考虑影响声传播因素的车用交流发电机气动噪声预测

柳琦，闫兵，张胜杰，张川



考虑影响声传播因素的车用交流发电机气动噪声预测

柳琦1，闫兵1，张胜杰2，张川2

(1. 西南交通大学机械工程学院，四川成都610031； 2. 成都华川电装有限责任公司，四川成都610106)

为了更准确地预测车用交流发电机的气动噪声，基于计算流体力学及声类比理论，考虑影响声传播的因素，对实验室安装条件下的某型车用交流发电机气动噪声进行研究。利用大涡模拟方法计算了交流发电机内部三维非稳态流场；依据Lighthill声类比思想，将转子表面的压力脉动等效为旋转偶极子源点集；考虑发电机机壳及实验台面对声传播的影响，建立了以机壳内表面为声源边界的半自由声场计算模型，进而预测了发电机的远场气动噪声；最后，利用实测数据对发电机气动噪声仿真结果进行了验证。结果表明：交流发电机气动噪声的辐射声场具有明显的偶极子指向特性；仿真计算结果与实验测试结果具有很好的一致性。所提的研究方法能更准确地预测发电机的气动噪声，同时可为实车安装条件下的车用交流发电机气动噪声预测提供参考。

交流发电机；气动噪声；声类比；旋转偶极子；边界元法

0 引言

随着人们对汽车舒适性要求的提高，交流发电机噪声问题得到广泛关注。发电机噪声包括机械噪声、电磁噪声和气动噪声，其中气动噪声是发电机高速运行时(6 000 r/min以上)最突出的部分，而转子(包括前、后风扇和爪极)是最主要的气动噪声源[1]。气动噪声由离散噪声和宽频噪声组成。离散噪声由转子叶片与非定常来流或静止部件相互作用引起；宽频噪声来源于作用在叶片上的随机载荷，包括边界层分离、叶间气流再循环等[2]。

目前，针对交流发电机流场特性和气动噪声的预测问题，一般采用Lighthill声类比法及其特殊方程形式(Curle、FW-H方程)，通过建立流场参数与声学物理量之间的联系，实现气动噪声的预测[3-4]。文献[5]采用商用计算流体力学(Computational Fluid Dynamics，CFD)软件SC/Tetra和声学计算软件FlowNoise S/W，在计算发电机的流场参数的基础上预测了发电机冷却风扇的气动噪声频谱。文献[6]采用矢量合成法对发电机前端冷却风扇谐次(转频的倍数)噪声进行了预测和优化，得到了最优的前扇叶分布角度，并利用实验验证了优化方法的正确性。文献[1]应用滑移网格技术和大涡模拟方法研究了交流发电机气动噪声特性，确定了发电机气动噪声的主要声源及其频率成分。文献[7]基于计算流体力学瞬态研究方法及FW-H声传播模型，预测了某型发电机直叶片冷却风扇的气动噪声。

上述针对交流发电机气动噪声的预测研究均基于Lighthill声类比积分解法，这种方法适用于计算自由声场，但是无法模拟声源周围含障碍物的情形或半自由声场[8]。事实上，对于实验室环境下的交流发电机而言，机壳、定子及反射面相对于空气而言具有极大的声学阻抗，对内部声音向外部传播具有很大的影响[9]。对于考虑声传播影响因素的车用交流发电机气动噪声研究，目前尚未发现相关文献提及。

基于上述原因，本文采用基于Lighthill声类比边界元方法，在考虑机壳、定子和反射面的影响条件下求解交流发电机远场气动噪声。首先，采用大涡模拟方法计算发电机流场参数，得到声源表面的压力脉动并等效为旋转偶极子声源。其次，考虑发电机机壳、定子和反射面的影响，建立发电机半自由声场计算模型。最后利用边界元法计算发电机远场气动噪声并对仿真分析结果进行实验验证。

1 交流发电机基本结构介绍

交流发电机基本结构如图1(a)所示。本文研究的交流发电机忽略对气动噪声影响较小的后端电子器件部分，简化后的模型如图1(b)所示。主要包含：前端盖、后端盖、定子(36个孔槽)、前风扇(9片扇叶，3片一组，分为相同的3组)、后风扇(10片扇叶，5片一组，分为相同的2组)、爪极(均匀布置的6对)、支架等。端盖上数量较多的栅格、双内置风扇、爪极表面复杂的槽孔以及定子与转子之间细小的间隙使得交流发电机流场尤为复杂。

(a) 交流发电机基本结构爆炸图

(b) 仿真简化模型

图1 交流发电机三维结构图

Fig.1 3-D configuration of alternator

2 数值计算理论

2.1 大涡模拟及其控制方程

大涡模拟(Large Eddy Simulation，LES)的基本思想是：通过建立滤波方程，把紊流瞬态运动分为大、小尺度漩涡两部分。所谓小尺度指小于计算设定的网格尺度。LES利用瞬时N-S方程求解紊流中大涡的瞬时运动，并使用滤波模型来体现小涡对大涡的影响[10]。

假定过滤过程和求导过程可交换，将N-S方程做过滤，可得大涡模拟的控制方程为[10]

(2)

2.2 气动噪声计算方法

考虑运动固体边界对声音影响的FW-H方程的表达式如下[4]：

根据“声类比”思想，方程(3)的右端项即气动噪声的声源项。第一项为四极子体积源项，分布在控制面之外的流场区域。第二项为偶极子表面源项，是流体与运动物体相互作用的结果。第三项为单极子表面源项，其大小由控制面表面加速度确定。

由于交流发电机各表面可以看作是刚性的，体积脉动量几乎为零，所以单极子声源项可不予考虑。由于发电机流场处于亚音速，四极子的强度远小于偶极子，故四极子项亦可忽略[11]。又由于交流发电机中静止偶极子对气动噪声贡献较小[12]，因此本文只考虑旋转偶极子声源引起的气动噪声，旋转偶极子的强弱和分布规律决定了相应气动噪声的特性。

2.3 半自由声场气动噪声求解方法

交流发电机的声场视作转子外部半封闭的空间区域，其主要气动噪声源为转子(前端冷却风扇、爪极、后端冷却风扇)，其表面的压力脉动可等效为旋转偶极子源点集，进一步转化成扇声源边界条件，进而对Helmholtz方程求解得到远场声学特性。本文采用边界元法求解发电机远场气动噪声时考虑了声传播的反射、散射效应。

只考虑运动偶极子声源时，FW-H方程的时域解为[9]

(5)

利用Jacobi-Anger表达式

轴向：

径向：

(8)

切向：

使用旋转点偶极子声源等效替代转子表面压力脉动时，转子需满足“紧致声源”要求[14]。由于转子尺寸较大，可将其进行分段以使每一分段满足上述要求。分段过程中最大频率尽可能取大值，以实现分段最大尺寸远小于声源距接收点的距离。考虑到计算量及人耳声范围，仿真过程中计算最大频率取20 kHz，分段最大尺寸为4.25 mm，见图3。

对转子每个分段表面的压力波动进行积分，可得到流体作用于转子表面的三个方向的时域力，傅里叶变化后得到相应的频域力，再由式(7)、(8)、(9)得到自由场辐射声。将上述计算结果作为扇声源边界条件求解Helmholtz方程得到远场噪声。

2.4 数值计算分析流程

2.4.1 计算域及数值分析网格

本文研究的交流发电机转速为14 000 r/min，选择球体为交流发电机的计算域，球心位于发电机内部，直径为发电机特征长度(发电机轴向最大距离)的8倍，以充分实现湍流。流场空间包含旋转区域和静止区域，两者之间的相对运动及数据交换依托滑移网格“interface”交界面来实现，见图4。

由于交流发电机结构复杂，因此选择具有良好模型自适应性的非结构四面体网格。对于计算结果影响较大的区域(如旋转流域附近)定义较小的网格尺寸，反之定义较大的网格尺寸。爪极与定子之间的气隙仅1.5 mm，设定气隙处网格最大尺寸为0.3 mm，并对爪极面及其相对的交界面进行局部加密，相应的计算网格如图5(a)及图5(b)所示。对数值模型采用三种网格方案进行了试算，总数分别为685万、913万、1100万不等，发现第三种方案与第二套方案相比，五点平均声压级误差在2%之内，因此认为计算结果与网格无关。

2.4.2 流场参数计算

为捕捉流场中细小的压力脉动，仿真过程中采用可压缩流体模型。首先进行稳态计算并以其终值作为瞬态计算的初值，以实现快速收敛。同时选择残差和交界面处的质量流量作为评判各阶段收敛的标准。

稳态计算时选择以漩涡流为主的RNG (Renormalization Group)两方程湍流模型，取标准壁面函数。压力速度耦合采用SIMPLE算法求解，连续性方程采用标准格式离散，动量方程、湍动能方程和湍流耗散率方程采用Second Order Upwind格式离散，旋转流域运动方式为Frame-motion。

瞬态计算采用LES湍流模型，亚格子模型为Smagorinsky-Lilly模型。压力速度耦合采用PISO (Pressure Implicit with Splitting of Operators)算法进行求解，连续性方程采用PRESTO!格式离散，动量方程采用Bounded Central Differencing格式离散。旋转流域运动方式改为Mesh-motion。稳态及瞬态计算过程中设置压力入口边界条件，转子表面设置旋转运动边界条件。

瞬态计算需设定时间步长及迭代步数，其取决于所关注的最大频率及计算的收敛性。本文所研究的交流发电机气动噪声最大分析频率5 000 Hz，根据采样定理可知，对应的时间步长，考虑到计算的收敛性，试算后取。通常认为计算3～5个流动循环可以达到非定常流动的稳定状态，这里选取4个流动循环，结合发电机转速，可知瞬态过程模拟时间，由迭代步数，可知取1 715符合计算要求。

2.4.3 半自由声场计算模型

交流发电机旋转偶极子半自由声场计算模型如图6所示。建模过程考虑到定子、端盖及反射面对声波的散射、反射等作用。由于转子发出的声音主要受到端盖内表面的作用，且考虑到边界元网格数目对仿真计算量有很大影响，因此声学边界元网格由定子表面及端盖内表面组成。仿真过程中机壳、定子及反射面均设为刚性壁面。场点布置模拟实验室环境，取半径为500 mm的半球面。反射面与发电机中心垂向距离为120 mm。边界元网格需满足最大单元的边长小于最高计算频率点处波长的1/6，最大单元边长为5.43 mm，因此计算上限频率为10 446 Hz，对于本文所研究的频段5 000 Hz以内完全满足。

3 仿真结果分析

采用大涡模拟得到的发电机旋转区域旋涡分布结果如图7所示。扇叶周围的空气介质在冷却风扇的高速运转作用下开始运动，随后向周围扩散开来，因此扇叶周围为主要的涡核区域。对于爪极而言，其表面零星分布的小涡来源于扇叶周围气体扩散引起的大涡破裂及爪极周围较为平缓的气流运动。

图8给出了转子表面的静压力云图，可以看出叶片背面(吸力面)及爪极表面为高压区，而转子线圈表面与风扇正面(压力面)处于低压区，压差推动气流运动实现线圈表面的散热。靠近旋转轴的区域压力较小，这是因为此位置流体颗粒线速度较小。此外，气流在风扇叶片作用下运动使得相邻爪极根部连接处受吸力作用处于负压状态。

图9给出了基频时(233 Hz)半球面在-平面投影后的声压级分布云图，声压级分布在36.5～80.7 dB之间且具有逐层递增的现象。发电机存在轴向声压级最小值，与圆心等距离处，偶极子指向性明显。

图10为发电机在三个平面的基频偶极子指向性图，由图10可知，发电机所处的-平面及-平面，基频偶极子分布均明显指向发电机侧面(轴)，且该两个平面上的偶极子分布具有一定的对称性，这是由于在这两个平面，发电机结构的对称性较好。而发电机前后部分差异较大使得在-平面没有明显对称特征。

(a) BPF,-平面

(b) BPF,-平面

4 交流发电机气动噪声实验验证

4.1 实验平台

为验证交流发电机气动噪声数值模拟的正确性，在西南交通大学汽车电机声功率测试实验室进行了相关实验，该实验室满足GB/T6882－2008要求[15]。实验设备包括：DATaRec-4数据采集卡、Artemis采集分析系统、GRAS麦克风。测试大纲依据“某汽车厂五点法发电机噪声测试标准”执行。试验平台如图11所示，发电机以14 000 r/min 的转速运行在空载状态(不存在电磁噪声)下，测点位于半径为500 mm的半球面上，具体位置如表1所示。

表1 麦克风测点位置

4.2 仿真及实验测试结果对比

图12为频响曲线实测值与仿真值的对比结果，可以发现在所研究的频率范围内(≤5 000 Hz)，仿真值与实测值具有良好的一致性。由表2可知总声压级符合度较好，最大误差为6.5 dB (6.3 dB(A))，5个测点声压级平均误差仅为2.6 dB (2.4 dB(A))，验证了仿真过程的正确性。同时，由表2可以发现，无论是实验值还是仿真值，5个测点之间的总声压级差异均未超过5 dB，因此用5点法测试结果表征发电机气动噪声是合适的。由频响曲线可知，交流发电机在5 000 Hz以内，其4、6、8、9、10、12等谐次是交流发电机的主要峰值谐次。利用文献[6]中的矢量合成法，可知气动噪声的峰值噪声出现在发电机转频的3k阶、2k阶及6k阶(=1、2、3…)，解释了上述峰值谐次的合理性。

(a) 前测点频响曲线

(b) 后测点频响曲线

(c) 右测点频响曲线

(d) 左测点频响曲线

(e) 上测点频响曲线

(f) 5点平均测点频响曲线

图12 在5个测点的仿真与实验频响曲线(a – e)以及5点的平均频响曲线(f)对比

Fig.12 Comparisons between simulation and experiment for the spectral responses at 5 measuring points (a – e) and their average (f)

表2 5个测点仿真与实验总声压级对比

尽管各测点总声压级误差较小，但是频响曲线与实验值还存在一定差距，可能原因有：实验过程中存在机械噪声，仿真未考虑其影响；CFD计算过程中捕获的流场信息有限；仿真过程中采用的边界元网格只考虑了机壳内表面，试验中机壳外表面也有一定影响；仿真模型在实验的基础上做了一定简化，例如定子线圈的简化使得原本含有大量孔隙的线圈被填充，引起峰值谐次幅值衰减；仿真过程中忽略了静止偶极子的影响。

5 结论

本文基于计算流体力学及声类比理论，研究了车用交流发电机转子表面旋转偶极子声源产生的气动噪声，并将计算所得结果与实验测试结果进行对比，得出以下结论：

(1) 交流发电机气动噪声的辐射声场具有一定的偶极子指向性，声压级最大值基本沿发电机侧面所在的轴，最小值基本沿发电机轴向所在的轴。同时偶极子分布具有一定的对称性，这是由发电机结构的部分对称性决定的；

(2) 采用大涡模拟与边界元法相结合的手段能够成功预测交流发电机在中低频率(5 000 Hz以内)的气动噪声。

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Aerodynamic noise prediction of vehicle alternator considering the factors affecting acoustic propagation

LIU Qi1, YAN Bing1, ZHANG Sheng-jie2, ZHANG Chuan2

(1. School of Mechanical Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, Sichuan, China;2. Chengdu Huachuan Electric Parts Co., Ltd., Chengdu 610106, Sichuan, China)

In order to predict the aerodynamic noise of vehicle alternators more accurately, an approach based on computational fluid dynamics (CFD) and acoustic analogy theory is proposed for aerodynamic noise prediction of a vehicle alternator under the mounted condition in laboratory and considering the factors affecting acoustic propagation. The large eddy simulation (LES) method is adopted to calculate the three-dimensional unsteady flow field inside the alternator firstly. Then the surficial pressure fluctuation of rotating components is equivalent to rotating dipole sources based on Lowson’s fan source theory. After that, a half free field acoustic computational model is established to predict the outer radial acoustic field of the alternatorby taking the inner face of alternator enclosure as the boundary of sound sources and considering influences of the enclosure and experimental rig desk on the acoustic propagation. Finally, prediction results are validated by experiment data. It shows that there is an obvious dipole directivity of the radial acoustic field of aerodynamic noise of the alternator, and the prediction results agree with experimental ones quite well. The approach in this work can predict the aerodynamic noise of alternators more accurately. Furthermore, it provides a reference for aerodynamic noise prediction of alternators mounted on vehicles where more obstacles need to be considered.

alternator; aerodynamic noise; acoustic analogy;rotating dipole; boundary element method

TB535

A

1000-3630(2017)-04-0363-08

10.16300/j.cnki.1000-3630.2017.04.012

2016-11-01;

2017-03-09

柳琦(1992－), 女, 陕西咸阳人, 硕士研究生, 研究方向为电机空气动力学噪声。

闫兵, E-mail: yanbingwd@163.com