鄒春一，楊志剛，李啟良，鐘立元

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整車環(huán)境下汽車空調系統氣動噪聲分析

鄒春一1,2，楊志剛1,2，李啟良1,2，鐘立元1,2

(1. 上海市地面交通工具空氣動力與熱環(huán)境模擬重點實驗室，上海 201804； 2. 同濟大學上海地面交通工具風洞中心，上海 201804)

針對汽車空調(Heating, Ventilation, and Air-Conditioning，HVAC)存在噪聲過大導致舒適性較差的問題，通過試驗為主、數值仿真為輔的方法對整車環(huán)境下空調系統氣動噪聲進行了研究。研究發(fā)現，空調系統產生的氣動噪聲呈寬頻噪聲特性。整車環(huán)境下空調系統輻射出來的噪聲量級比自由場環(huán)境高11.7 dB(A)，聲壓級較大的頻帶更寬，呈現出明顯的混響場特征。在空調風機轉速為7檔、內循環(huán)工況時，測點C處的總聲壓級高達67.9 dB(A)，超過企業(yè)內部標準要求1.9 dB(A)。風機是主要噪聲源，應在后期降噪中加以控制。由于乘員的阻擋和衣物的吸聲，乘員艙空間縮小，坐有乘員時相同測點的總聲壓級小1.5 dB(A)，在125 Hz以上各頻率段的聲壓級均有不同程度的降低。文中研究可為明確空調系統在乘員艙的聲輻射特性和空調系統噪聲控制提供參考。

汽車空調；乘員艙；氣動噪聲

0 引言

隨著物質生活水平的提高，汽車空調在滿足制冷和取暖需求的同時，產生的氣動噪聲也逐漸受到關注。汽車空調氣動噪聲主要來源于風機和風道，既包括風機周期性旋轉產生的離散噪聲和寬帶噪聲，也包括氣流與風道相互作用產生的噪聲。由于流場復雜性，尚未明確流動對聲源的影響：同時復雜的聲場導致其噪聲傳播機理有待進一步研究。隨著對乘員艙舒適性的要求越來越高，很多汽車空調系統出現噪聲超標問題，因此，有必要通過試驗和仿真手段進行深入研究。

近年來，國內外針對旋轉機械開展了一些試驗和仿真研究。在試驗方面，A. Broatch等[1]采用單傳感器法和多傳感器法測量了離心壓縮機內的氣動噪聲。劉波等[2]利用動態(tài)壓力傳感器測量了一臺單級軸流壓縮機轉子葉尖間隙非定常壓力脈動，發(fā)現主頻的峰值隨著轉速的增加而升高，隨著出口背壓的提高而降低。代元軍等[3]在不同尖速比條件下，利用聲陣列法對S系列翼型風力機的葉尖區(qū)域噪聲進行了測試，揭示了葉尖渦流動特性與氣動噪聲特性之間的關系。在仿真方面，楊振東等[4]采用大渦模擬(Large Eddy Simulation，LES)和Ffowcs Williams-Hawkings (FW-H)方程計算了汽車離心風機的氣動噪聲?？祻姷萚5]通過分離渦模型(Detached Eddy Simulation，DES)計算離心風機內部的非定常流動，然后采用Lighthill方程變分形式求解風機內外空間的聲場分布。M Kaltenbacher等[6]利用DES和LES分別計算了一側通道風機的流場，隨后基于有限元法，利用Perfect Match Layer技術預測遠場聲輻射。針對空調系統，特別是整車環(huán)境下的空調系統氣動噪聲研究較少，僅查找到N. Hammad的文獻[7]，文中通過改變風機轉速、空調開關狀態(tài)等探討空調對車內噪聲的影響。

為此，有必要對整車環(huán)境下汽車空調系統的氣動噪聲展開研究。以某噪聲超標的汽車空調系統為原型，測量它在不同工況下各測點的聲壓，了解其噪聲分布特性。在此基礎上，通過非定常流動仿真，了解空調系統內部和乘員艙內的流動情況，找到流場脈動劇烈的位置，為后續(xù)聲學計算和降噪研究提供基礎。

1 研究方法

1.1 試驗方法

為了探究空調系統在乘員艙的氣動噪聲特性，在前后排人耳位置布置6個測點，如圖1所示。前排測點A、C距出風口的水平距離為770 mm，垂直距離為325 mm；前排測點B距中間出風口水平距離720 mm，垂直距離195 mm；后排測點與前排測點垂直高度相同，水平距離為975 mm。測量工況包括內外循環(huán)、5和7檔、空車和坐有4名乘客，共計8種。

圖1 測點位置示意

噪聲測試系統由聲傳感器、校準器和數據采集系統組成，如圖2所示。聲傳感器采用B&K公司4189型1/2 in(1 in=2.54 cm)傳聲器，數據采集利用HEAD ACOUSTICS 公司SQLAB III多通道數采系統，最大帶寬為640 kHz。試驗開始之前利用B&K標準聲學校準器對測量設備進行了校準。標定后設定采樣頻率為48 kHz，采樣時間為10 s。

圖2 噪聲測量的布設

1.2 仿真方法

為了探索乘員艙氣動噪聲超標原因、尋找主要噪聲源，建立了帶乘員艙的空調系統數值仿真模型，包括風機、過濾器、蒸發(fā)器、風道、座椅、儀表盤、車窗等，利用計算流體力學 (Computational Fluid Dynamics，CFD)方法確定噪聲源的大小及其位置?？照{系統的噪聲以氣動噪聲為主，而氣動噪聲又源于系統內部強烈的非定常流動，因此可以通過求解流場的壓力脈動來間接確定聲源的位置。對計算域進行空間離散，風機葉片幾何尺寸較小，面網格尺寸為1 mm；風機其它區(qū)域網格為2 mm。過濾器和蒸發(fā)器采用多孔介質模型，網格尺寸為1.5 mm。空調系統其它區(qū)域網格為3 mm左右。乘員艙網格為15 mm，如圖3所示。體網格采用Trimmer (切割體)結合Prism layer(棱柱層)策略。+是壁面距離的無量綱量，采用DES模型時，+應控制在1以內。體網格共生成770萬個，其中壁面生成了4層棱柱層網格，滿足+≈1的湍流模型要求。

圖3 空調系統流場計算面網格

使用STAR-CCM+進行非定常流動計算。計算域進口為Stagnation Inlet，靜壓為0 Pa。過濾器和蒸發(fā)器采用多孔介質模型，其壓降特性由供應商提供的試驗數據得到。出口邊界條件為壓力出口，參考壓力為標準大氣壓。定常計算時，風機采用多參考坐標系法；非定常計算時，風機采用滑移網格法。轉速為345 rad·s-1，對應7檔外循環(huán)工況。

首先采用定?？蓧嚎sSST-湍流模型和理想氣體狀態(tài)方程求解，待穩(wěn)定后改用SST-IDDES模型求解瞬態(tài)可壓流場?？臻g離散格式為混合中間差分，時間離散格式為二階。時間步長為2.5×10-5s，對應風機轉動0.5°所需要的時間。當計算時間進入到0.25 s后，流動狀態(tài)達到動態(tài)平衡，開始采集流場脈動數據，共采集0.25 s。

2 噪聲結果分析

對測點進行聲壓級頻譜分析，得到空調系統在不同工況下運轉產生的噪聲在各個測點位置的聲壓級大小，尋找不同循環(huán)模式和檔位帶來的噪聲差異。首先比較空調系統在自由場和乘員艙的聲輻射，接著分析測點在內、外循環(huán)狀態(tài)下的噪聲特性，與此同時選取外循環(huán)工況，比較5檔和7檔對應的測點聲壓級頻譜，最后以7檔外循環(huán)工況為例，評估乘員對噪聲的影響。各測點的聲壓級在5 000 Hz以后呈現急劇衰減的趨勢，說明乘員艙內的噪聲能量主要集中在5 000 Hz內，因此本文只考慮50～5 000 Hz頻段內的聲壓分布。

2.1 自由場與乘員艙

在自由場環(huán)境與乘員艙封閉空間情況下，試驗所得測點A的聲壓級在50～5 000 Hz頻段的線性譜對比如圖4所示。自由場的測試結果來自該空調系統的臺架試驗，具體可參考文獻[8]。測點A在乘員艙內的總聲壓級為62.0 dB(A)，而在自由場情況下總聲壓級為50.3 dB(A)，相差達11.7 dB(A)。由圖4也可明確看出，乘員艙內的噪聲強度遠高于自由場的聲輻射強度。在50～1 500 Hz頻段內兩者的聲壓級在變化趨勢和幅值上均有很大差異。自由場環(huán)境下這一頻段的聲壓幅值呈上升趨勢，從150 Hz起變化趨于平緩，聲壓級在30 dB(A)上下波動。而乘員艙內的聲場在50～110 Hz頻段聲壓級急劇增大，特別是在100～110 Hz范圍內。110～1 500 Hz頻段內聲壓則呈現衰減的趨勢。值得注意的是，在110～350 Hz頻段乘員艙內的聲壓級達到了全頻段的最大值。1 500 Hz之后自由場環(huán)境和乘員艙對應的聲場均表現為衰減的趨勢，其中自由場聲場衰減的速率更大。造成兩種環(huán)境下聲場出現明顯差異的原因，可能是乘員艙作為一個封閉的有限空間具有混響特性，其壁面及內飾對聲波傳播有一定的影響。

圖4 自由場與乘員艙環(huán)境下，測點A聲壓級頻譜對比

2.2 內、外循環(huán)

在相同檔位下，內循環(huán)模式產生的噪聲高于外循環(huán)模式時的噪聲約5 dB(A)。以測點C為例，其總聲壓級在7檔、內循環(huán)工況下高達67.9 dB(A)，比企業(yè)內部標準要求的66 dB(A)大1.9 dB(A)；而在同檔位外循環(huán)工況下總聲壓級為62.7 dB(A)，較內循環(huán)模式低5.2 dB(A)。內外循環(huán)的區(qū)別在于風機入口處的結構差異。圖5所示為空調風機轉速調至7檔時，不同循環(huán)模式下測點C、F的聲壓級在50～5 000 Hz頻段內的線性譜。由圖5可知，在整個頻段內，內循環(huán)模式對應的聲壓級均高于外循環(huán)，尤其集中在1 000Hz以下，同頻率下聲壓級最大相差約8 dB(A)。在150～2 000 Hz內兩者聲壓級分布規(guī)律有明顯差異，在其他頻段內的變化趨勢則趨于一致。這說明空調系統風機入口處的流動狀態(tài)對整個空調系統流場的改變有明顯的作用，從而改變聲源特性，進而影響乘員艙內的噪聲強度和分布。

圖5 空調7檔對應測點A計權聲壓級頻譜

2.3 5檔和7檔

圖6所示為外循環(huán)模式下空調分別調至5檔和7檔對應測點C、F的頻譜。對同一個測點，檔位變化，也就是風機轉速的變化導致的風量變化基本不會改變測點的噪聲分布特性，不同檔位對應的聲壓級變化趨勢一致，而聲壓級的量值隨著轉速的提高而增大，兩個檔位對應同一測點的聲壓級相差超過6 dB(A)?？照{系統的風機轉速變化會使其基頻發(fā)生改變，但并未對測點的聲壓級分布規(guī)律造成顯著影響，可能是因為風機處的紊亂氣流在通過過濾器、蒸發(fā)器的整流之后，再經風道流至空調出風口時流場特性有了較大的改變，同時風機處產生的噪聲在向乘員艙傳播的過程中，在風道內部分被吸收或阻隔，使得測點位置的噪聲在頻域上的分布與風機的噪聲特性有明顯差異。

圖6 5檔和7檔工況對應測點聲壓級頻譜

比較同一工況下的測點聲壓級發(fā)現，測點C(前排偏右)的總聲壓級比測點D(后排偏右)高5 dB(A)以上，可見乘員艙內的噪聲分布不均勻，由于距離風機更近，前排座椅處的噪聲要大于后排位置處的噪聲。

2.4 乘 員

為了評估乘員對車內噪聲的影響，在車內前后排坐有4個乘員。測量7檔外循環(huán)工況下測點B、D的聲壓，結果如圖7所示。7檔外循環(huán)工況下測點的總聲壓級至少降低了1.5 dB(A)，聲壓級整體的變化趨勢與沒有乘員的情況一致，但在一些頻段內出現了較明顯的波動。從圖7中可以看出，125 Hz以下的聲壓級曲線在有無乘員的情況下幾乎重合，說明乘員不會影響低頻段的噪聲。125 Hz以上頻段內，坐有乘員后聲壓級在各頻率下都有所減小，200～1 500 Hz頻段聲壓級降幅較為明顯，同一頻率下最大相差至6 dB(A)。1 500～3 000 Hz頻段內在坐有乘員的情況下波動略劇烈。乘員影響車內噪聲的可能原因在于坐有乘員后一定程度上改變了乘員艙的空間結構，且衣物具有一定的吸聲效果，進而影響了乘員艙的混響效果，總體上降低了人耳位置處的噪聲量級。

圖7 7檔外循環(huán)模式下，有/無乘員時測點的聲壓級頻譜

3 聲源分析

為了解空調系統在乘員艙流動狀況，確定空調系統的主要噪聲源，對帶乘員艙的空調系統進行非定常流動數值仿真。圖8為各出風口在乘員艙內渦量=5 000 s-2的等值面，具體可參見文獻[9]。從圖8中可以看出，出風口處流動呈現紊亂的小渦結構，體現寬帶特征。前排各出風口渦流強度更大、區(qū)域更廣，應是噪聲的主要來源，在后續(xù)降噪中應加以重視。圖9為計算得到的50～5 000 Hz頻段內空調系統表面壓力脈動級。由圖9可知，對于整個空調系統而言，壓力脈動級分布很不均勻。風機葉片處壓力脈動級最大，達到140 dB；而距離風機最遠的各個出風口壓力脈動級最小，僅80 dB。壓力脈動能量大部分集中在風機葉輪處，蝸殼和管道內的壓力脈動也不可忽略。此外，由于右邊風道離風機較近，表面壓力脈動與左邊風道相比量值稍大?？紤]到不同循環(huán)模式下測點處的噪聲特性呈現較大差異，可以確定風機是該空調系統的主要噪聲源。氣流與風道相互作用也是噪聲源之一。后續(xù)降噪首先從風機入手，然后從風道，特別是出風口處進行控制，具體可從以下幾個方面展開。一是在風機入口處的導風罩內鋪設吸聲材料，該位置有較大空隙，施加吸聲材料能在不影響進風的情況下降低車內的噪聲量級；二是可以考慮在空調風道內鋪設吸聲材料，將目前采用的PVC管改為PVC和無紡布的組合結構；三是改善空調系統的流場，通過減小流場脈動降低聲源強度，從而減小車內的噪聲輻射強度。這一點將在后續(xù)工作中進一步開展研究。

圖8 乘員艙內Q = 5 000s-2等值面

圖9 空調系統表面壓力脈動級

4 結論

本文通過試驗為主、仿真為輔的方法對帶整車的空調系統氣動噪聲進行研究，得到以下結論：

(1) 與自由場輻射相比，空調系統流場和聲場環(huán)境發(fā)生改變，相同測點噪聲量值增大11.7 dB(A)。其原因是艙內聲場為混響場，固壁對聲波具有吸收和反射作用；

(2) 坐有乘員時，相同測點在125 Hz以上的聲壓級均比無乘員時小，總聲壓級小1.5 dB(A)。其原因是乘員的阻擋和衣物的吸聲，乘員艙空間縮小，混響效果減弱；

(3) 本文研究空調系統噪聲在7檔、內循環(huán)工況下的總聲壓級高達67.9 dB(A)，超過要求1.9 dB(A)，而且在乘員艙內的分布也不均勻。通過數值仿真發(fā)現，風機是主要噪聲源，氣流與風道相互作用產生的噪聲是次要噪聲源。而乘員艙內的噪聲呈現明顯的寬頻噪聲特性，有別于主要聲源風機的離散噪聲特性，說明風道對流動及噪聲的產生與傳播有重要影響，后續(xù)應綜合考慮風機噪聲和風道噪聲的控制。

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Analysis of aerodynamic noise from HVAC in the vehicle

ZOU Chun-yi1,2, YANG Zhi-gang1,2, LI Qi-liang1,2, ZHONG Li-yuan1,2

(1.,201804,;2.,201804,)

Consideringthe noise generated by automobile heating, ventilation, and air-conditioning (HVAC), the study of the aerodynamic noise in passenger cabin is conducted by means of tests as well as numerical calculation. Results show that the aerodynamic noise induced by HVAC is broadband. The overall sound pressure level (OSPL) in the cabin, where the noise field can be seen as a reverberant field, is 11.7 dB(A) higher than that in free field, and a wider frequency band appears at higher sound pressure level. OSPL at measuring point C is up to 67.9 dB(A) including an excess of 1.9 dB(A) in the recycle mode with a maximal fan speed. As the primary noise source, the fan needs to be concerned in the following research on noise control. Due to the blocking effect of passengers and acoustic absorption of garment, the cabin space is reduced, and correspondingly OSPL shows a decrease of 1.5 dB(A) at the frequency above 125 Hz compared with that in no-passenger condition. This study can provide a reference for understanding the sound propagation in cabin and the noise control of HVAC.

HVAC; passenger cabin; aerodynamic noise

O442.8

A

1000-3630(2018)-01-0071-06

10.16300/j.cnki.1000-3630.2018.01.013

2017-03-21;

2017-05-20

鄒春一(1993－), 女, 江蘇常州人, 碩士研究生, 研究方向為汽車氣動噪聲。

鄒春一, E-mail: zouchy@#edu.cn