(shí)影響著整機(jī)的運(yùn)行。因此，結(jié)合有限元方法、多體動(dòng)力學(xué)方法，以空壓機(jī)轉(zhuǎn)速及氣體壓力為邊界條件，進(jìn)行空壓機(jī)運(yùn)動(dòng)機(jī)構(gòu)的剛?cè)狁詈希ㄇS為柔性體）動(dòng)力計(jì)算，得到軸承載荷、活塞側(cè)推力、氣體力。將計(jì)算得到的軸承載荷施加于兩端軸承座，將活塞側(cè)推力等效施加于缸套與氣缸體上下裝配的兩表面，將氣體力施加于缸蓋底部。

通過瑞利矩陣來確定系統(tǒng)的阻尼矩陣，如式（3）所示：

式中：α、β為實(shí)常數(shù)，叫瑞利阻尼系數(shù)，可由式(4)確定：

式中：ξ1、ξ2為前2 階自由模態(tài)振型下的阻尼比；ω1、ω2為前2階自由模態(tài)固有圓頻率。

進(jìn)行空壓機(jī)自由模態(tài)分析，得到其前2 階非剛體模態(tài)固有頻率分別為77.654 Hz、80.445 Hz，進(jìn)而可求出前2階固有圓頻率。前兩階模態(tài)阻尼比可以按經(jīng)驗(yàn)取0.02～0.05，這里取0.03，求得瑞利阻尼系數(shù)α=14.09，β=6.04×10-5。

2.3 空壓機(jī)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)分析及試驗(yàn)驗(yàn)證

在進(jìn)行空壓機(jī)振動(dòng)響應(yīng)分析前，首先對(duì)其進(jìn)行有限元模態(tài)分析，以掌握結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)特性。采用Lanczos法對(duì)空壓機(jī)組合結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元模態(tài)分析，限于篇幅關(guān)系，只給出部分結(jié)果，空壓機(jī)約束模態(tài)的固有頻率見表1。

表1 空壓機(jī)組合結(jié)構(gòu)固有頻率/Hz

通過各階固有頻率值可以看出，空壓機(jī)的模態(tài)固有頻率較為密集，且集中于中低頻范圍內(nèi)。因空壓機(jī)模態(tài)比較密集，在后續(xù)振動(dòng)響應(yīng)計(jì)算時(shí)也不宜采用模態(tài)疊加法進(jìn)行求解，所以本文將采用Full 法（完全法）進(jìn)行空壓機(jī)振動(dòng)響應(yīng)分析。

由于主要關(guān)心空壓機(jī)在1 000 Hz內(nèi)的輻射噪聲特性，故在振動(dòng)響應(yīng)計(jì)算時(shí)設(shè)定求解最高頻率為1 000 Hz。求解得到空壓機(jī)在額定工況下的結(jié)構(gòu)振動(dòng)響應(yīng)。限于篇幅關(guān)系，只給出了部分計(jì)算結(jié)果，如圖3、圖4所示。

圖3 空壓機(jī)機(jī)腳處振動(dòng)加速度級(jí)頻譜

圖4 空壓機(jī)3級(jí)缸蓋處振動(dòng)加速度級(jí)頻譜

由上述計(jì)算結(jié)果可以看出：空壓機(jī)各節(jié)點(diǎn)的振動(dòng)響應(yīng)頻譜規(guī)律相似，其振動(dòng)主要集中在中低頻范圍內(nèi)，在170 Hz、345 Hz、515 Hz、665 Hz、840 Hz 等頻率處出現(xiàn)明顯的峰值，其中170 Hz、345 Hz、515 Hz、665 Hz、840 Hz分別約為空壓機(jī)在額定轉(zhuǎn)速下的倍頻，說明這些頻率下的峰值主要由空壓機(jī)內(nèi)部激勵(lì)引起，與旋轉(zhuǎn)機(jī)械的振動(dòng)規(guī)律相吻合。由模態(tài)分析結(jié)果可知，170 Hz與345 Hz基本與空壓機(jī)的固有頻率相重合，說明在這些頻率處空壓機(jī)被激起共振，從而所激起的能量較大?？傮w上，空壓機(jī)上方氣缸體振動(dòng)較為劇烈，曲軸箱振動(dòng)最小，這主要是因?yàn)榭諌簷C(jī)的機(jī)腳處施加了固定位移約束，限制了其3 個(gè)位移方向的自由度，所以曲軸箱的振動(dòng)加速度級(jí)整體較小?？諌簷C(jī)氣缸體振動(dòng)較大，其原因之一為空壓機(jī)上方氣缸體部分受力較大且復(fù)雜；另外，從空壓機(jī)結(jié)構(gòu)來看，這主要是因?yàn)槠渖戏街畏绞捷^弱，氣缸體結(jié)構(gòu)的整體剛度較為薄弱，容易被空壓機(jī)運(yùn)行過程中產(chǎn)生的力所激勵(lì)，從而被激起較大的能量。

為驗(yàn)證空壓機(jī)振動(dòng)響應(yīng)計(jì)算方法的正確性，提高計(jì)算結(jié)果精度，對(duì)空壓機(jī)在額定工況下的振動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行測(cè)試。

振動(dòng)測(cè)試系統(tǒng)包括加速度傳感器、LMS SCADAS III 采集前端及測(cè)試軟件Test. Lab。加速度傳感器采用4535-B-001 振動(dòng)傳感器，其靈敏度為100 mv/g；頻率范圍為0.3 Hz～10 kHz，工作范圍為-60℃～125℃。LMS SCADAS III具有16個(gè)麥克風(fēng)通道，16個(gè)智能振動(dòng)通道及兩個(gè)轉(zhuǎn)速跟蹤通道，每通道最高采集頻率為204.8 kHz，本文采樣頻率設(shè)定為25 600 Hz。依據(jù)全國(guó)船舶專業(yè)標(biāo)準(zhǔn)GJB763.4－1989《艦船噪聲限值和測(cè)量方法艦船設(shè)備結(jié)構(gòu)振動(dòng)加速度測(cè)量》和GJB4058－2000《艦船設(shè)備噪聲、振動(dòng)測(cè)量方法》在空壓機(jī)上布置測(cè)點(diǎn)。

空壓機(jī)的1級(jí)缸蓋附近振動(dòng)加速度級(jí)計(jì)算數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比如圖5所示。

由圖5可看出振動(dòng)加速度級(jí)的計(jì)算值與試驗(yàn)值隨頻率變化趨勢(shì)大體相似，部分頻率處的振動(dòng)幅值相近。計(jì)算結(jié)果基本能夠反映空壓機(jī)運(yùn)行過程中的主要振動(dòng)特性，可校驗(yàn)計(jì)算方法的合理性，同時(shí)也佐證了所建有限元?jiǎng)恿W(xué)模型的合理性，為下文聲輻射的計(jì)算提供了邊界條件。

圖5 空壓機(jī)1級(jí)缸蓋處振動(dòng)計(jì)算與測(cè)試的頻譜對(duì)比

3 空壓機(jī)結(jié)構(gòu)輻射噪聲計(jì)算分析

3.1 空壓機(jī)結(jié)構(gòu)聲學(xué)響應(yīng)分析

聲學(xué)邊界元模型的精度不受模型網(wǎng)格尺寸影響，主要取決于網(wǎng)格中的最小尺寸，當(dāng)聲學(xué)網(wǎng)格中最大單元尺寸小于最短波長(zhǎng)的1/6時(shí)，可得到較高的精度。本文分析最高頻率為1 000 Hz，考慮到求解資源和結(jié)果的準(zhǔn)確性，選取模型單元尺寸為35 mm，對(duì)整機(jī)的表面進(jìn)行網(wǎng)格劃分，根據(jù)GJB4058－2000，場(chǎng)點(diǎn)定義為與聲源基準(zhǔn)體中心相距1 m 的長(zhǎng)方體，模型底部施加對(duì)稱平面模擬地面，此對(duì)稱平面為剛性平面。所建空壓機(jī)聲學(xué)分析模型如圖6所示。

圖6 空壓機(jī)結(jié)構(gòu)聲學(xué)分析模型

將振動(dòng)響應(yīng)計(jì)算結(jié)果導(dǎo)入LMS Virtual.Lab中，并利用四節(jié)點(diǎn)插值算法映射至聲學(xué)邊界元模型相應(yīng)的節(jié)點(diǎn)上作為邊界條件，設(shè)置求解頻率范圍為20 Hz～1 000 Hz，求解頻率間隔為5 Hz，進(jìn)行空壓機(jī)輻射噪聲計(jì)算。

圖7 給出了不同頻率下由FEM/BEM 方法計(jì)算所得空壓機(jī)空間聲場(chǎng)的聲壓分布云圖。

圖7 不同頻率下的聲壓云圖

由圖7 空壓機(jī)空間場(chǎng)點(diǎn)聲壓分布云圖可知：整體上，空壓機(jī)底面、兩端軸承側(cè)和前后側(cè)面輻射聲場(chǎng)中具有較高聲壓級(jí)；另外，輻射聲場(chǎng)具有較為明顯的指向性，低頻時(shí)聲壓級(jí)瓣?duì)罘植驾^為明顯，隨著頻率的增加，不同聲壓值的點(diǎn)狀區(qū)域面積逐漸變小，整個(gè)聲場(chǎng)分布趨于均勻。

聲場(chǎng)中聲壓云圖主要反映聲輻射的空間分布情況，為了解聲場(chǎng)中噪聲的頻率分布情況，需進(jìn)行聲功率頻譜分析，以更精確確定空壓機(jī)輻射聲場(chǎng)中突出的頻率成分，從聲學(xué)響應(yīng)的角度確定聲場(chǎng)的主要影響頻率。圖8 至圖9 所示為空壓機(jī)結(jié)構(gòu)輻射噪聲聲功率級(jí)及聲輻射效率的頻譜。

圖8 空壓機(jī)輻射聲功率級(jí)頻譜

圖9 空壓機(jī)聲輻射效率

從圖8 至圖9 所示空壓機(jī)結(jié)構(gòu)輻射噪聲聲功率級(jí)及聲輻射效率變化規(guī)律可以看出：空壓機(jī)輻射噪聲水平在360 Hz 以及770 Hz～840 Hz 頻率附近較高；隨著頻率的增高，空壓機(jī)聲輻射效率基本上呈現(xiàn)增高的趨勢(shì)。由空壓機(jī)結(jié)構(gòu)模態(tài)及振動(dòng)響應(yīng)分析結(jié)果可知：345 Hz 附近頻率與空壓機(jī)的模態(tài)固有頻率相重合，空壓機(jī)因此而被激起共振，其結(jié)構(gòu)振動(dòng)較為強(qiáng)烈，可能會(huì)導(dǎo)致在該頻率附近產(chǎn)生的較大輻射噪聲（還與聲輻射效率有關(guān)），但空壓機(jī)在345 Hz頻率處的聲輻射效率（0.05）遠(yuǎn)小于空壓機(jī)在360 Hz處的聲輻射效率（0.13），所以即使空壓機(jī)在360 Hz 頻率處的振動(dòng)響應(yīng)比345 Hz頻率處的振動(dòng)響應(yīng)稍小，但在360 Hz頻率也會(huì)產(chǎn)生較大的輻射噪聲。而在770 Hz、810 Hz 以及840 Hz 頻率附近，主要由于空壓機(jī)的聲輻射效率較高，該頻率下空壓機(jī)振動(dòng)-聲輻射系統(tǒng)中輻射噪聲的能力較強(qiáng)，因此產(chǎn)生的輻射噪聲也較大。

3.2 空壓機(jī)結(jié)構(gòu)面板聲學(xué)分析

為確定空壓機(jī)結(jié)構(gòu)的主要輻射噪聲源，以便有針對(duì)性地改善其結(jié)構(gòu)輻射噪聲，應(yīng)求出各板件的聲學(xué)貢獻(xiàn)量，確定對(duì)噪聲峰值貢獻(xiàn)突出的板件，以對(duì)其進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化改進(jìn)，降低空壓機(jī)結(jié)構(gòu)輻射噪聲水平。根據(jù)空壓機(jī)自身結(jié)構(gòu)組成特點(diǎn)，本文在空壓機(jī)邊界元模型中劃分62個(gè)不同的面板區(qū)域。

面板聲壓貢獻(xiàn)量的研究主要集中在面板對(duì)聲場(chǎng)中某個(gè)或某幾個(gè)場(chǎng)點(diǎn)聲壓貢獻(xiàn)量的分析，但所選取的場(chǎng)點(diǎn)并不能完全體現(xiàn)整個(gè)聲場(chǎng)的輻射噪聲特性，難以滿足空壓機(jī)的降噪要求。聲功率可以更全面反映結(jié)構(gòu)的噪聲輻射貢獻(xiàn)量，因此本文從面板聲功率級(jí)貢獻(xiàn)量的角度，利用ATV 法[14]分析空壓機(jī)結(jié)構(gòu)噪聲的主要輻射部位，部分計(jì)算結(jié)果如圖10 至圖11所示。

圖10 空壓機(jī)面板聲功率貢獻(xiàn)

圖11 空壓機(jī)面板聲功率貢獻(xiàn)

由360 Hz 下面板的聲功率貢獻(xiàn)圖可知，面板22、39、34、35、45 的聲功率貢獻(xiàn)量較大，面板幅值由大到小排列為22、39、45、34、35，即面板聲學(xué)貢獻(xiàn)量由大到小為1-B級(jí)油水分離器外殼、1-C級(jí)氣缸體上表面、2 級(jí)氣缸體上表面、1-B 級(jí)氣缸體端面、1-B 級(jí)氣缸體底面。由770 Hz 下面板的聲功率貢獻(xiàn)圖可知，面板1、4、6、30、48的聲功率貢獻(xiàn)量較大，面板幅值由大到小排列為48、30、6、4、1，即面板聲學(xué)貢獻(xiàn)量由大到小為2級(jí)氣缸體端面、1.1級(jí)氣缸體端面、曲軸箱右下方側(cè)面、曲軸箱左下方側(cè)面、曲軸箱底面。

由810 Hz 下面板的聲功率貢獻(xiàn)圖可知，面板30、42、47、48、53 的聲功率貢獻(xiàn)量較大，面板幅值由大到小排列為42、53、30、47、48，即面板聲學(xué)貢獻(xiàn)量由大到小為1-C級(jí)氣缸體端面、3級(jí)氣缸體端面、1-A級(jí)氣缸體端面、2 級(jí)氣缸體端面、2 級(jí)氣缸體底面。由840 Hz下面板的聲功率級(jí)貢獻(xiàn)圖可以觀察到，面板39、41、42、47、53的聲功率貢獻(xiàn)量較大，面板幅值由大到小排列為41、39、42、53、47，即面板聲學(xué)貢獻(xiàn)量由大到小為1-C級(jí)氣缸體底面、1-C級(jí)氣缸體上表面、1-C 級(jí)氣缸體端面、3 級(jí)氣缸體端面、2 級(jí)氣缸體底面。

為了更直觀地表征上述面板聲功率級(jí)貢獻(xiàn)分析結(jié)果，將其整理排序如表2所示。

表2 不同頻率下面板聲功率級(jí)貢獻(xiàn)量/dB

從表2中不同頻率下面板聲功率級(jí)貢獻(xiàn)量可以看出，面板22、30、39、41、42、48、53（1-B級(jí)油水分離器外殼、1-A級(jí)氣缸體端面、1-C級(jí)氣缸體上表面、1-C 級(jí)氣缸體底面、1-C 級(jí)氣缸體端面、2 級(jí)氣缸體端面、3級(jí)氣缸體端面）對(duì)空壓機(jī)輻射噪聲水平影響比較大?？諌簷C(jī)上方結(jié)構(gòu)的支撐較弱，同時(shí)氣缸體端面及底部結(jié)構(gòu)比較薄弱、剛度小，容易引起振動(dòng)進(jìn)而產(chǎn)生較大的輻射噪聲。

4 結(jié)語(yǔ)

本文基于FEM/BEM方法建立船用空壓機(jī)振動(dòng)噪聲分析模型并進(jìn)行計(jì)算，揭示了空壓機(jī)的振動(dòng)聲輻射特性，主要得到如下結(jié)論：

（1）采用有限元與邊界元相結(jié)合的方法，計(jì)算分析空壓機(jī)結(jié)構(gòu)輻射噪聲特性，研究表明：空壓機(jī)結(jié)構(gòu)輻射噪聲水平在360 Hz 以及770 Hz～840 Hz 附近較高，與其結(jié)構(gòu)振動(dòng)特性及聲輻射效率有密切關(guān)系。

（2）通過空壓機(jī)空間聲場(chǎng)分布分析得出：空壓機(jī)底面、兩端軸承側(cè)和前后側(cè)面輻射聲場(chǎng)中具有較高聲壓級(jí)；此外，輻射聲場(chǎng)具有較為明顯的指向性，低頻時(shí)聲壓級(jí)瓣?duì)罘植驾^為明顯，隨著頻率的增加，不同聲壓值的點(diǎn)狀區(qū)域面積逐漸變小，整個(gè)聲場(chǎng)分布較為均勻。

（3）基于聲學(xué)傳遞向量法分析了空壓機(jī)面板聲學(xué)特性，分析結(jié)果表明：1-B級(jí)油水分離器外殼、1-A級(jí)氣缸體端面、1-C 級(jí)氣缸體上表面、1-C 級(jí)氣缸體底面、1-C 級(jí)氣缸體端面、2 級(jí)氣缸體端面、3 級(jí)氣缸體端面對(duì)其輻射噪聲水平影響比較大，在進(jìn)行低噪聲設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)予以重點(diǎn)考慮。