邵士前，樊劉楊，豆騰堯，閆偉

(山東大學(xué)能源與動力工程學(xué)院,山東濟(jì)南 250061)

0 引言

商用客車作為一種遠(yuǎn)程交通工具，對乘客的乘坐舒適性要求較高，客車噪聲是影響乘客舒適性的重要因素，需要對客車的噪聲進(jìn)行有效控制?？蛙囋肼曋饕熊噧?nèi)噪聲和車外噪聲，車內(nèi)噪聲又分為固體聲和空氣聲，其中固體聲是車內(nèi)固體振動產(chǎn)生的噪聲，空氣聲是車內(nèi)空氣波動產(chǎn)生的噪聲；車外噪聲主要由車身、輪胎與外界空氣接觸產(chǎn)生。近年來，隨著發(fā)動機(jī)技術(shù)的突飛猛進(jìn)，發(fā)動機(jī)噪聲降低的幅度較大。對發(fā)動機(jī)之外的部件進(jìn)行噪聲控制是降低汽車噪聲另一條重要途徑[1]。除霜器作為客車必不可少的部件，是車內(nèi)噪聲的主要來源之一，對其噪聲進(jìn)行有效的控制可以提高乘客的舒適性。在噪聲仿真方面，楊博[2]應(yīng)用穩(wěn)態(tài)雷諾平均那維爾-斯托克斯方法較準(zhǔn)確地定位了汽車外部噪聲的主要來源。張群峰等[3]對比了分離渦仿真和非線性聲學(xué)方法仿真腔體啟動噪聲的效果，找出兩者產(chǎn)生差別的原因。徐志超[4]運(yùn)用混合計(jì)算方法，推測發(fā)動機(jī)進(jìn)氣啟動噪聲產(chǎn)生的原因。劉厚林等[5]應(yīng)用大渦仿真方法找出引起離心泵隔舌處壓力脈動的主要原因。鄧曉龍等[6]應(yīng)用大渦仿真方法模擬推導(dǎo)汽車暖風(fēng)通道的噪聲特性。

1 研究對象

某款除霜器結(jié)構(gòu)如圖1所示，其主要部件為散熱器和風(fēng)扇。散熱器下部是網(wǎng)狀進(jìn)風(fēng)口，上部有3個(gè)出風(fēng)口，2個(gè)大出風(fēng)口直徑7.5 cm，一個(gè)小出風(fēng)口直徑3 cm。除霜器設(shè)計(jì)高、中、低3擋。風(fēng)扇最大轉(zhuǎn)速為2000 r/min，理論通風(fēng)量為1200 m3/h。除霜器風(fēng)扇采用鼠籠式風(fēng)扇，共有2個(gè)風(fēng)扇，每個(gè)風(fēng)扇有28片扇葉。散熱器采用翅片式散熱器。

聲音是由空氣的脈動產(chǎn)生?？諝庠诿}動過程中，壓力由P0變化為P0+ΔP，ΔP為聲壓[7]。流體噪聲是流體經(jīng)過物體表面時(shí)產(chǎn)生的噪聲。流體噪聲的噪聲源分為單極子聲源、偶極子聲源和四極子聲源[8]3種。單極子噪聲由1個(gè)點(diǎn)振源產(chǎn)生，偶極子噪聲是物體表面共振作用產(chǎn)生的噪聲。四極子噪聲主要由風(fēng)扇產(chǎn)生，是風(fēng)扇在旋轉(zhuǎn)時(shí)引起空氣渦流破碎而產(chǎn)生的噪聲[9]。該除霜器產(chǎn)生的噪聲主要是四極子噪聲。

a)整體外形 b)內(nèi)部結(jié)構(gòu)圖1 除霜器結(jié)構(gòu)圖

Lighthill首次提出流體噪聲產(chǎn)生機(jī)理，由流體學(xué)基本運(yùn)動方程和連續(xù)性方程推導(dǎo)出流體噪聲產(chǎn)生的Lighthill機(jī)理公式為[10]

(1)

2 建模

2.1 網(wǎng)格模型

對該款除霜器模型做幾何處理，簡化表面結(jié)構(gòu)。在hypermesh中生成面網(wǎng)格。面網(wǎng)格模型選用三角形網(wǎng)格，共計(jì)131萬個(gè)面網(wǎng)格。將生成的面網(wǎng)格導(dǎo)入STAR CCM+中生成體網(wǎng)格，網(wǎng)格模型選用多面體網(wǎng)格生成器和棱柱層網(wǎng)格生成器，共生成684萬個(gè)體網(wǎng)格。對風(fēng)扇區(qū)域進(jìn)行加密處理，以便更好地捕捉細(xì)節(jié)。棱柱層厚度為2 mm，層數(shù)為5層，棱柱層延伸為1.5，并生成計(jì)算域。除霜器網(wǎng)格劃分模型如圖2所示。

a)整體外形 b)內(nèi)部結(jié)構(gòu)圖2 除霜器網(wǎng)格劃分模型

2.2 物理模型

對除霜器周圍的流體區(qū)域選擇理想氣體作為物理模型，采用非定常仿真，采用氣動聲學(xué)模型中的Ffowcs Williams-Hawkings 非穩(wěn)態(tài)模型和飛行中的 FW-H 模型[11]。渦流模型采用分離渦[12]仿真進(jìn)行結(jié)果對比。分離渦仿真結(jié)合RANS方法在近壁面湍流處理的優(yōu)勢和LES處理遠(yuǎn)離壁面的大渦湍流的優(yōu)勢[13]。對固體區(qū)域建立三維恒密度分離固體能量的隱式不定常模型[14]。對散熱器區(qū)域采用多孔介質(zhì)模型，其黏性阻力系數(shù)為80 kg/(m3·s)，慣性阻力系數(shù)為25.0 kg/m4，孔隙率為0.9，湍流黏度比為10。

Ffowcs等[15]于1969年在廣義函數(shù)理論的基礎(chǔ)上推導(dǎo)出FW-H方程，該方程表示流體在由靜止到任意運(yùn)動的過程中噪聲的產(chǎn)生方式。FW-H 模型是在流體力學(xué)N-S方程的基礎(chǔ)上按照非齊次波動方程的規(guī)律重新規(guī)劃整理得到的，能夠準(zhǔn)確計(jì)算流體在由靜止到任意運(yùn)動時(shí)產(chǎn)生的噪聲，是氣動噪聲學(xué)的基礎(chǔ)理論之一。本文中采用飛行中的FW-H模型。假設(shè)控制面方程為

f(xi,t)=0,▽f=ni，

式中:ni為控制面上單元的外法線上的矢量方向,Vn表示的是控制面上單元的速度。

FW-H模型最常用的公式為:

(2)

2.3 邊界條件

圖3 除霜器計(jì)算域

在除霜器周圍建立1個(gè)方形的計(jì)算域仿真真實(shí)空間，如圖3所示。在計(jì)算域中建立新的笛卡爾坐標(biāo)系。計(jì)算域進(jìn)口設(shè)置為壓力進(jìn)口，出口設(shè)置為壓力出口。對于風(fēng)扇采用MRF模型。在風(fēng)扇周圍設(shè)置旋轉(zhuǎn)區(qū)域。旋轉(zhuǎn)區(qū)域與空氣之間以界面形式連接，對風(fēng)扇采用靜網(wǎng)格而不是動網(wǎng)格，可以大大減少計(jì)算量，節(jié)約計(jì)算時(shí)間。各邊界采用多面體網(wǎng)格形式，為了更好地捕捉細(xì)節(jié)，邊界層層數(shù)設(shè)為5。各部分的具體屬性如表1所示。

表1 邊界條件

3 仿真結(jié)果分析

3.1 穩(wěn)態(tài)仿真

對除霜器流場先進(jìn)行穩(wěn)態(tài)仿真分析，通過在進(jìn)出口建立質(zhì)量流量報(bào)告獲得進(jìn)出口面上的質(zhì)量流量。當(dāng)進(jìn)出口質(zhì)量流量誤差小于0.5%時(shí)，認(rèn)為仿真已經(jīng)收斂。在穩(wěn)態(tài)分析中，風(fēng)扇轉(zhuǎn)速分別選用了1500、1750、2000 r/min，得到3種轉(zhuǎn)速下進(jìn)出口質(zhì)量流量及誤差如表2所示。

表2 不同轉(zhuǎn)速下的進(jìn)出口質(zhì)量流量

從表2可以看出，3種轉(zhuǎn)速下進(jìn)出口質(zhì)量流量誤差均在0.5%以內(nèi)，可以認(rèn)為穩(wěn)態(tài)仿真已經(jīng)收斂。取2000 r/min轉(zhuǎn)速條件下的仿真結(jié)果分析除霜器流場，截面x=-20 mm上的速度場如圖4所示(圖中單位為m/s)。

圖4 x=-20 mm截面速度場

從圖4可以看出，除霜器在工作過程中，風(fēng)扇表面氣流速度較大，最大達(dá)到15.6 m/s。出口處由于截面積突然減小，空氣流速急劇增加。散熱器處由于具有多孔結(jié)構(gòu)，造成節(jié)流效果，空氣流速有所降低。

圖5所示為穩(wěn)態(tài)仿真中得到的風(fēng)扇表面空氣壓力場(圖中單位為Pa)，圖6為除霜器外殼的空氣壓力云圖(圖中單位為Pa)。從圖5可以看出，風(fēng)扇表面空氣壓力在中心處比較小，在風(fēng)扇翅片表面處壓力比較大，風(fēng)扇在迎風(fēng)面上的壓力遠(yuǎn)大于背風(fēng)面，這是噪聲產(chǎn)生的主要原因之一。從圖6可以看出，在風(fēng)機(jī)出風(fēng)口處，空氣直接吹到外殼壁面上，外殼出風(fēng)口處由于截面積減小，導(dǎo)致上壁面空氣壓力比較大，也是噪聲產(chǎn)生的原因之一。

圖5 風(fēng)扇表面壓力分布云圖 圖6 除霜器外殼壓力云圖

圖7 風(fēng)扇表面速度矢量云圖

圖7所示為風(fēng)扇轉(zhuǎn)速為2000 r/min時(shí)風(fēng)扇表面的空氣速度矢量圖(圖中單位為m/s)。從圖7可以看出，風(fēng)扇表面的空氣速度從中間向外依次增加，最大速度出現(xiàn)在最外層葉片表面，為10.964 m/s。風(fēng)扇半徑為52.5 mm，經(jīng)計(jì)算可得理論風(fēng)扇邊緣最大速度應(yīng)為10.99 m/s。仿真結(jié)果與理論值誤差小于0.1%。

3.2 瞬態(tài)仿真

在穩(wěn)態(tài)仿真的基礎(chǔ)上，將模型時(shí)間改為不定常類型，湍流模型分別應(yīng)用分離渦模型和大渦模型，風(fēng)扇轉(zhuǎn)速選用最高轉(zhuǎn)速2000 r/min。在Ffowcs Williams-Hawkings 非穩(wěn)態(tài)模型，應(yīng)用飛行中的 FW-H 模型，時(shí)間步長設(shè)為8.33×10-5s，每5步迭代1次，總時(shí)長設(shè)為1.2 s。使用飛行中的 FW-H 模型時(shí)將不滲透面設(shè)為風(fēng)機(jī)，風(fēng)扇表面以及除霜器外殼作為噪聲源，在除霜器出口1 m處設(shè)置一個(gè)接收點(diǎn)，用來接收聲壓。穩(wěn)定后進(jìn)口質(zhì)量流量為0.499 5 kg/s，出口質(zhì)量流量為0.498 7 kg/s，誤差為0.16%，小于0.5%，說明計(jì)算結(jié)果收斂。

圖8是通過監(jiān)測點(diǎn)得到的出口1 m處的壓力變化曲線，對噪聲聲壓信號在時(shí)域內(nèi)采用等效連續(xù)聲壓級進(jìn)行分析。傅里葉變換可以將1個(gè)時(shí)域信號轉(zhuǎn)換成在不同頻率下對應(yīng)的振幅及相位，其頻譜就是時(shí)域信號在頻域下的表現(xiàn)。

圖8 出口1 m處的壓力變化曲線

對圖8中的聲壓信號進(jìn)行快速傅里葉變換得到頻域內(nèi)客觀聲壓級曲線，如圖9所示。快速傅里葉變換是離散傅里葉變換的一種快速算法。離散傅里葉變換的基本公式如式3[16]所示，數(shù)據(jù)序列x(n)長度設(shè)為M，則定義x(n)的N個(gè)點(diǎn)DFT(離散傅里葉變換)為:

(3)

式中N為離散傅里葉變換區(qū)間長度，要求N≥M。

圖9 出口1 m處聲壓級曲線

人對聲音的感知與聲壓變化有關(guān)，同時(shí)與聲音的頻率也有關(guān)系。A計(jì)權(quán)聲壓是根據(jù)人體對聲音的感知，通過對每個(gè)頻率上的聲壓進(jìn)行加權(quán)，得到一個(gè)更加符合人體感知的聲壓曲線。在頻域內(nèi)對A計(jì)權(quán)聲壓級[17]

(4)

式中：A1000為1000 Hz對應(yīng)的聲壓級；f為計(jì)算頻率，Hz；f1=20.6 Hz;f2=107.7 Hz;f3=737.9 Hz;f4=12 194 Hz。經(jīng)計(jì)算可得總的A計(jì)權(quán)聲壓級為73.34 dB。

將圖8經(jīng)過快速傅里葉變化可得A計(jì)權(quán)聲壓頻譜圖，如圖10所示。從圖10可以看出，A計(jì)權(quán)聲壓在線性計(jì)權(quán)聲壓的基礎(chǔ)上低頻噪聲的部分衰減極大，忽略了低頻噪聲的危害。為了更好地看出噪聲分布的頻率范圍，繪制1/3倍頻的A計(jì)權(quán)聲壓級，如圖11所示。

圖10 A計(jì)權(quán)聲壓級

圖11 1/3倍頻A計(jì)權(quán)聲壓級

從圖11中可以看出，低頻噪聲的聲壓級較大，高頻噪聲的聲壓級較低。較高的聲壓級集中在200～900 Hz，最高聲壓級接近70 dB，出現(xiàn)在500 Hz附近。

3.3 試驗(yàn)驗(yàn)證

試驗(yàn)采用丹麥公司B&K生產(chǎn)的PULSE(聲學(xué))材料測試系統(tǒng)，應(yīng)用配套PULSE 21.0對測試得到的聲壓進(jìn)行分析。圖12是試驗(yàn)中得到的聲壓頻譜隨時(shí)間變化得到的map圖，測試時(shí)間為60 s，測試點(diǎn)在除霜器出口1 m處。

圖12 60 s聲壓頻譜隨時(shí)間變化map圖

圖13是試驗(yàn)得到的A計(jì)權(quán)聲壓級圖，圖14為仿真得到的A計(jì)權(quán)聲壓級圖。由圖13可以看出試驗(yàn)總的A計(jì)權(quán)聲壓級73.4 dB，由圖14可以得到總聲壓級為73.34 dB，誤差為0.08%，仿真結(jié)果符合真實(shí)情況。

圖13 試驗(yàn)A計(jì)權(quán)聲壓級圖

圖14 仿真A計(jì)權(quán)聲壓級圖

圖13～14經(jīng)處理得到1/3倍頻A計(jì)權(quán)聲壓圖，如圖15、16所示。

圖15 試驗(yàn)1/3倍頻A計(jì)權(quán)聲壓級圖

圖16 仿真1/3倍頻A計(jì)權(quán)聲壓級圖

從圖16可以看出，在頻率150～1000 Hz出現(xiàn)高聲壓級，這與仿真得到的高聲壓級分布范圍大致相同。最大聲壓級接近68 dB，仿真結(jié)果最大聲壓級為70 dB，誤差為2.9%。從圖16中可看出高分貝所在頻率為150～1000 Hz。綜上所述，仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果誤差在5%以內(nèi)，仿真方法得到驗(yàn)證。

4 結(jié)論

對某款除霜器的噪聲進(jìn)行仿真計(jì)算，分析該噪聲產(chǎn)生的原因及噪聲源位置。利用網(wǎng)格劃分軟件對除霜器進(jìn)行劃分，再利用STAR CCM+軟件對除霜器進(jìn)行物理建模，通過計(jì)算得到該款除霜器在轉(zhuǎn)速2000 r/min時(shí)的聲壓，并通過快速傅里葉變換得到其A計(jì)權(quán)聲壓級圖，通過試驗(yàn)得到該款除霜器在轉(zhuǎn)速2000 r/min時(shí)的噪聲數(shù)據(jù)。

通過對比試驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)中的A計(jì)權(quán)聲壓級圖以及1/3倍頻聲壓級圖，可以看出，仿真結(jié)果中高分貝頻率為150～1000 Hz，為中低頻率，試驗(yàn)結(jié)果與其趨勢大致相同，誤差小于5%。試驗(yàn)得到的總的聲壓級為73.4 dB，仿真得到的聲壓級為73.34 dB，誤差為0.08%，驗(yàn)證了該仿真方法的可行性。

通過以上分析可知，該款除霜器噪聲是風(fēng)扇噪聲與除霜器外殼振動噪聲共同組成，下一步可以通過增大除霜器外殼厚度降低振動以及優(yōu)化風(fēng)扇翅片等措施來降低除霜器噪聲。