压缩机消声器的声学性能仿真分析及改进

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压缩机消声器的声学性能仿真分析及改进

d.

Keywords:pressor;dischargemuffler;acousticperformance;SYSNOISE

收稿日期:2024-08-20修回日期:2024-09-01

简介:杨胜梅(1972),女,江苏无锡人,硕士讨论生,讨论方向为振动噪声掌握,(E-mail)shengmEI.yang@jci.

0引言

某型号大冷量压缩机组(以下简称机组)的50Hz消声器是对其60Hz消声器结构进行修改得到的,消声性能较好,故对该型号小冷量机组的60Hz消声器结构稍作修改,得到50Hz消声器.然而,测试结果却表明该小冷量机组在50Hz电源下运行时,在主消频带上直接采纳60Hz消声器消声性能反而更好.因此,应用SYSNOISE创建消声器的声学模型并结合试验数据分析此问题.

1声学仿真分析模型

1.1声波分解理论

通常用如下指标评价消声器性能.(1)声级差(LevelDifference,LD):指安装消声器前后在某个固定点测试得到的声压级差.很简单通过测试得到LD,但对消声器初期设计的参考作用不大.(2)插入损失(InsertionLoss,IL):描述安装消声器前后系统辐射声波功率之差.IL对于评价消声器的性能特别有用,但较难在设计阶段进行计算,由于它不仅与消声器几何结构有关,还与系统中声源辐射特性和消声器出口阻抗有关.(3)传递损失(TransmissionLost,TL):指消声器入射声功率级与出口透射声功率级之差.TL仅与消声器本身的结构有关.评估此指标时采纳的是比较抱负的边界条件(见图1).因此,用TL作为消声器设计阶段声学性能的评估指标.

图1抗性消声器声学分析模型

常用的确定消声器TL的方法为:基于声波分解理论从消声器入口管内声场能量中分别出入射声波能量,假设消声器出口管是消声终端,这样出口管中仅含透射声波,故用式(1)可计算得到该消声器的TL.TL=10lgWiWt(1)式中:Wi为入射声功率;Wt为透射声功率.一维声波在管中传播时,遇到

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阻抗变化时就会产生反射,在入射管中产生驻波.可以用声波分解理论将入射管中声波能量分解为入射声波能量和反射声波能量.入射声波自功率谱为Saa=S11+S22-2C12coskx12+2Q12sinkx124sin2kx12(2)式中:S11和S22分别为图1中测点1和2处总声压的自功率谱;C12和Q12为测点1与2之间互谱的实部和虚部;k为波数;x12为测点1与2之间的距离.

于是,入射波的RMS幅值Pi,Wi和Wt可用式(3)~(5)计算得到.Pi=Saa(3)

Wi=P2icSi(4)

Wt=P2tcS0(5)式中:c为流体密度与声速的乘积;Si和S0分别为消声器入口管和出口管的截面积,消声器的TL可以用式(6)计算.vTL=20lgPiPt+10lgSiS0(6)1.2声学分析模型的创建

采纳间接边界元法建立的消声器声学分析模型见图1.为对声学模型和分析方法进行验证确认,选择经典的、已有试验数据的两个消声器结构作为样本,进行如下的分析对比.

1.2.1简洁消声器

简洁消声器含有1个膨胀室,它是构成消声器的基本声学单元.图2为肯塔基高校对该消声器做的试验和仿真数据,如图2中的尺寸,图3为该消声器的声学边界元模型,图4为本文计算的TL数据.可以看出用SYSNOISE计算得到的TL数据与肯塔基高校的试验数据的全都性很好,这说明本文所采纳的声学模型及分析方法正确合理.

图2肯塔基高校的简洁消声器试验及仿真数据

图3简洁消声器的声学边界元模型

图4用户SYSNOISE计算得到的简洁消声器的TL数据

1.2.2简单消声器模型

如图5中的尺寸,该消声器在膨胀室中含有内插管,其边界元模型见图6.肯塔基高校关于该消声器的试验和仿真数据列于图5中,图7为本文计算得到的该消声器的TL数据.这些数据表明,对于简单消声器,本文的仿真数据与肯塔基高校的数据全都性很好,说明所用声学模型及分析方法合理.图5肯塔基高校的试验及仿真数据

图6简单消声器的边界元模型

图7SYSNOISE计算得到的简单消声器的TL数据

1.3某型号压缩机组的

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消声器模型

采纳上述方法创建实际消声器的模型.图8是安装在消声器出口处的单向阀结构,图9是位于消声器入口处的排气通道.该消声器的声学分析模型包含整个排气通道和出口处的单向阀内截面,模型详细尺寸见图10和11.

图8单向阀的结构图9内排气通道

图10小冷量机组的消声器分析模型尺寸图11大冷量机组的消声器分析模型尺寸

2仿真数据及分析

2.1小冷量机组的50Hz消声器论文联盟.LWlm.

某型号小冷量机组的50Hz消声器(以下称消声器A1)是基于其对应的60Hz消声器(以下称消声器A2)结构稍作修改得到的.采纳这种方法的缘由是,该型号大冷量机组所用的50Hz消声器(以下称消声器B1)性能较好,而消声器B1正是从其对应的60Hz消声器(以下称消声器B2)修改而得到的.但是,测试结果却表明,该型号小冷量机组在50Hz电源下运行时,在主消频带上采纳消声器A2反而比采纳消声器A1消声性能好.声学模拟数据见图12.从测试数据(图13)看,在50Hz电源下,该机组噪声能量集中在特征频率589Hz上,而在该频率上消声器A2比消声器A1的性能好.

论文联盟*编辑。图12消声器A1和A2的仿真分析数据

图13被测试机组的特征频率

为便于比较分析,对消声器B1和B2也做声学分析,相关数据见图14.在特征频率593Hz(见图15)上,消声器B1比消声器B2的性能好得多.同样的修改方法,但结果却有如此差异,因此对此问题进行进一步的分析探究,具体数据如下文所述.图14消声器B1和消声器B2的声学分析数据

图15大冷量机组测试时的特征频率

2.2消声器入口处排气通道长度的影响

将消声器A1和A2入口处排气通道长度改为与消声器B1的等长,并进行声学分析,相关数据见图16.可见通道长度有一些影响,但不是两种消声器性能差异的主要缘由.

图16修改通道长度的消声器A1和A2的性能比较

2.3安装位置的影响

在单向阀与消声器的排气出口之间有1个分隔器,消声器A1和A2

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所用的分隔器长度相同,消声器B1和B2所用的分隔器长度相同,但A类与B类消声器的分隔器长度不同,膨胀室长度相同,因此消声器A1和A2与消声器B1和B2的膨胀室安装位置不同.消声器A1配B1的分隔器,并进行声学分析,相关数据见图17.可见消声器A1配B1的分隔器后性能反而会变差,明显这也不是两种消声器性能差异的主要缘由.

图17消声器A1配B1的分隔器后的声学分析数据

2.4通道中不含消声器的状况

排气通道包含1个膨胀室,它可能也有部分消声功能.去掉消声器(膨胀室中的内插件)前后,在主消频带上排气通道的声学分析结果对比见图18和19.

图18含有和不含有消声器A1的排气通道的声学分析数据

图19含有和不含有消声器B1的排气通道的声学分析数据

从上述分析数据可以看出,原消声器A1的性能不如消声器B1,但其结构就是从消声器B1连续而来,因此必定存在某个关键影响因素.下文对消声器结构中的加强筋板的影响进行探讨.

2.5加强筋板的影响

考虑结构的整体刚度,消声器A1,A2,B1和B2均设置有加强筋板.本文尝试去除消声器A1的加强筋板,看其是否对消声器的性能有影响.去掉加强筋板前后的分析数据见图20.

图20不同结构消声器A1在其主消频带上的TL

2.5.1消声器A1和消声器A2

图20显示,将加强筋板去掉后,消声器A1在主消频带上的性能得到改善.假如再在50Hz电源下运行,消声器A1的消声效果会比消声器A2的好得多,见图21.因此,可以考虑通过转变消声器本身的材料来提高消声器结构刚度,建议将消声器A原来的铸铝件改为钢质焊接件.图21在50Hz电源下消声器A1和

A2在主消频带上的TL

2.6压力损失对比

应用FLUENT软件计算马赫数Ma=0.06时消声器A1去除加强筋板前后的压力损失,分别为9.3kPa和8.5kPa.消声器A1去除加强筋板后,压力损失比原消声器低0.8kPa,这对机组的性能有益,同时经过消声器前后的流体分布不存在明显涡流.

3验证试验

接50Hz的电源,在同样运行条件下,待测机组分别

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在不装压缩机排气消声器、装消声器A1和去掉加强筋板后的消声器A1(钢质焊接件)的状况下,测试整个机组的噪声数据,以对整个机组噪声衰减的贡献量来评价消声器的消声效果.从图22可看出,改进后的消声器A1,在其主消频带630Hz上的消声量比改进前提高2.5dB,该结果与消声器A仿真分析改进的结果趋势全都(机组制冷性能数据基本没变,0.8kPa的压力损失降低对机组整机制冷性能的改善不明显).在今后的产品开发中,可以应用本文的仿真分析方法进行抗性消声器的设计评价及结构优化.

图22消声器对整机噪声的消声效果

4结论及建议

消声器A1的仿真数据与试验数据全都性很好,在机组实际的特征频率上,消声器A2的消声性能的确优于消声器A1;加强筋板去掉后,消声器A1的性能得到明显改善,而且压力损失比原消声器低0.8kPa,经过消声器前后的流体分布不存在明显涡流.在50Hz电源下运行,改进后的消声器A1使得机组整机的噪声在其主消频带上的消声量比改进前提高2.5dB.建议取消消声器A1的加强筋板,通过转变消声器本身的材料来提高消声器结构的刚度,将原来的铸铝件改为钢质焊接件.

本文采纳的声学模型及分析方法是合理的,今后的产品开发中,可以应用该方法进行螺杆压缩机内部类似消声器的设计评价及结构优化.

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