柳琦，閆兵，張勝杰，張川

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考慮影響聲傳播因素的車用交流發(fā)電機氣動噪聲預(yù)測

柳琦1，閆兵1，張勝杰2，張川2

(1. 西南交通大學(xué)機械工程學(xué)院，四川成都610031； 2. 成都華川電裝有限責(zé)任公司，四川成都610106)

為了更準(zhǔn)確地預(yù)測車用交流發(fā)電機的氣動噪聲，基于計算流體力學(xué)及聲類比理論，考慮影響聲傳播的因素，對實驗室安裝條件下的某型車用交流發(fā)電機氣動噪聲進(jìn)行研究。利用大渦模擬方法計算了交流發(fā)電機內(nèi)部三維非穩(wěn)態(tài)流場；依據(jù)Lighthill聲類比思想，將轉(zhuǎn)子表面的壓力脈動等效為旋轉(zhuǎn)偶極子源點集；考慮發(fā)電機機殼及實驗臺面對聲傳播的影響，建立了以機殼內(nèi)表面為聲源邊界的半自由聲場計算模型，進(jìn)而預(yù)測了發(fā)電機的遠(yuǎn)場氣動噪聲；最后，利用實測數(shù)據(jù)對發(fā)電機氣動噪聲仿真結(jié)果進(jìn)行了驗證。結(jié)果表明：交流發(fā)電機氣動噪聲的輻射聲場具有明顯的偶極子指向特性；仿真計算結(jié)果與實驗測試結(jié)果具有很好的一致性。所提的研究方法能更準(zhǔn)確地預(yù)測發(fā)電機的氣動噪聲，同時可為實車安裝條件下的車用交流發(fā)電機氣動噪聲預(yù)測提供參考。

交流發(fā)電機；氣動噪聲；聲類比；旋轉(zhuǎn)偶極子；邊界元法

0 引言

隨著人們對汽車舒適性要求的提高，交流發(fā)電機噪聲問題得到廣泛關(guān)注。發(fā)電機噪聲包括機械噪聲、電磁噪聲和氣動噪聲，其中氣動噪聲是發(fā)電機高速運行時(6 000 r/min以上)最突出的部分，而轉(zhuǎn)子(包括前、后風(fēng)扇和爪極)是最主要的氣動噪聲源[1]。氣動噪聲由離散噪聲和寬頻噪聲組成。離散噪聲由轉(zhuǎn)子葉片與非定常來流或靜止部件相互作用引起；寬頻噪聲來源于作用在葉片上的隨機載荷，包括邊界層分離、葉間氣流再循環(huán)等[2]。

目前，針對交流發(fā)電機流場特性和氣動噪聲的預(yù)測問題，一般采用Lighthill聲類比法及其特殊方程形式(Curle、FW-H方程)，通過建立流場參數(shù)與聲學(xué)物理量之間的聯(lián)系，實現(xiàn)氣動噪聲的預(yù)測[3-4]。文獻(xiàn)[5]采用商用計算流體力學(xué)(Computational Fluid Dynamics，CFD)軟件SC/Tetra和聲學(xué)計算軟件FlowNoise S/W，在計算發(fā)電機的流場參數(shù)的基礎(chǔ)上預(yù)測了發(fā)電機冷卻風(fēng)扇的氣動噪聲頻譜。文獻(xiàn)[6]采用矢量合成法對發(fā)電機前端冷卻風(fēng)扇諧次(轉(zhuǎn)頻的倍數(shù))噪聲進(jìn)行了預(yù)測和優(yōu)化，得到了最優(yōu)的前扇葉分布角度，并利用實驗驗證了優(yōu)化方法的正確性。文獻(xiàn)[1]應(yīng)用滑移網(wǎng)格技術(shù)和大渦模擬方法研究了交流發(fā)電機氣動噪聲特性，確定了發(fā)電機氣動噪聲的主要聲源及其頻率成分。文獻(xiàn)[7]基于計算流體力學(xué)瞬態(tài)研究方法及FW-H聲傳播模型，預(yù)測了某型發(fā)電機直葉片冷卻風(fēng)扇的氣動噪聲。

上述針對交流發(fā)電機氣動噪聲的預(yù)測研究均基于Lighthill聲類比積分解法，這種方法適用于計算自由聲場，但是無法模擬聲源周圍含障礙物的情形或半自由聲場[8]。事實上，對于實驗室環(huán)境下的交流發(fā)電機而言，機殼、定子及反射面相對于空氣而言具有極大的聲學(xué)阻抗，對內(nèi)部聲音向外部傳播具有很大的影響[9]。對于考慮聲傳播影響因素的車用交流發(fā)電機氣動噪聲研究，目前尚未發(fā)現(xiàn)相關(guān)文獻(xiàn)提及。

基于上述原因，本文采用基于Lighthill聲類比邊界元方法，在考慮機殼、定子和反射面的影響條件下求解交流發(fā)電機遠(yuǎn)場氣動噪聲。首先，采用大渦模擬方法計算發(fā)電機流場參數(shù)，得到聲源表面的壓力脈動并等效為旋轉(zhuǎn)偶極子聲源。其次，考慮發(fā)電機機殼、定子和反射面的影響，建立發(fā)電機半自由聲場計算模型。最后利用邊界元法計算發(fā)電機遠(yuǎn)場氣動噪聲并對仿真分析結(jié)果進(jìn)行實驗驗證。

1 交流發(fā)電機基本結(jié)構(gòu)介紹

交流發(fā)電機基本結(jié)構(gòu)如圖1(a)所示。本文研究的交流發(fā)電機忽略對氣動噪聲影響較小的后端電子器件部分，簡化后的模型如圖1(b)所示。主要包含：前端蓋、后端蓋、定子(36個孔槽)、前風(fēng)扇(9片扇葉，3片一組，分為相同的3組)、后風(fēng)扇(10片扇葉，5片一組，分為相同的2組)、爪極(均勻布置的6對)、支架等。端蓋上數(shù)量較多的柵格、雙內(nèi)置風(fēng)扇、爪極表面復(fù)雜的槽孔以及定子與轉(zhuǎn)子之間細(xì)小的間隙使得交流發(fā)電機流場尤為復(fù)雜。

(a) 交流發(fā)電機基本結(jié)構(gòu)爆炸圖

(b) 仿真簡化模型

圖1 交流發(fā)電機三維結(jié)構(gòu)圖

Fig.1 3-D configuration of alternator

2 數(shù)值計算理論

2.1 大渦模擬及其控制方程

大渦模擬(Large Eddy Simulation，LES)的基本思想是：通過建立濾波方程，把紊流瞬態(tài)運動分為大、小尺度漩渦兩部分。所謂小尺度指小于計算設(shè)定的網(wǎng)格尺度。LES利用瞬時N-S方程求解紊流中大渦的瞬時運動，并使用濾波模型來體現(xiàn)小渦對大渦的影響[10]。

假定過濾過程和求導(dǎo)過程可交換，將N-S方程做過濾，可得大渦模擬的控制方程為[10]

(2)

2.2 氣動噪聲計算方法

考慮運動固體邊界對聲音影響的FW-H方程的表達(dá)式如下[4]：

根據(jù)“聲類比”思想，方程(3)的右端項即氣動噪聲的聲源項。第一項為四極子體積源項，分布在控制面之外的流場區(qū)域。第二項為偶極子表面源項，是流體與運動物體相互作用的結(jié)果。第三項為單極子表面源項，其大小由控制面表面加速度確定。

由于交流發(fā)電機各表面可以看作是剛性的，體積脈動量幾乎為零，所以單極子聲源項可不予考慮。由于發(fā)電機流場處于亞音速，四極子的強度遠(yuǎn)小于偶極子，故四極子項亦可忽略[11]。又由于交流發(fā)電機中靜止偶極子對氣動噪聲貢獻(xiàn)較小[12]，因此本文只考慮旋轉(zhuǎn)偶極子聲源引起的氣動噪聲，旋轉(zhuǎn)偶極子的強弱和分布規(guī)律決定了相應(yīng)氣動噪聲的特性。

2.3 半自由聲場氣動噪聲求解方法

交流發(fā)電機的聲場視作轉(zhuǎn)子外部半封閉的空間區(qū)域，其主要氣動噪聲源為轉(zhuǎn)子(前端冷卻風(fēng)扇、爪極、后端冷卻風(fēng)扇)，其表面的壓力脈動可等效為旋轉(zhuǎn)偶極子源點集，進(jìn)一步轉(zhuǎn)化成扇聲源邊界條件，進(jìn)而對Helmholtz方程求解得到遠(yuǎn)場聲學(xué)特性。本文采用邊界元法求解發(fā)電機遠(yuǎn)場氣動噪聲時考慮了聲傳播的反射、散射效應(yīng)。

只考慮運動偶極子聲源時，F(xiàn)W-H方程的時域解為[9]

(5)

利用Jacobi-Anger表達(dá)式

軸向：

徑向：

(8)

切向：

使用旋轉(zhuǎn)點偶極子聲源等效替代轉(zhuǎn)子表面壓力脈動時，轉(zhuǎn)子需滿足“緊致聲源”要求[14]。由于轉(zhuǎn)子尺寸較大，可將其進(jìn)行分段以使每一分段滿足上述要求。分段過程中最大頻率盡可能取大值，以實現(xiàn)分段最大尺寸遠(yuǎn)小于聲源距接收點的距離?？紤]到計算量及人耳聲范圍，仿真過程中計算最大頻率取20 kHz，分段最大尺寸為4.25 mm，見圖3。

對轉(zhuǎn)子每個分段表面的壓力波動進(jìn)行積分，可得到流體作用于轉(zhuǎn)子表面的三個方向的時域力，傅里葉變化后得到相應(yīng)的頻域力，再由式(7)、(8)、(9)得到自由場輻射聲。將上述計算結(jié)果作為扇聲源邊界條件求解Helmholtz方程得到遠(yuǎn)場噪聲。

2.4 數(shù)值計算分析流程

2.4.1 計算域及數(shù)值分析網(wǎng)格

本文研究的交流發(fā)電機轉(zhuǎn)速為14 000 r/min，選擇球體為交流發(fā)電機的計算域，球心位于發(fā)電機內(nèi)部，直徑為發(fā)電機特征長度(發(fā)電機軸向最大距離)的8倍，以充分實現(xiàn)湍流。流場空間包含旋轉(zhuǎn)區(qū)域和靜止區(qū)域，兩者之間的相對運動及數(shù)據(jù)交換依托滑移網(wǎng)格“interface”交界面來實現(xiàn)，見圖4。

由于交流發(fā)電機結(jié)構(gòu)復(fù)雜，因此選擇具有良好模型自適應(yīng)性的非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格。對于計算結(jié)果影響較大的區(qū)域(如旋轉(zhuǎn)流域附近)定義較小的網(wǎng)格尺寸，反之定義較大的網(wǎng)格尺寸。爪極與定子之間的氣隙僅1.5 mm，設(shè)定氣隙處網(wǎng)格最大尺寸為0.3 mm，并對爪極面及其相對的交界面進(jìn)行局部加密，相應(yīng)的計算網(wǎng)格如圖5(a)及圖5(b)所示。對數(shù)值模型采用三種網(wǎng)格方案進(jìn)行了試算，總數(shù)分別為685萬、913萬、1100萬不等，發(fā)現(xiàn)第三種方案與第二套方案相比，五點平均聲壓級誤差在2%之內(nèi)，因此認(rèn)為計算結(jié)果與網(wǎng)格無關(guān)。

2.4.2 流場參數(shù)計算

為捕捉流場中細(xì)小的壓力脈動，仿真過程中采用可壓縮流體模型。首先進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計算并以其終值作為瞬態(tài)計算的初值，以實現(xiàn)快速收斂。同時選擇殘差和交界面處的質(zhì)量流量作為評判各階段收斂的標(biāo)準(zhǔn)。

穩(wěn)態(tài)計算時選擇以漩渦流為主的RNG (Renormalization Group)兩方程湍流模型，取標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。壓力速度耦合采用SIMPLE算法求解，連續(xù)性方程采用標(biāo)準(zhǔn)格式離散，動量方程、湍動能方程和湍流耗散率方程采用Second Order Upwind格式離散，旋轉(zhuǎn)流域運動方式為Frame-motion。

瞬態(tài)計算采用LES湍流模型，亞格子模型為Smagorinsky-Lilly模型。壓力速度耦合采用PISO (Pressure Implicit with Splitting of Operators)算法進(jìn)行求解，連續(xù)性方程采用PRESTO!格式離散，動量方程采用Bounded Central Differencing格式離散。旋轉(zhuǎn)流域運動方式改為Mesh-motion。穩(wěn)態(tài)及瞬態(tài)計算過程中設(shè)置壓力入口邊界條件，轉(zhuǎn)子表面設(shè)置旋轉(zhuǎn)運動邊界條件。

瞬態(tài)計算需設(shè)定時間步長及迭代步數(shù)，其取決于所關(guān)注的最大頻率及計算的收斂性。本文所研究的交流發(fā)電機氣動噪聲最大分析頻率5 000 Hz，根據(jù)采樣定理可知，對應(yīng)的時間步長，考慮到計算的收斂性，試算后取。通常認(rèn)為計算3～5個流動循環(huán)可以達(dá)到非定常流動的穩(wěn)定狀態(tài)，這里選取4個流動循環(huán)，結(jié)合發(fā)電機轉(zhuǎn)速，可知瞬態(tài)過程模擬時間，由迭代步數(shù)，可知取1 715符合計算要求。

2.4.3 半自由聲場計算模型

交流發(fā)電機旋轉(zhuǎn)偶極子半自由聲場計算模型如圖6所示。建模過程考慮到定子、端蓋及反射面對聲波的散射、反射等作用。由于轉(zhuǎn)子發(fā)出的聲音主要受到端蓋內(nèi)表面的作用，且考慮到邊界元網(wǎng)格數(shù)目對仿真計算量有很大影響，因此聲學(xué)邊界元網(wǎng)格由定子表面及端蓋內(nèi)表面組成。仿真過程中機殼、定子及反射面均設(shè)為剛性壁面。場點布置模擬實驗室環(huán)境，取半徑為500 mm的半球面。反射面與發(fā)電機中心垂向距離為120 mm。邊界元網(wǎng)格需滿足最大單元的邊長小于最高計算頻率點處波長的1/6，最大單元邊長為5.43 mm，因此計算上限頻率為10 446 Hz，對于本文所研究的頻段5 000 Hz以內(nèi)完全滿足。

3 仿真結(jié)果分析

采用大渦模擬得到的發(fā)電機旋轉(zhuǎn)區(qū)域旋渦分布結(jié)果如圖7所示。扇葉周圍的空氣介質(zhì)在冷卻風(fēng)扇的高速運轉(zhuǎn)作用下開始運動，隨后向周圍擴散開來，因此扇葉周圍為主要的渦核區(qū)域。對于爪極而言，其表面零星分布的小渦來源于扇葉周圍氣體擴散引起的大渦破裂及爪極周圍較為平緩的氣流運動。

圖8給出了轉(zhuǎn)子表面的靜壓力云圖，可以看出葉片背面(吸力面)及爪極表面為高壓區(qū)，而轉(zhuǎn)子線圈表面與風(fēng)扇正面(壓力面)處于低壓區(qū)，壓差推動氣流運動實現(xiàn)線圈表面的散熱。靠近旋轉(zhuǎn)軸的區(qū)域壓力較小，這是因為此位置流體顆粒線速度較小。此外，氣流在風(fēng)扇葉片作用下運動使得相鄰爪極根部連接處受吸力作用處于負(fù)壓狀態(tài)。

圖9給出了基頻時(233 Hz)半球面在-平面投影后的聲壓級分布云圖，聲壓級分布在36.5～80.7 dB之間且具有逐層遞增的現(xiàn)象。發(fā)電機存在軸向聲壓級最小值，與圓心等距離處，偶極子指向性明顯。

圖10為發(fā)電機在三個平面的基頻偶極子指向性圖，由圖10可知，發(fā)電機所處的-平面及-平面，基頻偶極子分布均明顯指向發(fā)電機側(cè)面(軸)，且該兩個平面上的偶極子分布具有一定的對稱性，這是由于在這兩個平面，發(fā)電機結(jié)構(gòu)的對稱性較好。而發(fā)電機前后部分差異較大使得在-平面沒有明顯對稱特征。

(a) BPF,-平面

(b) BPF,-平面

4 交流發(fā)電機氣動噪聲實驗驗證

4.1 實驗平臺

為驗證交流發(fā)電機氣動噪聲數(shù)值模擬的正確性，在西南交通大學(xué)汽車電機聲功率測試實驗室進(jìn)行了相關(guān)實驗，該實驗室滿足GB/T6882－2008要求[15]。實驗設(shè)備包括：DATaRec-4數(shù)據(jù)采集卡、Artemis采集分析系統(tǒng)、GRAS麥克風(fēng)。測試大綱依據(jù)“某汽車廠五點法發(fā)電機噪聲測試標(biāo)準(zhǔn)”執(zhí)行。試驗平臺如圖11所示，發(fā)電機以14 000 r/min 的轉(zhuǎn)速運行在空載狀態(tài)(不存在電磁噪聲)下，測點位于半徑為500 mm的半球面上，具體位置如表1所示。

表1 麥克風(fēng)測點位置

4.2 仿真及實驗測試結(jié)果對比

圖12為頻響曲線實測值與仿真值的對比結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)在所研究的頻率范圍內(nèi)(≤5 000 Hz)，仿真值與實測值具有良好的一致性。由表2可知總聲壓級符合度較好，最大誤差為6.5 dB (6.3 dB(A))，5個測點聲壓級平均誤差僅為2.6 dB (2.4 dB(A))，驗證了仿真過程的正確性。同時，由表2可以發(fā)現(xiàn)，無論是實驗值還是仿真值，5個測點之間的總聲壓級差異均未超過5 dB，因此用5點法測試結(jié)果表征發(fā)電機氣動噪聲是合適的。由頻響曲線可知，交流發(fā)電機在5 000 Hz以內(nèi)，其4、6、8、9、10、12等諧次是交流發(fā)電機的主要峰值諧次。利用文獻(xiàn)[6]中的矢量合成法，可知氣動噪聲的峰值噪聲出現(xiàn)在發(fā)電機轉(zhuǎn)頻的3k階、2k階及6k階(=1、2、3…)，解釋了上述峰值諧次的合理性。

(a) 前測點頻響曲線

(b) 后測點頻響曲線

(c) 右測點頻響曲線

(d) 左測點頻響曲線

(e) 上測點頻響曲線

(f) 5點平均測點頻響曲線

圖12 在5個測點的仿真與實驗頻響曲線(a – e)以及5點的平均頻響曲線(f)對比

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

表2 5個測點仿真與實驗總聲壓級對比

盡管各測點總聲壓級誤差較小，但是頻響曲線與實驗值還存在一定差距，可能原因有：實驗過程中存在機械噪聲，仿真未考慮其影響；CFD計算過程中捕獲的流場信息有限；仿真過程中采用的邊界元網(wǎng)格只考慮了機殼內(nèi)表面，試驗中機殼外表面也有一定影響；仿真模型在實驗的基礎(chǔ)上做了一定簡化，例如定子線圈的簡化使得原本含有大量孔隙的線圈被填充，引起峰值諧次幅值衰減；仿真過程中忽略了靜止偶極子的影響。

5 結(jié)論

本文基于計算流體力學(xué)及聲類比理論，研究了車用交流發(fā)電機轉(zhuǎn)子表面旋轉(zhuǎn)偶極子聲源產(chǎn)生的氣動噪聲，并將計算所得結(jié)果與實驗測試結(jié)果進(jìn)行對比，得出以下結(jié)論：

(1) 交流發(fā)電機氣動噪聲的輻射聲場具有一定的偶極子指向性，聲壓級最大值基本沿發(fā)電機側(cè)面所在的軸，最小值基本沿發(fā)電機軸向所在的軸。同時偶極子分布具有一定的對稱性，這是由發(fā)電機結(jié)構(gòu)的部分對稱性決定的；

(2) 采用大渦模擬與邊界元法相結(jié)合的手段能夠成功預(yù)測交流發(fā)電機在中低頻率(5 000 Hz以內(nèi))的氣動噪聲。

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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, 陜西咸陽人, 碩士研究生, 研究方向為電機空氣動力學(xué)噪聲。

閆兵, E-mail: yanbingwd@163.com