韓鐵禮 潘德闊 賈尚帥 張軍

摘要：為研究動車組司機室空調蒸發(fā)器的噪聲響應，建立某型司機室分體式空調蒸發(fā)器的計算流體動力學模型，采用FLUENT中的大渦模擬（large eddy simulation， LES）計算瞬態(tài)氣動流場。對瞬態(tài)流場數(shù)據(jù)進行傅里葉變換，得到空氣流場的頻域數(shù)據(jù)。基于流場頻域數(shù)據(jù)，采用Virtual.Lab的邊界元法計算蒸發(fā)器的氣動噪聲，采用聲壓法計算蒸發(fā)器的輻射聲功率，并與測試結果進行對比分析。結果表明：蒸發(fā)器出口位置氣動噪聲最高，最大聲壓級高于56 dB;最大聲功率級出現(xiàn)在125～?400 Hz的低頻段;聲功率級隨著頻率的增加逐漸降低，但在5 000 Hz的高頻輻射中聲功率級仍然超過55 dB，這表明空調蒸發(fā)器氣動噪聲屬于寬頻噪聲;計算結果與測試結果吻合良好，驗證聲壓法計算空調蒸發(fā)器氣動聲功率可行。

關鍵詞：動車組; 空調蒸發(fā)器; 氣動噪聲; 聲功率級; 邊界元

中圖分類號：U264.55; TP391.92?文獻標志碼：B

收稿日期：2019-04-27

修回日期：2019-06-23

基金項目：

國家重點研發(fā)計劃（2016YFB1200503）

作者簡介：

韓鐵禮（1984—），男，河北唐山人，工程師，研究方向為車輛噪聲控制，（E-mail）hantieli.ts@crrcgc.cc

Numerical simulation on aerodynamic noise of

air conditioning evaporator of EMU cab

HAN Tieli1， PAN Dekuo1， JIA Shangshuai1， ZHANG Jun2

（1.Technology Research Center， CRRC Tangshan Co.， Ltd.， Tangshan 063035， Hebei， China;

2.College of Locomotive and Rolling Stock Engineering， Dalian Jiaotong University， Dalian 116028， Liaoning， China）

Abstract：

To study the noise response of air conditioning evaporator in EMU cab， the computational fluid dynamics model for evaporator of

a split air conditioning in the cab is established. The large eddy simulation（LES） of FLUENT is used to calculate the transient aerodynamic flow field. The frequency domain data of air flow field is obtained by Fourier transform of transient flow field data. Based on the frequency domain data of flow field， the aerodynamic noise of evaporator is calculated using boundary element method of Virtual.Lab， and the radiated sound power of evaporator is calculated by sound pressure method. The calculation result is compared with the test result. The results show that the aerodynamic noise at the outlet of evaporator is the highest， and the maximum sound pressure level is higher than 56 dB; the maximum sound power level appears in the low frequency band of 125～400 Hz. The sound power level decreases gradually with the increase of frequency， but the radiation sound power level of high frequency（5 000 Hz） still more than 55 dB. It indicates that the aerodynamic noise of air conditioning evaporator belongs to broadband noise. The calculated results agree well with the measured ones， and the calculation of aeroacoustic power of air conditioning evaporator by sound pressure method is verified.

Key words：

EMU; air conditioning evaporator; aerodynamic noise; sound power level; boundary element

0?引?言

動車組司機室空間有限，一般采用分體式空調，即將蒸發(fā)器、離心風機和其他電氣控制部件安裝在室內機組中，把軸流風扇、壓縮機和冷凝器等組件安裝在車體下部設備艙內。[1]在動車組運行過程中，量級較高的氣動和輪軌噪聲的聲源均在室外，但空調蒸發(fā)器安裝在司機室內，其噪聲對司機仍有較大影響。[2]試驗測試表明：動車組司機室內噪聲可高達75 dB（A），室內空調蒸發(fā)器、管道和空氣出口是主要噪聲源;乘客車廂內空調出風口位置噪聲也明顯高于其他部位噪聲，可達68 dB（A）。[3]空調噪聲一部分來自壓縮機等運行時的振動噪聲，另一部分為氣動噪聲。[4-6]對于動車組司機室的分體式空調來說，室內噪聲主要為氣動噪聲?？照{氣動噪聲的研究方法主要有2種：一是實驗法[7];二是數(shù)值仿真與試驗相結合，即將仿真結果與試驗結果進行對比驗證[8-9]。數(shù)值仿真也有2種方法：一是用大渦模擬（large eddy simulation， LES）計算瞬態(tài)流場，用Lighthill聲類比法計算氣動噪聲[10];二是用LES計算瞬態(tài)流場，用邊界元法計算氣動噪聲[11-12]。

本文建立動車組分體式空調室內蒸發(fā)機組空氣動力學計算模型，采用FLUENT計算離心風機驅動空氣流過蒸發(fā)器時的穩(wěn)態(tài)流場;以穩(wěn)態(tài)流場數(shù)據(jù)作為初始值，采用LES計算瞬態(tài)流場，并對瞬態(tài)流場數(shù)據(jù)進行傅里葉變換，得到頻域數(shù)據(jù);用Virtual.Lab的邊界元法模擬蒸發(fā)器的氣動噪聲，并計算蒸發(fā)器輻射的聲功率，最后通過試驗測試驗證計算結果的準確性。

1?氣動噪聲仿真計算基本理論

1.1?邊界元法氣動噪聲計算理論

用邊界元法計算氣動噪聲要先得到流場的時域數(shù)據(jù)，即流場瞬態(tài)數(shù)據(jù);再對流場瞬態(tài)數(shù)據(jù)進行傅里葉變換，得到流場的頻域數(shù)據(jù);基于頻域數(shù)據(jù)用邊界元法計算氣動噪聲。流場瞬態(tài)數(shù)據(jù)一般用LES進行計算，LES方法是基于N-S方程求解瞬態(tài)流場的一種數(shù)值方法。[13]LES方法兼顧求解效率和求解精度，是氣動噪聲分析中計算瞬態(tài)空氣流場的常用方法。

對LES瞬態(tài)計算得到的外流場結果進行傅里葉變換，得到流場的頻域數(shù)據(jù)，再用邊界元法計算氣動噪聲，是求解氣動噪聲的有效方法。邊界元法利用格林函數(shù)將聲學微分方程轉換為在邊界上定義的邊界積分方程[11]，并將邊界積分方程離散為只含有邊界節(jié)點未知量的代數(shù)方程組。解此方程組得到邊界節(jié)點上的聲壓，可進一步求得非邊界節(jié)點上的聲壓變量，離散后可得流場邊界節(jié)點上某一頻率下流體速度與聲壓的關系，即

Ap=Bvn（1）

式中：A和B為影響系數(shù)矩陣;

p為結構表面節(jié)點聲壓向量;

vn為結構表面流場法向速度向量。A和B為K×K階復系數(shù)矩陣，與結構表面形狀、尺寸和插值型函數(shù)有關，并且是激勵頻率ω的函數(shù)。

結構邊界上的流場速度一般為已知量，如果空調蒸發(fā)器中離心風機葉輪旋轉導致流體流動的速度是已知的，那么按照式（1）可以求解結構表面上的流體速度聲壓向量p。聲域內任何一點聲壓計算式為

pY=aTp+bT

vn（2）

式中：a和b為插值系數(shù)，與封閉結構幾何形狀和設計域點的位置有關。

1.2?聲壓法聲功率計算

在氣動噪聲仿真計算中，各個監(jiān)測點的聲壓級較容易得到，而氣動噪聲輻射的聲功率級難以直接計算。按照《聲學聲壓法測定噪聲源聲功率級和聲能量級反射面上方近似自由場的工程方法》（GB/T 3767—2016）的要求，基于監(jiān)測面上若干監(jiān)測點的聲壓級，可以得到聲源輻射的平均聲壓級。[14]監(jiān)測面為一個面積為

S、包絡聲源、各邊平行于基準體、與基準體的距離為d（即測量距離，d設定為1 m）的假想平行六面體表面[14]，見圖1。

由平均聲壓級可以計算噪聲源輻射的聲功率級。設Lp，ij?為聲源監(jiān)測面上第i個監(jiān)測點第j個頻率的聲壓級，則被測聲源在第j個頻率輻射的平均聲壓級為

式中：n為監(jiān)測點的個數(shù)。因此，平均聲功率級

L?w，j?=L?p，j?+10 lg（S/S0） （4）

式中：S0為監(jiān)測面參考面積。由各頻率的聲功率級，可以計算聲源通過監(jiān)測面輻射的總聲功率級為

Lw=10 lgmj=1100.1L?w，j （5）

式中：m為考慮的頻率個數(shù)。

2?蒸發(fā)器模型

2.1?幾何模型

蒸發(fā)器由風機、散熱器、加熱器、風道和空氣出入口等構成，可以分成A、B和C等3段，見圖2。A段安裝2個離心風機用于空氣混合，B段布置蒸發(fā)器散熱片和加熱器，C段為風道。蒸發(fā)器兩端布置空氣入口和出口，共設置3個空氣入口、4個空氣出口。入口1和2直接從外部吸入冷空氣，入口3從室內吸入溫度相對較高的空氣，以調節(jié)室內空氣。

2.2?計算流體力學模型

采用結構網格和非結構網格的混合網格進行網格劃分。蒸發(fā)器離心風機葉扇較小且為曲面，所以采用非結構化網格;散熱片由密集薄板與散熱管交錯布置組成，因此在散熱片區(qū)域采用結構化網格。這樣不僅可以減少網格數(shù)量，而且可以在保證計算精度的同時縮短計算時間。蒸發(fā)器計算流體力學網格見圖3。機體表面網格尺寸較大，最大為20.0 mm;風機葉扇表面尺寸較小，最小為1.5 mm;共劃分5 649 455個流體單元。邊界條件設置為：機體表面為固定壁面，入口和出口分別設置1 atm的壓力入口和出口;設置風機葉扇區(qū)域網格以230 r/min速度旋轉，模擬離心風機葉扇旋轉。

2.3?邊界元模型

在流場邊界和結構邊界建立邊界元模型，用數(shù)值法計算氣動和結構噪聲。分體式空調蒸發(fā)器邊界元網格模型見圖4。

渦輪風機葉扇表面、渦殼及其結構均采用邊界元網格，蒸發(fā)器離心風機葉扇仍采用非結構化網格。散熱片由散熱管貫穿多片薄板組成，因此在散熱片區(qū)域采用結構化網格。模型采用三角形和四邊形網格構成，共劃分93 512個邊界元網格。

3?穩(wěn)態(tài)流場計算結果和瞬態(tài)流場初始條件

計算氣動噪聲需要用LES計算瞬態(tài)流場，計算瞬態(tài)流場需要用穩(wěn)態(tài)計算結果作為初始值，而且穩(wěn)態(tài)計算結果可用于初步分析模型的正確性。

在FLUENT中采用標準k-ε湍流模型計算冷凝單元穩(wěn)態(tài)流場，獲得流場的定常解，并以此作為瞬態(tài)流場計算初始條件。離心風機渦殼和葉扇的靜壓力云圖見圖5。由此可知：渦殼口區(qū)域壓力較大，葉扇迎風側壓力較大，葉扇靠近軸心側壓力較小。

用穩(wěn)態(tài)流場的定常解作為瞬態(tài)計算的初始條件，能準確計算氣動噪聲，因此將分體式空調蒸發(fā)器定常穩(wěn)態(tài)解作為LES瞬態(tài)計算的初始條件。

4?蒸發(fā)器氣動噪聲結果分析

4.1?噪聲測點布置

為確定測量表面，根據(jù)空調機組的幾何尺寸和主要發(fā)聲器件分布，設定基準體（見圖1）。基準體為包絡聲源并終止于反射面的最小六面體，在確定基準體大小時，聲源的凸出部分只要不是聲能的主要輻射體，可以不予考慮。為確保計算準確，

可選擇足夠大的基準體，將危險工作點都包括進去。[12]基準體的長、寬、高分別設置為L1=1.9 m、

L2=1.1 m和L3=1.6 m。響應面設為六面體，共布置21個監(jiān)測點。

4.2?氣動噪聲云圖

將圖1中各個測點所在的六面體作為噪聲響應面，當頻率f為100和1 250 Hz時，該響應面上的聲壓級見圖6。由此可知，f=100 Hz時蒸發(fā)器空氣出口和入口氣動噪聲都較大，f=1 250 Hz時出口位置氣動噪聲較大。

4.3?聲壓級、平均聲壓級和輻射聲功率級計算

計算得到部分監(jiān)測點在不同頻率下的聲壓級見表1。蒸發(fā)器上部的出口位置和入口位置噪聲較大，最大值出現(xiàn)在監(jiān)測點15，該點在f=125 Hz時噪聲最大，其值為56 dB。根據(jù)表1，按式（3）計算蒸發(fā)器平均聲壓級，結果見表2。由此可知：最大平均聲壓級出現(xiàn)在f=160 Hz時;總體來看，聲壓級隨頻率增大先增加后又逐漸減小趨勢。根據(jù)各頻率的平均聲壓級，按式（4）計算各頻率的聲功率級，見表3。各頻率的聲功率級分布特點與聲壓級類似，在f=160 Hz出現(xiàn)最大值。按式（5）計算得到蒸發(fā)器輻射的總聲功率級為75.71 dB。

4.4?試驗測試及對比分析

為驗證計算結果的正確性，對分體式空調蒸發(fā)器的氣動噪聲進行試驗測試。試驗在聲學實驗室內進行，蒸發(fā)器氣動噪聲測試設備見圖7。通過測量測試面上的聲壓，利用式（3）～（5）計算得到總聲功率級，因此試驗設置21個聲壓測試點，測試點位置與仿真計算位置相同（見圖1）。

試驗測試與仿真計算的聲功率級對比見圖8。

由此可知：仿真計算的聲功率級與試驗測試的聲功率級總體趨勢相同，在125～400 Hz的低頻段聲能量較大，隨著頻率增加聲功率逐漸降低;試驗的聲功率級曲線較平緩，仿真的聲功率曲線出現(xiàn)較多的峰值和谷值。在2 000 Hz的高頻段，仿真計算值與試驗測試值之間誤差較大。試驗測試得到的蒸發(fā)器輻射的總聲功率級為74.25 dB，仿真計算結果為75.71dB，只相差1.46 dB。

5?結?論

（1）該動車組分體式空調蒸發(fā)器在氣流出口和入口位置噪聲相對較大，在氣流出口位置氣動噪聲高于56 dB。

（2）仿真計算與試驗測試的聲功率級曲線基本吻合，最大聲功率級出現(xiàn)在125～400 Hz的低頻段，聲功率級隨著頻率的增加逐漸降低。

（3）聲壓級和聲功率級曲線表明，蒸發(fā)器的氣動噪聲沒有明顯的主頻，雖然在100～5 000 Hz頻段內聲壓和聲功率級總體隨著頻率增加而逐漸降低，但衰減較慢，在5 000 Hz的高頻段輻射聲功率級仍然超過55 dB。

（4）仿真計算和試驗測試的總聲功率級誤差僅為1.46 dB，相對誤差小于2%，驗證聲壓法計算空調氣動噪聲聲功率的可行性。

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