酈志俊　朱茂桃　王寬　張鵬飛

摘 要：采用計(jì)算流體力學(xué)（Computational Fluid Dynamics，CFD）和計(jì)算氣動聲學(xué)（Computational Aeroacoustics，CAA）分步耦合方法對汽車前端冷卻模塊氣動噪聲進(jìn)行數(shù)值分析。將換熱器部件等效為多孔介質(zhì)，利用大渦模擬（Large Eddy Simulation，LES）捕捉冷卻模塊聲源信息。利用聲學(xué)邊界元法（Acoustic Boundary Element Method，BEM）計(jì)算氣動噪聲，并將計(jì)算結(jié)果和噪聲試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比。結(jié)果表明，冷卻模塊空間聲場低頻段軸向偶極特征明顯；離散噪聲突出而寬頻噪聲相對較小；場點(diǎn)總聲壓級隨轉(zhuǎn)速的增大而增加；出風(fēng)口場點(diǎn)總聲壓級較進(jìn)風(fēng)口大；增加等效聲源數(shù)量可提高氣動噪聲的數(shù)值預(yù)測精度。計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，說明CFD和CAA分步耦合方法可為冷卻模塊低噪聲設(shè)計(jì)提供理論指導(dǎo)。

關(guān)鍵詞：冷卻模塊；氣動噪聲；多孔介質(zhì)；旋轉(zhuǎn)偶極子；聲學(xué)邊界元法

中圖分類號：U464.138文獻(xiàn)標(biāo)文獻(xiàn)標(biāo)識碼：A文獻(xiàn)標(biāo)DOI：10.3969/j.issn.2095-1469.2015.06.11

Abstract：Numerical analysis of aerodynamic noise was conducted for an automotive front-end cooling module based on a CFD and CAA hybrid method. Heat exchangers behave like an equivalent porous medium. the large eddy simulation （LES） was utilized to obtain the characteristics of the aeroacoustic source. The acoustic boundary element method （BEM） was implemented to compute the aeroacoustic field. Finally， the comparison between predicted and measured values demonstrates that the acoustic response has a strong dipole characteristic at low frequency. Tonal noise is prominent while broadband noise is relatively lower. The total sound pressure levels at measuring points increase with rotational speed. The sound pressure level at outlet is higher than inlet. The prediction accuracy is improved by increasing the number of equivalent acoustic sources. The CFD and CAA hybrid method is applicable to the design of low-noise automotive front-end cooling module.

Key words：cooling module； aerodynamic noise； porous medium； rotating dipole； acoustic boundary element method

汽車前端冷卻模塊作為汽車熱管理系統(tǒng)的重要組成部分，是汽車的主要噪聲源之一。隨著汽車駕駛員和乘員對聲舒適性要求的不斷提高及相關(guān)汽車噪聲標(biāo)準(zhǔn)法規(guī)的日趨嚴(yán)格，開發(fā)低噪聲汽車前端冷卻模塊具有重要意義。汽車前端冷卻模塊由中冷器、冷凝器、散熱器等換熱器部件和冷卻風(fēng)扇模塊化集成而成，示意圖如圖1所示。

氣動噪聲是汽車前端冷卻模塊噪聲的主要部分，其產(chǎn)生和傳播與冷卻模塊外部復(fù)雜流動密切相關(guān)。在冷卻模塊流場分析方面，Puntigam等人[1]對汽車?yán)鋮s模塊流場特性進(jìn)行數(shù)值研究，驗(yàn)證冷卻模塊流場仿真的可靠性。Stroh等人[2]采用1D/3D聯(lián)合仿真技術(shù)，建立冷卻模塊CFD模型分析模型，分析冷卻模塊的外流場特性。董軍啟等人[3]對冷卻模塊各散熱元件進(jìn)行流場數(shù)值仿真及試驗(yàn)驗(yàn)證。劉佳鑫等人[4]在CFD虛擬風(fēng)洞中對車輛散熱器模塊空氣流場特征進(jìn)行分析及試驗(yàn)驗(yàn)證。

在冷卻模塊聲場分析方面，Becher等人[5]利用FW-H模型預(yù)測汽車?yán)鋮s風(fēng)扇的遠(yuǎn)場聲傳播特性。Yoshida等人[6]利用CFD方法分析冷卻風(fēng)扇的離散噪聲并進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。耿麗珍等人[7]根據(jù)風(fēng)扇臺架試驗(yàn)條件應(yīng)用CFD聲學(xué)模塊計(jì)算冷卻風(fēng)扇單體氣動噪聲。上官文斌等人[8]利用CFD和正交試驗(yàn)方法優(yōu)化冷卻風(fēng)扇造型參數(shù)以降低氣動噪聲。肖紅林

等人[9]采用RANS方法和LES方法研究冷卻風(fēng)扇葉型參數(shù)與氣動噪聲的內(nèi)在聯(lián)系。但以往大多數(shù)氣動噪聲研究都集中于冷卻風(fēng)扇單體，忽略了實(shí)際工況下?lián)Q熱器、風(fēng)扇支架等部件對氣動噪聲的影響。

本文建立包括換熱器部件、風(fēng)扇支架在內(nèi)的汽車前端冷卻模塊模型，采用LES對冷卻模塊流場進(jìn)行非定常計(jì)算捕捉聲源信息。利用BEM對冷卻模塊氣動噪聲進(jìn)行預(yù)測，分析聲場空間及場點(diǎn)聲學(xué)特性。最后將預(yù)測結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，驗(yàn)證CFD/CAA分步耦合方法的準(zhǔn)確性。

1 流場數(shù)值計(jì)算與分析

1.1 流場計(jì)算理論模型

流場定常計(jì)算湍流模型采用RNG k-ε兩方程模型。將定常計(jì)算結(jié)果作為初場，采用基于動力Smagorinsky亞格子應(yīng)力模型的LES進(jìn)行非定常計(jì)算[10]。為封閉過濾后的Navier-Stokes方程，采用亞網(wǎng)格模型對亞網(wǎng)格應(yīng)力進(jìn)行簡化，其中瞬時(shí)變量函數(shù)的過濾可定義為

1.2 流場計(jì)算模型建立

合理的冷卻模塊流場計(jì)算模型是氣動噪聲數(shù)值分析的基礎(chǔ)。在保留幾何特征的前提下，在ANSYS CFX中建立包括風(fēng)扇單體和風(fēng)扇支架的7葉片等節(jié)距吸風(fēng)式冷卻風(fēng)扇簡化模型，以及忽略換熱管道、換熱芯部、進(jìn)出水室等局部結(jié)構(gòu)的中冷器、冷凝器和散熱器簡化模型。簡化后的冷卻模塊模型如圖2所示。

利用多孔介質(zhì)模型描述換熱器部件空氣阻力特征[4]。根據(jù)廠商提供的換熱器部件速度與壓力降試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合得到多孔介質(zhì)模型參數(shù)，見表1。

建立緊貼冷卻風(fēng)扇的圓柱包絡(luò)體旋轉(zhuǎn)流域，在外部建立長方體空氣流域作為靜態(tài)流域。將靜態(tài)流體域入口和出口位置設(shè)置在風(fēng)扇軸向上距離冷卻風(fēng)扇前后1 000 mm處，從而防止壓力在邊界處產(chǎn)生突變。流場計(jì)算域模型如圖3所示。

利用ICEM CFD對計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格劃分。在旋轉(zhuǎn)流體域，對葉片表面附近采用膨脹層網(wǎng)格并進(jìn)行加密處理。在旋轉(zhuǎn)流體域的其余部分先采用棱柱網(wǎng)格進(jìn)行過渡，再采用適應(yīng)性較強(qiáng)的四面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分。在靜態(tài)流體域的過渡區(qū)域采用四面體網(wǎng)格劃分。對多孔介質(zhì)及前后靜態(tài)流體域進(jìn)行六面體網(wǎng)格劃分。冷卻模塊流場網(wǎng)格模型如圖4所示。

流場計(jì)算域流體屬性設(shè)為不可壓縮25 ℃空氣。入口邊界條件設(shè)為靜壓為0 Pa的壓力入口邊界，出口邊界條件設(shè)為靜壓為0 Pa的壓力出口邊界。計(jì)算模型靜態(tài)流體域的壁面設(shè)定為無滑移壁面，壁面區(qū)采用自動壁面函數(shù)。設(shè)置3組冷卻模塊工況條件，計(jì)算不同工況下的流場情況，見表2。

1.3 流場計(jì)算結(jié)果分析

首先進(jìn)行流場定常計(jì)算，并將標(biāo)準(zhǔn)風(fēng)量計(jì)算結(jié)果與流量試驗(yàn)結(jié)果對比，見表3。可以看出流量隨工作電壓和轉(zhuǎn)速的增加而增加，計(jì)算流量和試驗(yàn)流量趨勢一致，相對誤差在5%以內(nèi)，驗(yàn)證了CFD模型的可靠性。

圖5為工況2下冷卻模塊流場不同橫向截面速度分布圖。可以看出，換熱器部件明顯使流場更加復(fù)雜且不均勻性增強(qiáng)，為準(zhǔn)確預(yù)測冷卻模塊整體氣動噪聲必須考慮多孔介質(zhì)對流場的影響。

將定常計(jì)算結(jié)果作為初場進(jìn)行非定常計(jì)算。時(shí)間步長設(shè)置為2E-4s，根據(jù)奈奎斯特采樣定律，最大分析頻率為2 500 Hz。當(dāng)流場變化呈現(xiàn)出明顯的周期性穩(wěn)定狀態(tài)后，輸出葉片表面壓力時(shí)域脈動作為氣動聲源信息。

2 聲場數(shù)值計(jì)算與分析

2.1 聲場計(jì)算理論模型

由于冷卻風(fēng)扇是冷卻模塊中最主要的運(yùn)動部件，冷卻模塊流場中任何壓力的變化都是由于風(fēng)扇旋轉(zhuǎn)引起的，因此冷卻模塊的主要?dú)鈩釉肼曉礊闅怏w與風(fēng)扇旋轉(zhuǎn)使葉片相互作用形成的旋轉(zhuǎn)偶極子源，其聲輻射可根據(jù)Lowson公式求解[11]。轉(zhuǎn)子在入口的轉(zhuǎn)子-定子配置，mBΩ頻率處葉片的軸向和切向輻射聲壓為

式（8）和式（9）中，m為諧波數(shù)；B為轉(zhuǎn)子葉片數(shù)；Ω為轉(zhuǎn)速，r/min；R為觀測點(diǎn)距風(fēng)扇中心的距離，m；c0為聲速，m/s；F（τ）為葉片邊緣總壓力的傅里葉級數(shù)；M為旋轉(zhuǎn)馬赫數(shù)；V為定子葉片數(shù)；θ、φ、γ定義如圖6所示。

2.2 聲場計(jì)算模型建立

首先將CFD計(jì)算得到的葉片表面壓力時(shí)域脈動信息導(dǎo)入到LMS Virtual. Lab中，基于聲類比理論等效為旋轉(zhuǎn)偶極子聲源。當(dāng)葉片尺寸遠(yuǎn)小于波長時(shí)，單個(gè)扇聲源點(diǎn)可以表征葉片表面壓力脈動的激勵作用；當(dāng)葉片尺寸較大時(shí)，則需要將葉片劃分成多個(gè)部分，在每個(gè)部分上分別定義載荷矢量和作用點(diǎn)，從而得到一系列旋轉(zhuǎn)偶極子聲源形成的點(diǎn)云。為探究等效聲源數(shù)量對冷卻模塊氣動噪聲預(yù)測精度的影響，采取粗糙、中等和精細(xì)三種等效聲源方案，見表4。

建立風(fēng)架導(dǎo)風(fēng)圈面網(wǎng)格作為聲學(xué)硬邊界條件，并進(jìn)行聲學(xué)網(wǎng)格前處理，忽略換熱器部件吸聲作用。以冷卻風(fēng)扇中心點(diǎn)為球心，建立半徑R=1 m的球狀空間聲響應(yīng)場。定義聲場計(jì)算介質(zhì)為空氣。在冷卻風(fēng)扇水平軸線前后1 m處分別設(shè)置進(jìn)風(fēng)口場點(diǎn)A和出風(fēng)口場點(diǎn)B。聲場數(shù)值計(jì)算模型如圖7所示。

2.3 聲場計(jì)算結(jié)果分析

對三種工況，三種聲源等效方案的冷卻模塊氣動聲場進(jìn)行求解。以額定工況為例，由等效聲源方案3計(jì)算得出的空間聲場聲壓分布云圖如圖8所示。從圖中可直觀地看出，1階和2階葉頻的聲場聲壓分布規(guī)律類似，沿軸向呈現(xiàn)空間“∞”型，軸向偶極特征明顯，聲輻射能量相對集中。3階和4階葉頻的聲場聲壓分布規(guī)律類似，沿軸向仍呈現(xiàn)空間“∞”型，但發(fā)生一定的偏轉(zhuǎn)。5階和6階葉頻的聲場軸向特性減弱并發(fā)生偏轉(zhuǎn)，聲輻射能量較為分散。

為驗(yàn)證聲場計(jì)算的準(zhǔn)確性，根據(jù)汽車散熱器電動風(fēng)扇技術(shù)條件[12]在半消音室中采用丹麥B&K PULSE測試系統(tǒng)進(jìn)行冷卻模塊噪聲試驗(yàn)。設(shè)置與數(shù)值計(jì)算場點(diǎn)位置一致的測點(diǎn)A、B。試驗(yàn)環(huán)境如圖9所示。

采用快速傅里葉變換和A計(jì)權(quán)聲壓級轉(zhuǎn)換得到進(jìn)、出風(fēng)口場點(diǎn)A、B處的聲壓級頻率響應(yīng)函數(shù)。三種工況三種聲源等效方案的進(jìn)、出風(fēng)口場點(diǎn)A、B的聲壓級頻譜計(jì)算值與試驗(yàn)值對比如圖10所示。可以看出總體上計(jì)算得出的聲壓級頻譜與試驗(yàn)聲壓級頻譜一致，為包含寬頻成分和離散成分的復(fù)合譜。計(jì)算與試驗(yàn)寬頻噪聲都隨著頻率的升高先增大再保持穩(wěn)定，而離散噪聲在1階至10階葉頻處都存在較為突出的尖峰，最大聲壓級都出現(xiàn)在2階葉頻處，在1階葉頻、3階葉頻次之，是冷卻模塊總噪聲貢獻(xiàn)量上的主要影響階次，而其余葉頻諧波處離散噪聲大小具有較強(qiáng)的波動性。進(jìn)風(fēng)口場點(diǎn)的聲壓級頻譜計(jì)算值整體比出風(fēng)口低，說明旋轉(zhuǎn)偶極子聲源對進(jìn)風(fēng)口場點(diǎn)的影響小于對出風(fēng)口的影響。等效聲源方案3更加接近聲壓級頻譜試驗(yàn)結(jié)果，說明等效聲源數(shù)量的增加提高了氣動噪聲的數(shù)值預(yù)測精度。

由于氣動聲源發(fā)聲包含不同頻率的成分，不同頻率的聲波不會發(fā)聲干涉，可利用能量相加法則對聲壓級進(jìn)行疊加，依據(jù)式（10）計(jì)算進(jìn)、出風(fēng)口測點(diǎn)處的總聲壓級：

。

式中，LPi為第i個(gè)頻程的聲壓級，dB。表5為進(jìn)、出風(fēng)口場點(diǎn)A、B總聲壓級計(jì)算值與試驗(yàn)值對比，可以看出，場點(diǎn)總聲壓級隨轉(zhuǎn)速提高而增大，出風(fēng)口場點(diǎn)總聲壓級比進(jìn)風(fēng)口大。三種等效聲源方案的計(jì)算值整體偏小，方案1的平均相對誤差為-10.6%，方案2為-5.6%，方案3為-2.2%。方案3計(jì)算值更加接近試驗(yàn)值，說明等效聲源數(shù)量的增加使氣動噪聲的數(shù)值預(yù)測精度提高。

場點(diǎn)聲壓級頻譜和總聲壓級計(jì)算值較試驗(yàn)值偏小，造成誤差的主要原因可歸結(jié)為以下三點(diǎn)：（1）計(jì)算

聲場為自由場即全消音室，忽略半消音室消聲壁面對噪聲傳播的反射及折射作用使計(jì)算值偏小。（2）試驗(yàn)中氣流通過換熱器、風(fēng)扇支架等部件時(shí)產(chǎn)生湍流噪聲及流致振動噪聲，導(dǎo)致噪聲水平升高。（3）試驗(yàn)中受機(jī)械噪聲和電磁噪聲的影響使冷卻模塊總聲壓級變大。

3 結(jié)論

建立基于CFD/CAA分步耦合方法的汽車前端冷卻模塊氣動噪聲數(shù)值預(yù)測模型，進(jìn)行氣動聲學(xué)特性數(shù)值分析與相應(yīng)的噪聲試驗(yàn)驗(yàn)證。結(jié)果表明：冷卻模塊空間聲場在低頻段軸向偶極特征明顯；離散噪聲突出而寬頻噪聲較?。粓鳇c(diǎn)總聲壓級隨轉(zhuǎn)速提高而增大；出風(fēng)口場點(diǎn)總聲壓級比進(jìn)風(fēng)口大；等效聲源數(shù)量的增加可提高氣動噪聲數(shù)值預(yù)測精度。計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果一致性較好，說明CFD/CAA分步耦合方法可為汽車前端冷卻模塊低噪聲設(shè)計(jì)提供理論指導(dǎo)。后續(xù)將從整車模型的角度，進(jìn)一步研究前端冷卻模塊氣動噪聲對整車NVH性能的影響。

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