汽車空調風道氣動噪聲仿真方法研究?

卿宏軍，劉 杰

(1.湖南大學機械與運載工程學院，長沙 410082； 2.常州湖南大學機械裝備研究院，常州 213164)

前言

汽車空調噪聲嚴重影響車內乘坐環(huán)境的舒適性，與傳統(tǒng)動力汽車相比，電動汽車由于缺少發(fā)動機噪聲的掩蔽，該問題尤為明顯。氣動噪聲作為空調噪聲主要成分，一般由兩部分組成:第一部分為鼓風機運轉時產(chǎn)生的噪聲，通過混合箱、風道和出風口向外輻射傳播；第二部分為氣流流經(jīng)各結構時，由于氣流通道結構的改變導致氣體在其結構內部形成渦流而產(chǎn)生氣流再生噪聲。大量研究結果表明，風道氣流再生噪聲是中高頻空調噪聲的主要來源[1]。因此，在設計階段基于CAE技術預測其噪聲強度可降低開發(fā)成本和風險。

2008年，奧迪、寶馬、戴姆勒、保時捷和大眾等德國整車企業(yè)聯(lián)合發(fā)布了一個簡化風道模型及其相關的試驗結果，并基于有限體積方法和格子玻爾茲曼方法進行數(shù)值仿真與驗證，但并未開展遠場聲輻射仿真分析方法研究[2]。隨后，Wiart與Geuzaine等人針對該風道采用混合方法求解遠場輻射噪聲，獲得了較好的結果[3]。2011年前后，Lee與Perot等人采用直接模擬方法建立了一套完整的HVAC氣動噪聲仿真分析和試驗驗證流程[4]。2015年，Tupake采用直接模擬方法對某款車型HVAC氣動噪聲聲源進行了優(yōu)化控制[5]。這些研究雖然取得了很大的成功，但因存在計算規(guī)模較大且遠場輻射噪聲仿真精度不高等問題，故較難在系統(tǒng)層面模擬和評估諸多參數(shù)對遠場(乘員艙人耳附近)噪聲水平的影響。

針對空調風道氣流再生噪聲的仿真方法，尤其是遠場輻射噪聲的計算問題，為滿足工程開發(fā)快速響應需求，本文中基于FW-H模型建立一種高效高精度的方法，并與其它3種常見方法和試驗結果進行對比，最后將該方法應用于實際工程中。

1 仿真分析方法

對于風道氣流再生噪聲，Humbad基于大量試驗數(shù)據(jù)擬合建立了一種經(jīng)驗預測方法[6]，該方法計算效率高且結果精度滿足工程開發(fā)要求，非常適合設計前期進行噪聲預測，但因該方法需大量試驗樣本，故文中不包含該類經(jīng)驗方法，而僅從數(shù)值計算角度闡述當前比較熱門的仿真分析方法，主要包括聲類比法、直接模擬法和聯(lián)合仿真法(有限元法、邊界元法等)，各方法計算流程如圖1所示。

1.1 聲類比法

聲類比法最初由 Lighthill提出，后來 Ffowcs Williams和Hawkings對該方法進行了改進與推廣，給出了一個更加通用的FW-H波動方程:

式中:p′為遠場測點聲壓；x-為遠場測點距聲源的距離；t為時間；p′T，p′L和 p′Q分別為單極子、偶極子和四極子聲源在監(jiān)測點處所產(chǎn)生的聲壓，其詳細計算公式可參看文獻[8]。

圖1 計算流程圖

該方程首次明確了氣動聲學中3種典型聲源，即單極子、偶極子和四極子聲源。聲類比法一般把氣動噪聲特征的求解過程分成兩個步驟，首先采用CFD手段計算聲源處的瞬態(tài)流場，獲取聲源強度及其分布信息，然后選取聲源面，最后根據(jù)聲波輻射傳播機理，基于積分方法求解遠場接收點處的聲波特性。雖然該方法不能預測管道或封閉空間內的內場噪聲，但卻非常適用于計算自由空間的聲傳播問題，例如汽車、火車和飛機等運載工具的外部氣動噪聲問題。

該方法只需在一個軟件中獨立完成，計算過程相對簡單，應用較廣，其計算精度主要與聲源計算精度和聲源面選擇有關。聲源面示意圖如圖2所示，在本文中，以出風口射流周圍可穿透包圍面為聲源面的方法命名為方法1，而以風道與風門固體壁面為聲源面的方法命名為方法2，并將在聲源計算精度相同的條件下，對比研究聲源面選擇對遠場輻射點聲壓計算精度的影響。

圖2 聲源面示意圖

1.2 直接模擬法

直接模擬法是一種能同時求解非定常流動產(chǎn)生的聲源和聲輻射特征的數(shù)值方法，它能準確捕捉波的傳播特征。雖然具有較高的精度，但由于要求具有高精度的無反射邊界條件與高分辨率的數(shù)值離散格式，且為了減少數(shù)值色散對物理聲波的影響，還要求近場與遠場的網(wǎng)格尺寸保持一致性，因此，求解規(guī)模較大，對計算硬件資源要求較高，目前僅廣泛應用于求解近場氣動聲學問題，如風振噪聲、后視鏡近場氣動噪聲等。本文中的直接模擬方法將采用StarCCM+軟件中的SST k-ω DES模型、H-BCD空間離散格式和2階時間離散格式同時求解近場和遠場聲問題，命名為方法3。根據(jù)文獻[7]中的色散關系分析方法，獲得了常用空間離散格式的色散和耗散特性，分別如圖3和圖4所示。從圖中可以看出，雖然2階中心差分格式具有較好的色散和耗散性能，但由于其耗散值為零，容易引起計算不穩(wěn)定等問題。

圖3 典型格式的色散

圖4 典型格式的耗散

1.3 聯(lián)合仿真法

聯(lián)合仿真法通常是指幾種CAE軟件聯(lián)合求解氣動聲特征的數(shù)值模擬方法，一般先采用CFD技術瞬態(tài)求解關鍵區(qū)域的脈動壓力信息，然后將獲得的脈動壓力信息插值轉換成頻譜信息，再將頻域信息作為邊界元、無限元、有限元或統(tǒng)計能量分析模型的邊界條件，最后采用這些軟件求解聲場獲得其相關物理特征。CFD結果的精度是聯(lián)合仿真法可靠性的基礎，因此將采用直接模擬法中的數(shù)值算法獲取脈動壓力，采用有限元法求解遠場聲場，該方法被命名為方法4。

2 仿真模型與試驗

為驗證上述分析方法的精度，本節(jié)將采用文獻中公布的模型進行分析，并與試驗結果進行對比。該模型由德國幾個主要汽車企業(yè)共同發(fā)布，旨在通過該簡化模型的試驗結果來驗證空調HVAC風道噪聲的仿真方法，最終獲得一種可信的仿真方法。因此，該模型可用于本文中仿真方法的對標驗證。

2.1 模型與試驗裝置

為體現(xiàn)空調風道的基本特征，該標準風道模型由一段90°彎折的方形管道和簡化風門組成，如圖5所示。風道來風由鼓風機提供，入口平均來流速度約為7.5m/s。該模型相對簡單，在該風速下由風道引起的氣動噪聲強度相對較低，因此，須降低測量系統(tǒng)背景噪聲對測量結果的影響。

圖5 風道模型

試驗裝置示意圖如圖6所示，將鼓風機置于混響室，將測試風道置于全消聲室，當氣流流經(jīng)鼓風機后通過兩級消聲器消除鼓風機背景噪聲，然后通過轉彎接頭調節(jié)湍流強度，進入湍流完全發(fā)展的平順管道，最終從測試風道排出。為觀察風道內的時均流場分布，采用PIV測量系統(tǒng)對截面Y＝0的流場情況進行測量，且在風道出口段布置7個嵌入式傳聲器，用以采集非定常壓力脈動信息；此外，為測量遠場輻射噪聲強度，在距出風口截面形心1m的球面上，布置289(17×17)個傳聲器。PIV測量系統(tǒng)、壁面壓力脈動采集傳感器布置位置和遠場點分別如圖7所示。

圖6 試驗裝置示意圖

圖7 PIV測量系統(tǒng)與測點

2.2 仿真模型

為減小邊界條件對計算結果的影響，最大限度保持與試驗條件的一致性，計算風道前段延長一段3m長的等截面管道，計算風道出口處連接一個穩(wěn)壓腔。風道內部網(wǎng)格尺寸為2mm，為捕捉風門處的渦流特征，該處網(wǎng)格尺寸加密為1mm，為獲得更多流場細節(jié)，風道出口噴流區(qū)增加4層加密盒，網(wǎng)格尺寸依次為2，4，8和16mm。受流體黏性影響，管道內壁面區(qū)會形成附面層，本文中在近壁面區(qū)采用了6層精細棱柱網(wǎng)格來計算附面層的影響，整個計算網(wǎng)格共計3 000萬。具體計算邊界條件如下:進口邊界為速度入口，速度為7.5m/s，出口邊界條件為壓力出口，其余邊界條件為固體壁面邊界。

穩(wěn)態(tài)計算采用RNG湍流模型進行求解，當穩(wěn)態(tài)計算穩(wěn)定后，將穩(wěn)態(tài)計算結果作為瞬態(tài)計算的初始值，在瞬態(tài)計算開始時，按照2.1節(jié)中的方法分別設置好聲源面與數(shù)據(jù)采集監(jiān)測點，并輸出脈動壓力數(shù)據(jù)。瞬態(tài)求解的總時間設定為0.6s，由于瞬態(tài)流場從啟動到相對穩(wěn)定需要一個過程，因此0.1s時才開始記錄。由于本文中感興趣的頻率區(qū)間為200-2 000Hz，本次計算的最高頻率設定為2 500Hz，根據(jù)奈奎斯特采樣定律并考慮計算時間成本，取樣頻率取為5 000Hz，即對應的時間步長為0.2ms。

3 結果分析與驗證

針對各階段獲得的仿真結果，本節(jié)將從穩(wěn)態(tài)流場結果、近場聲壓級和遠場聲壓級3方面對其進行試驗結果對比分析。

3.1 穩(wěn)態(tài)結果

管道內Y＝0截面上X方向和Z方向的時均速度場分別如圖8與圖9所示，從圖中可以看出，在拐角處內端面區(qū)域存在一個氣流滯留區(qū)，該處存在明顯渦流，在風門尾流區(qū)存在兩個較大旋渦，根據(jù)渦聲理論，這些渦流均是引起氣動噪聲的主要原因。雖然仿真結果較好地體現(xiàn)了這些渦流特征，且與PIV試驗結果吻合程度較高，但由于來流邊界層厚度的差異及邊界層數(shù)值模型、湍流模型與網(wǎng)格尺寸的影響，拐角處剪切層的分離脫落區(qū)存在差異。

圖8 在Y＝0截面上X向時均速度分布

圖9 在Y＝0截面上Z向時均速度分布

3.2 近場聲壓級

圖中監(jiān)測點1、監(jiān)測點2和監(jiān)測點6的聲壓級仿真值與試驗值對比分別如圖10、圖11和圖12所示。由圖可見:仿真結果與試驗結果吻合較好；脈動壓力能量主要集中在200Hz以內的低頻區(qū)域；監(jiān)測點1位于拐角處內端面，如3.1節(jié)中穩(wěn)態(tài)流場分析結果所示，由于該處剪切層渦流分離脫落區(qū)域與試驗結果存在差異，導致該處壁面壓力脈動頻譜與試驗值相差較大，在全頻段區(qū)域，仿真值明顯高于試驗值，但其趨勢基本一致；監(jiān)測點2和監(jiān)測點6位于風門渦流區(qū)，該處渦流特征仿真值與試驗基本一致，因此，這兩個監(jiān)測點的脈動壓力頻譜曲線與試驗值吻合較好。監(jiān)測點1、監(jiān)測點2和監(jiān)測點6脈動壓力總聲壓級仿真相對誤差分別為5%，-2.2%和-1.5%。

圖11 監(jiān)測點2聲壓級仿真值與試驗值對比

3.3 遠場聲壓級

氣流流經(jīng)風門并沿+Z方向噴出后，在噴口處形成強烈湍流渦，渦在脫落、卷起、碰撞融合等演進過程中形成氣動噪聲，并向四周輻射，其噪聲源分布如圖13所示，該簡化風道主要噪聲源位于風門后緣和噴口射流中心區(qū)，聲能量主要集中在低頻段。

圖12 監(jiān)測點6聲壓級仿真值與試驗值對比

為了驗證新方法的準確性和各方法的優(yōu)劣，將距離噴口中心點1m的半球上均勻布置37個測點，將37個測點聲壓級的平均值與試驗數(shù)據(jù)進行對比，如圖14所示。由圖可見:方法1精度最高，與試驗值基本吻合；方法2次之，略高于試驗值，頻譜曲線基本特征與試驗值一致；方法4與試驗值頻譜曲線趨勢基本一致；方法3與試驗值相差較大。

圖13 聲源分布

圖14 遠場測點聲壓級仿真值與試驗值對比

4 結論

基于德國整車企業(yè)聯(lián)合發(fā)布的標準風道若干試驗結果，驗證了不同仿真方法求解風道近場遠場噪聲問題的可信度，結果表明:

(1)RNG湍流模型能較好地捕捉風道內流動分離及渦流特征，風道拐角和風門尾流處渦流結構仿真結果與PIV測量結果基本一致；

(2)SST k-ω DES模型能高精度地捕捉風道內的脈動壓力特征，風道拐角內測點和風門尾渦區(qū)測點的壓力脈動頻譜總聲壓級仿真值相對誤差約為5%和-1.85%；

(3)聲類比法和聯(lián)合仿真法均能較好地求解風道遠場輻射噪聲問題，3種常用方法中，聲類比法精度最高，聯(lián)合仿真法次之，直接模擬法由于受計算規(guī)模限制，誤差較大；

(4)采用聲類比法時，聲源面的選擇有較大影響，對于汽車空調風道噪聲仿真分析問題，以出風口處環(huán)繞射流的可穿透面為聲源時(即方法1)求解精度比以風道及風門壁面為聲源時(即方法2)高8.5%，因此，方法1更適合于解決該類工程問題。