酈志俊　朱茂桃　王寬　張鵬飛

摘 要：采用計算流體力學（Computational Fluid Dynamics，CFD）和計算氣動聲學（Computational Aeroacoustics，CAA）分步耦合方法對汽車前端冷卻模塊氣動噪聲進行數值分析。將換熱器部件等效為多孔介質，利用大渦模擬（Large Eddy Simulation，LES）捕捉冷卻模塊聲源信息。利用聲學邊界元法（Acoustic Boundary Element Method，BEM）計算氣動噪聲，并將計算結果和噪聲試驗結果進行對比。結果表明，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??；場點總聲壓級隨轉速的增大而增加；出風口場點總聲壓級較進風口大；增加等效聲源數量可提高氣動噪聲的數值預測精度。計算結果與試驗結果吻合較好，說明CFD和CAA分步耦合方法可為冷卻模塊低噪聲設計提供理論指導。

關鍵詞：冷卻模塊；氣動噪聲；多孔介質；旋轉偶極子；聲學邊界元法

中圖分類號：U464.138文獻標文獻標識碼：A文獻標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汽車噪聲標準法規(guī)的日趨嚴格，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，其產生和傳播與冷卻模塊外部復雜流動密切相關。在冷卻模塊流場分析方面，Puntigam等人[1]對汽車冷卻模塊流場特性進行數值研究，驗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，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行流場數值仿真及試驗驗證。劉佳鑫等人[4]在CFD虛擬風洞中對車輛散熱器模塊空氣流場特征進行分析及試驗驗證。

在冷卻模塊聲場分析方面，Becher等人[5]利用FW-H模型預測汽車冷卻風扇的遠場聲傳播特性。Yoshida等人[6]利用CFD方法分析冷卻風扇的離散噪聲并進行試驗驗證。耿麗珍等人[7]根據風扇臺架試驗條件應用CFD聲學模塊計算冷卻風扇單體氣動噪聲。上官文斌等人[8]利用CFD和正交試驗方法優(yōu)化冷卻風扇造型參數以降低氣動噪聲。肖紅林

等人[9]采用RANS方法和LES方法研究冷卻風扇葉型參數與氣動噪聲的內在聯(lián)系。但以往大多數氣動噪聲研究都集中于冷卻風扇單體，忽略了實際工況下?lián)Q熱器、風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、風扇支架在內的汽車前端冷卻模塊模型，采用LES對冷卻模塊流場進行非定常計算捕捉聲源信息。利用BEM對冷卻模塊氣動噪聲進行預測，分析聲場空間及場點聲學特性。最后將預測結果和試驗結果進行對比，驗證CFD/CAA分步耦合方法的準確性。

1 流場數值計算與分析

1.1 流場計算理論模型

流場定常計算湍流模型采用RNG k-ε兩方程模型。將定常計算結果作為初場，采用基于動力Smagorinsky亞格子應力模型的LES進行非定常計算[10]。為封閉過濾后的Navier-Stokes方程，采用亞網格模型對亞網格應力進行簡化，其中瞬時變量函數的過濾可定義為

1.2 流場計算模型建立

合理的冷卻模塊流場計算模型是氣動噪聲數值分析的基礎。在保留幾何特征的前提下，在ANSYS CFX中建立包括風扇單體和風扇支架的7葉片等節(jié)距吸風式冷卻風扇簡化模型，以及忽略換熱管道、換熱芯部、進出水室等局部結構的中冷器、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。

利用多孔介質模型描述換熱器部件空氣阻力特征[4]。根據廠商提供的換熱器部件速度與壓力降試驗數據擬合得到多孔介質模型參數，見表1。

建立緊貼冷卻風扇的圓柱包絡體旋轉流域，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置在風扇軸向上距離冷卻風扇前后1 000 mm處，從而防止壓力在邊界處產生突變。流場計算域模型如圖3所示。

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

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

1.3 流場計算結果分析

首先進行流場定常計算，并將標準風量計算結果與流量試驗結果對比，見表3?？梢钥闯隽髁侩S工作電壓和轉速的增加而增加，計算流量和試驗流量趨勢一致，相對誤差在5%以內，驗證了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雜且不均勻性增強，為準確預測冷卻模塊整體氣動噪聲必須考慮多孔介質對流場的影響。

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

2 聲場數值計算與分析

2.1 聲場計算理論模型

由于冷卻風扇是冷卻模塊中最主要的運動部件，冷卻模塊流場中任何壓力的變化都是由于風扇旋轉引起的，因此冷卻模塊的主要氣動噪聲源為氣體與風扇旋轉使葉片相互作用形成的旋轉偶極子源，其聲輻射可根據Lowson公式求解[11]。轉子在入口的轉子-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；B為轉子葉片數；Ω為轉速，r/min；R為觀測點距風扇中心的距離，m；c0為聲速，m/s；F（τ）為葉片邊緣總壓力的傅里葉級數；M為旋轉馬赫數；V為定子葉片數；θ、φ、γ定義如圖6所示。

2.2 聲場計算模型建立

首先將CFD計算得到的葉片表面壓力時域脈動信息導入到LMS Virtual. Lab中，基于聲類比理論等效為旋轉偶極子聲源。當葉片尺寸遠小于波長時，單個扇聲源點可以表征葉片表面壓力脈動的激勵作用；當葉片尺寸較大時，則需要將葉片劃分成多個部分，在每個部分上分別定義載荷矢量和作用點，從而得到一系列旋轉偶極子聲源形成的點云。為探究等效聲源數量對冷卻模塊氣動噪聲預測精度的影響，采取粗糙、中等和精細三種等效聲源方案，見表4。

建立風架導風圈面網格作為聲學硬邊界條件，并進行聲學網格前處理，忽略換熱器部件吸聲作用。以冷卻風扇中心點為球心，建立半徑R=1 m的球狀空間聲響應場。定義聲場計算介質為空氣。在冷卻風扇水平軸線前后1 m處分別設置進風口場點A和出風口場點B。聲場數值計算模型如圖7所示。

2.3 聲場計算結果分析

對三種工況，三種聲源等效方案的冷卻模塊氣動聲場進行求解。以額定工況為例，由等效聲源方案3計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。5階和6階葉頻的聲場軸向特性減弱并發(fā)生偏轉，聲輻射能量較為分散。

為驗證聲場計算的準確性，根據汽車散熱器電動風扇技術條件[12]在半消音室中采用丹麥B&K PULSE測試系統(tǒng)進行冷卻模塊噪聲試驗。設置與數值計算場點位置一致的測點A、B。試驗環(huán)境如圖9所示。

采用快速傅里葉變換和A計權聲壓級轉換得到進、出風口場點A、B處的聲壓級頻率響應函數。三種工況三種聲源等效方案的進、出風口場點A、B的聲壓級頻譜計算值與試驗值對比如圖10所示。可以看出總體上計算得出的聲壓級頻譜與試驗聲壓級頻譜一致，為包含寬頻成分和離散成分的復合譜。計算與試驗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的波動性。進風口場點的聲壓級頻譜計算值整體比出風口低，說明旋轉偶極子聲源對進風口場點的影響小于對出風口的影響。等效聲源方案3更加接近聲壓級頻譜試驗結果，說明等效聲源數量的增加提高了氣動噪聲的數值預測精度。

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行疊加，依據式（10）計算進、出風口測點處的總聲壓級：

。

式中，LPi為第i個頻程的聲壓級，dB。表5為進、出風口場點A、B總聲壓級計算值與試驗值對比，可以看出，場點總聲壓級隨轉速提高而增大，出風口場點總聲壓級比進風口大。三種等效聲源方案的計算值整體偏小，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計算值更加接近試驗值，說明等效聲源數量的增加使氣動噪聲的數值預測精度提高。

場點聲壓級頻譜和總聲壓級計算值較試驗值偏小，造成誤差的主要原因可歸結為以下三點：（1）計算

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算值偏小。（2）試驗中氣流通過換熱器、風扇支架等部件時產生湍流噪聲及流致振動噪聲，導致噪聲水平升高。（3）試驗中受機械噪聲和電磁噪聲的影響使冷卻模塊總聲壓級變大。

3 結論

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值預測模型，進行氣動聲學特性數值分析與相應的噪聲試驗驗證。結果表明：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總聲壓級隨轉速提高而增大；出風口場點總聲壓級比進風口大；等效聲源數量的增加可提高氣動噪聲數值預測精度。計算結果與試驗結果一致性較好，說明CFD/CAA分步耦合方法可為汽車前端冷卻模塊低噪聲設計提供理論指導。后續(xù)將從整車模型的角度，進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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