Page 36 - 《应用声学》2020年第2期

194 2020 年 3 月

2.2 风扇周向声模态 表 2 双均布测点周向模态识别结果
实验采用图 3所示的圆形均布传声器阵列对风 Table 2 Mode decomposition result by
扇进出口周向声模态进行测量，利用式 (8) 分解得 double-uniform sampling points
到模态幅值，如图 6 所示。以风扇进风口一阶 BPF
进风口 出风口
为例，18 测点和 8 测点分解的模态幅值分布相互对
应，图中红色箭头标示出幅值最高的两个模态分 1BPF 2BPF 3BPF 1BPF 2BPF 3BPF
别为 −1 和3 模态，其中 −1 模态幅值超出其他模态 −1、3 −1、2 −2、−1 −1、0 2、0 2、−2
10 dB以上，3模态幅值超出3 dB以上。根据式(10)，
可以确定风扇进口一阶 BPF下的主要模态即为 −1 3 基于管道模态截止的风扇降噪
和3，不存在高阶模态的混叠效应。通过同样的分解
方法，得到前三阶BPF的进出口周向声模态识别结 根据管道声学理论，当声波频率低于截止频率
c
果，如表 2 所示。风扇主要周向声模态为低阶模态， f mn ，轴向波数为虚数，传播因子变成 e (jωt−|k x x|) ，
此时声压幅值随距离呈指数衰减，对于有均匀流动
进出口主要模态不完全一致，且不完全符合式 (2)
所计算的模态。这表明决定风扇主要声模态的叶片 的圆管，截止频率会下降 [7] 。将截止条件代入周向
非定常气动力不仅仅来自于动静干涉作用，还受到 相速度计算式并转化为周向相位马赫数，可以得出
诸如图 1 中进口不均匀等风扇结构特征的影响。因 简正波 (m, n) 在管道内壁圆周上必须以大于声速
此，准确测量散热风扇进出口周向声模态是基于管 的速度旋转才能沿轴向传播，由式 (3) 可知，对于动
道模态截止方法实现降噪的重要前置条件。 静干涉产生的周向声模态，在半径为 R 的管道传播
条件为
90

1BPF P

80 ΩR/c > 1 − λB , (12)

70 式 (12) 称为风扇噪声的截止条件 [7] ，也可称为风扇
SPL/dB 60 的管道模态截止条件。

50 如 2.1 节所述，离散单音噪声是散热风扇主要
的气动噪声来源，因此可以通过管道模态截止方法，
40 将对应BPF及其谐波处的主要模态进行衰减，从而
降低散热风扇的总声压级。根据风扇进口导流罩外
30
-8 -6 -4 -2 0 2 4 6 8
径大小，在风扇进风或出风口安装一段圆形短管道，
വগऀ஝ m
(a) 18 ฾ག 如图 7(a) 所示。根据式 (12)，计算得到前三阶 BPF
下理论的管道传播周向声模态数满足 |m| < λ，即
90
1BPF
仅有小于谐波数 λ 的模态可以传出管道。前三阶
80
BPF下处于截止边缘的三个模态波 (径向模态数为
70 0) 的传播因子 e (jωt−|k x x|) 随管道长度的衰减曲线
SPL/dB 60 如图 7(b) 所示，这些模态刚好被截止且衰减最慢，

50 即便如此，管道长度 2 ∼ 3 cm 也足以使模态幅值衰
减一半以上。
40
实验选取了 5 个不同长度管道，短管长度分别
30 为2 cm、4 cm、6 cm、8 cm和10 cm，分别安装在风扇
-3 -2 -1 0 1 2 3
进风和出风口，测量得到散热风扇的远场噪声分布，
വগऀ஝ m
(b) 8 ฾ག 如图8所示。出风口安装管道后整体噪声增大，而进
图 6 进风口一阶 BPF 噪声模态幅值 风口安装管道的降噪效果则与管道长度有关，2 cm、
Fig. 6 Mode amplitude of noise at 1BPF on the 4 cm、6 cm 管道下远场1 m处平均总声压级分别为
inlet side 70.8 dB(A)、73.1 dB(A)和74.2 dB(A)，相比原型风