張亞?wèn)|,柳 琦,閆 兵,張繼業(yè)(.西南交通大學(xué)牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,成都6003;.西南交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,成都6003)
?
旋轉(zhuǎn)方向?qū)?chē)用交流發(fā)電機(jī)氣動(dòng)噪聲影響分析
張亞?wèn)|1,柳琦2,閆兵2,張繼業(yè)1
(1.西南交通大學(xué)牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,成都610031;2.西南交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,成都610031)
摘要:針對(duì)交流發(fā)電機(jī)氣動(dòng)噪聲聲源組成的復(fù)雜性和不同旋轉(zhuǎn)方向?qū)涣靼l(fā)電機(jī)氣動(dòng)噪聲影響問(wèn)題,基于Lighthill聲學(xué)理論,采用LES(LargeEddy Simulation,大渦模擬)和FW-H(FfowcsWilliams-Hawking方程)聲學(xué)模型對(duì)交流發(fā)電機(jī)氣動(dòng)噪聲進(jìn)行數(shù)值模擬。研究結(jié)果表明:LES在交流發(fā)電機(jī)噪聲數(shù)值預(yù)測(cè)方面其主要階次及幅值與試驗(yàn)對(duì)比有很好的一致性;前后扇葉為該型交流發(fā)電機(jī)的主要?dú)鈩?dòng)噪聲聲源;第6、8、10、12和18等階次為交流發(fā)電機(jī)氣動(dòng)噪聲主要影響階次,且主要能量集中在1 120 Hz~5 600 Hz頻率范圍內(nèi);反方向運(yùn)行工況的交流發(fā)電機(jī)總聲壓級(jí)較正方向運(yùn)行時(shí)大9.17 dB,質(zhì)量流量較正方向運(yùn)行的小62.87 g/s。研究成果可為車(chē)用交流發(fā)電機(jī)氣動(dòng)噪聲性能的提高提供切實(shí)可行的參考。
關(guān)鍵字:聲學(xué);交流發(fā)電機(jī);風(fēng)扇;旋轉(zhuǎn)方向;階次分析;氣動(dòng)噪聲;大渦模擬
隨著經(jīng)濟(jì)高速發(fā)展和人民生活水平的提高,在汽車(chē)數(shù)量近年來(lái)飛速增長(zhǎng)的同時(shí),對(duì)汽車(chē)使用舒適性的要求也越來(lái)越高。汽車(chē)NVH(Noise, Vibrationand Harshness)研究已經(jīng)從整車(chē)和總成級(jí)擴(kuò)展到零部件級(jí)別,車(chē)用交流發(fā)電機(jī)作為汽車(chē)上的關(guān)鍵零部件之一,對(duì)汽車(chē)總成噪聲特別是單諧次有比較大的影響[1]。在6 000 r/min以上的高轉(zhuǎn)速段,氣動(dòng)噪聲成為交流發(fā)電機(jī)噪聲中的主要部分,且最難以治理[1–4]。
對(duì)交流發(fā)電機(jī)氣動(dòng)噪聲的研究主要是試驗(yàn)研究和數(shù)值模擬研究。在試驗(yàn)研究方面,人們?yōu)榱苏J(rèn)識(shí)交流發(fā)電機(jī)氣動(dòng)噪聲的特性、產(chǎn)生機(jī)理、噪聲源和噪聲傳播途徑等進(jìn)行了大量試驗(yàn)[3–6],指出交流發(fā)電機(jī)的前后風(fēng)扇扇葉高速旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的脈動(dòng)壓力是氣動(dòng)噪聲源,并提出一些措施降低交流發(fā)電機(jī)的噪聲。文獻(xiàn)[4]采用實(shí)驗(yàn)研究和數(shù)值模擬方法,對(duì)交流發(fā)電機(jī)氣動(dòng)噪聲做了大量研究,以降低交流發(fā)電機(jī)總噪聲和提高風(fēng)扇流量為目標(biāo),總結(jié)出優(yōu)化交流發(fā)電機(jī)前后端蓋和前后風(fēng)扇扇葉結(jié)構(gòu)參數(shù)的規(guī)律。在數(shù)值模擬研究方面,Lighthill聲學(xué)比擬理論[7,8]已應(yīng)用于交流發(fā)電機(jī)氣動(dòng)噪聲的預(yù)測(cè)。文獻(xiàn)[9]在基于田口方法(Taguchi method)最優(yōu)化設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)上,采用商業(yè)CFD軟件SC/Tetra和聲學(xué)軟件FlowNoiseS/W,以最大風(fēng)扇流量和最低噪聲A聲壓級(jí)為目標(biāo),通過(guò)優(yōu)化交流發(fā)電機(jī)后風(fēng)扇扇葉設(shè)計(jì)參數(shù),得到最優(yōu)的交流發(fā)電機(jī)后風(fēng)扇扇葉結(jié)構(gòu)。
綜上所述,實(shí)驗(yàn)方法研究汽車(chē)交流發(fā)電機(jī)風(fēng)扇噪聲,設(shè)計(jì)周期長(zhǎng),成本高,很難滿(mǎn)足迅速發(fā)展的市場(chǎng)。另外,對(duì)于交流發(fā)電機(jī)反方向運(yùn)行的特殊工況,通過(guò)試驗(yàn)研究難以實(shí)現(xiàn),而數(shù)值模擬相對(duì)于實(shí)驗(yàn)法其優(yōu)點(diǎn)在于可控性強(qiáng),能夠完成現(xiàn)實(shí)中比較難以操作的工況,可以比較簡(jiǎn)單地進(jìn)行周期較短的氣動(dòng)噪聲模擬。采用LES和FW-H聲學(xué)模型對(duì)交流發(fā)電機(jī)氣動(dòng)噪聲進(jìn)行數(shù)值模擬,同時(shí)考慮交流發(fā)電機(jī)不同旋轉(zhuǎn)方向的氣動(dòng)噪聲特性。研究成果可為交流發(fā)電機(jī)的氣動(dòng)性能和噪聲特性的改進(jìn)等問(wèn)題提供一定的工程應(yīng)用價(jià)值。
1.1計(jì)算幾何模型
圖1所示為所采用的某型交流發(fā)電機(jī),正方向?yàn)轫槙r(shí)針旋轉(zhuǎn)方向,主要由前端蓋、后端蓋、定子、轉(zhuǎn)子(包括前風(fēng)扇、后風(fēng)扇、爪極、骨架、磁場(chǎng)繞組和集電環(huán)等)、電壓調(diào)節(jié)器、整流器、電刷、絕緣套和罩蓋等組成。車(chē)用交流發(fā)電機(jī)的散熱系統(tǒng)為前后兩個(gè)離心風(fēng)扇,前風(fēng)扇由9片扇葉組成,后風(fēng)扇由10片扇葉構(gòu)成(圖1右圖所示)。
1.2計(jì)算區(qū)域、邊界條件及網(wǎng)格劃分
計(jì)算區(qū)域見(jiàn)圖2(a)所示,計(jì)算域選擇的是直徑比較大的一個(gè)球體空間區(qū)域,大小是交流發(fā)電機(jī)軸向最大尺寸的8倍,以保證湍流流場(chǎng)充分發(fā)展。流體空間分為旋轉(zhuǎn)和靜止部分:前風(fēng)扇、后風(fēng)扇和爪極等組件為旋轉(zhuǎn)部分,按照給定轉(zhuǎn)速運(yùn)動(dòng);前端蓋、后端蓋、定子和整流器等附近流場(chǎng)為固定部分,計(jì)算過(guò)程中保持靜止。數(shù)值計(jì)算時(shí),利用滑移網(wǎng)格技術(shù)實(shí)現(xiàn)旋轉(zhuǎn)部分與靜止部分的相對(duì)運(yùn)動(dòng)?;票砻嫒鐖D2(b)所示,靜止部分和旋轉(zhuǎn)部分的數(shù)據(jù)流采用“5對(duì)interface面”處理。
計(jì)算域中的出口邊界屬于閉邊界條件,已知邊界條件只有旋轉(zhuǎn)速度,根據(jù)試驗(yàn)條件,旋轉(zhuǎn)速度為14 000 r/min。由于給定的計(jì)算區(qū)域可以保證交流發(fā)電機(jī)的湍流流場(chǎng)充分發(fā)展,因此將計(jì)算區(qū)域入口初始化條件設(shè)定為:壓力出口,相對(duì)總壓為0,相對(duì)表壓為0。
由于交流發(fā)電機(jī)結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜,因此采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,見(jiàn)圖3所示。
圖1 交流發(fā)電機(jī)幾何模型
圖2 邊界條件設(shè)置
圖3 計(jì)算網(wǎng)格
計(jì)算過(guò)程中采用網(wǎng)格自適應(yīng)技術(shù),對(duì)網(wǎng)格密度不斷調(diào)整,并進(jìn)行局部加密,保證計(jì)算精度。為更加精確地考慮交流發(fā)電機(jī)表面對(duì)流體流動(dòng)的影響,在其表面進(jìn)行邊界層網(wǎng)格劃分,增長(zhǎng)比率為1.1,劃分總厚度為10 mm的6層三棱柱網(wǎng)格。由于轉(zhuǎn)子和定子之間的氣隙徑向間距為1.5 mm,因此氣隙的網(wǎng)格最大控制尺寸為0.05 mm。得到整體計(jì)算域網(wǎng)格量大約為1414萬(wàn)。
2.1氣動(dòng)噪聲計(jì)算方法
采用基于有限體積法的商業(yè)CFD軟件FLUENT計(jì)算特定轉(zhuǎn)速下交流發(fā)電機(jī)的非定常氣動(dòng)特性方程組。數(shù)值計(jì)算時(shí),為了加快收斂速度,先進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計(jì)算,再將穩(wěn)態(tài)結(jié)果作為瞬態(tài)的初始條件。直到瞬態(tài)計(jì)算物理場(chǎng)穩(wěn)定后,開(kāi)始用FW-H方程計(jì)算聲場(chǎng),提取聲源信息并進(jìn)行脈動(dòng)壓力計(jì)算。
此外,計(jì)算時(shí)需要考慮時(shí)間步長(zhǎng)Δt、瞬態(tài)計(jì)算時(shí)間和遠(yuǎn)場(chǎng)聲場(chǎng)計(jì)算時(shí)間。瞬態(tài)計(jì)算時(shí)間的選取主要取決于關(guān)注的頻率成分以及計(jì)算的收斂性?xún)蓚€(gè)方面。當(dāng)風(fēng)扇轉(zhuǎn)速為14 000 r/min時(shí),關(guān)注前20階噪聲,則對(duì)應(yīng)的頻率為fmax=14 000×20/60=4 667 Hz,根據(jù)采樣定理可知,對(duì)應(yīng)的時(shí)間步長(zhǎng)Δt≤1/(2×fmax)= 1.07×10-4。LES計(jì)算非定常流場(chǎng)中時(shí)間推進(jìn)步長(zhǎng)越小越好,結(jié)合收斂性,經(jīng)過(guò)試算,最終確定Δt=1×10-5作為時(shí)間步長(zhǎng)。首先經(jīng)過(guò)60/n×3(n表示轉(zhuǎn)速)個(gè)時(shí)間步的計(jì)算以保證湍流流場(chǎng)充分發(fā)展,然后再計(jì)算60/n×3個(gè)時(shí)間步,并存儲(chǔ)每一個(gè)時(shí)間步的聲源數(shù)據(jù),作為遠(yuǎn)場(chǎng)聲場(chǎng)計(jì)算的輸入,以進(jìn)行氣動(dòng)載荷的特性分析。
2.2交流發(fā)電機(jī)流場(chǎng)特性
圖4為交流發(fā)電機(jī)(轉(zhuǎn)速為14 000 r/min的工況)前風(fēng)扇、后風(fēng)扇的垂向剖面速度云圖,看出在風(fēng)扇周?chē)休^大的流動(dòng)速度,有利于轉(zhuǎn)子線(xiàn)圈、定子線(xiàn)圈的散熱,符合該型交流發(fā)電機(jī)散熱系統(tǒng)的設(shè)計(jì)初衷。圖5為交流發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子表面壓力分布云圖,可見(jiàn)葉片外緣處扇葉壓力面與吸力面之間存在較大的壓力差,說(shuō)明扇葉表面聲源應(yīng)該是氣動(dòng)噪聲的重要來(lái)源之一。
圖4 前后風(fēng)扇垂向剖面速度云圖
圖6所示為前、后風(fēng)扇速度矢量圖??梢?jiàn)冷卻風(fēng)扇的主要作用機(jī)理為:前風(fēng)扇扇葉從前端蓋軸向柵格吸入空氣對(duì)爪極、線(xiàn)圈和定子繞組等組件進(jìn)行冷卻,從前端蓋徑向柵格排出空氣進(jìn)行散熱;
圖5 轉(zhuǎn)子表面壓力云圖
圖6 前、后風(fēng)扇速度矢量圖
后風(fēng)扇扇葉從軸向罩蓋吸入空氣對(duì)整流器等電子設(shè)備和定子繞組線(xiàn)圈等組件進(jìn)行冷卻,從后端蓋徑向柵格排出空氣進(jìn)行散熱。
2.3氣動(dòng)噪聲聲場(chǎng)特性
噪聲試驗(yàn)在西南交通大學(xué)汽車(chē)工程研究所的電機(jī)聲功率測(cè)試實(shí)驗(yàn)室[4]內(nèi)在整機(jī)狀態(tài)下進(jìn)行。實(shí)驗(yàn)室的聲學(xué)環(huán)境已達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)GB/T6882-2008要求[10]。在空載工況下進(jìn)行噪聲測(cè)試,參考“某汽車(chē)廠(chǎng)五點(diǎn)法發(fā)電機(jī)噪聲測(cè)試標(biāo)準(zhǔn)”,選擇在距交流發(fā)電機(jī)中心0.5 m處的5個(gè)測(cè)點(diǎn)(前測(cè)點(diǎn)、右測(cè)點(diǎn)、后測(cè)點(diǎn)、左測(cè)點(diǎn)和上測(cè)點(diǎn))以及將前側(cè)方向45°、軸向0.2 m處作為第6個(gè)測(cè)點(diǎn)。測(cè)試臺(tái)架和測(cè)點(diǎn)布置現(xiàn)場(chǎng)圖見(jiàn)圖7。
圖7 實(shí)驗(yàn)臺(tái)架和測(cè)點(diǎn)布置現(xiàn)場(chǎng)圖
圖8為交流發(fā)電機(jī)不同轉(zhuǎn)速工況下前測(cè)點(diǎn)轉(zhuǎn)速聲壓級(jí)曲線(xiàn)數(shù)值模擬與試驗(yàn)的對(duì)比??梢?jiàn)計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果相當(dāng)接近,最大相差為4.02 dB。造成偏差的主要原因?yàn)閿?shù)值模擬并未考慮聲音的散射、對(duì)結(jié)構(gòu)的反射和聲場(chǎng)中的折射等。數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)對(duì)比,盡管有一定的偏差,但轉(zhuǎn)速聲壓級(jí)總趨勢(shì)具有一致性。
圖8 轉(zhuǎn)速聲壓級(jí)對(duì)比曲線(xiàn)
圖9為數(shù)值模擬分析得到的交流發(fā)電機(jī)前測(cè)點(diǎn)的噪聲頻譜與試驗(yàn)對(duì)比曲線(xiàn),由于篇幅有限,其余測(cè)點(diǎn)均未列出。數(shù)值模擬結(jié)果表明主要階次及幅值與試驗(yàn)對(duì)比在低頻部分有很好的一致性,高頻部分主要階次不明顯且幅值小于實(shí)測(cè)值;第6、8、10、12和18等階次是該型交流發(fā)電機(jī)氣動(dòng)噪聲的主要影響階次;第12和18主要階次旋轉(zhuǎn)噪聲預(yù)測(cè)偏差分別為2.3 dB和3.3 dB。由圖9(b)可見(jiàn),交流發(fā)電機(jī)氣動(dòng)噪聲在很寬的頻率內(nèi)存在,是寬頻噪聲;主要能量集中在1120 Hz~5600 Hz頻率范圍內(nèi)。
圖9 前測(cè)點(diǎn)頻譜圖
以上分析結(jié)果說(shuō)明所采用的模型和計(jì)算方法有足夠的精度,計(jì)算模型是有效的。
圖10為車(chē)用交流發(fā)電機(jī)進(jìn)行寬頻帶噪聲源模型數(shù)值模擬分析得到的轉(zhuǎn)子聲功率級(jí)分布云圖。由圖10可看出,前后扇葉表面聲功率最高,而其余部件聲功率級(jí)很小。聲功率較大的前后扇葉處,脈動(dòng)壓力值也較大(見(jiàn)圖5所示),產(chǎn)生的氣動(dòng)噪聲也較強(qiáng)。由此可知,前扇葉和后扇葉為交流發(fā)電機(jī)的主要?dú)鈩?dòng)噪聲源。
圖10 轉(zhuǎn)子聲功率級(jí)分布云圖
3.1反方向旋轉(zhuǎn)工況的流場(chǎng)特性
圖11為交流發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速在14 000 r/min時(shí)反方向旋轉(zhuǎn)工況的轉(zhuǎn)子表面壓力云圖。與圖5對(duì)比分析可見(jiàn),交流發(fā)電機(jī)反方向運(yùn)行時(shí)前后風(fēng)扇的正面處于低壓區(qū),背面處于高壓區(qū),壓差偏大導(dǎo)致扇葉部位有回流現(xiàn)象;爪極和定子氣隙之間處于低壓區(qū),有一小部分氣流進(jìn)入爪極部位,可見(jiàn)對(duì)線(xiàn)圈繞組的冷卻散熱不足。若交流發(fā)電機(jī)長(zhǎng)期反方向工況運(yùn)行,由于散熱不足更容易損壞,縮短其壽命。
圖11 反方向運(yùn)行的轉(zhuǎn)子表面壓力云圖
圖12為交流發(fā)電機(jī)以轉(zhuǎn)速14 000 r/min反方向運(yùn)行時(shí)的速度矢量圖。與圖6對(duì)比分析可見(jiàn),交流發(fā)電機(jī)順時(shí)針旋轉(zhuǎn)運(yùn)行時(shí),氣流比較“整齊”,速度流線(xiàn)較平順,二次流現(xiàn)象不明顯。反方向運(yùn)行的交流發(fā)電機(jī),氣流紊亂,冷卻散熱不理想,一部分氣流從端蓋徑向柵格孔排出,易形成回流現(xiàn)象,導(dǎo)致前后扇葉流通流量低且增大氣動(dòng)噪聲。
3.2反方向旋轉(zhuǎn)工況的氣動(dòng)噪聲特性
根據(jù)數(shù)值模擬得到的聲壓信號(hào)進(jìn)行總聲壓級(jí)計(jì)算,得到轉(zhuǎn)速為14 000 r/min工況下的總聲壓級(jí),圖13為交流發(fā)電機(jī)正/反方向運(yùn)行工況下的總聲壓級(jí)對(duì)比圖。由圖13可知,交流發(fā)電機(jī)以反方向運(yùn)行時(shí)的各監(jiān)測(cè)點(diǎn)總聲壓級(jí)均較正方向運(yùn)行工況大,且前后監(jiān)測(cè)點(diǎn)的聲壓級(jí)與正方向運(yùn)行工況相差最多,最大聲壓級(jí)相差9.17 dB。由于前后噪聲監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置在交流發(fā)電機(jī)軸向0.5 m處,當(dāng)反方向運(yùn)行時(shí),軸向柵格排出氣流,由于大渦的破裂以及小渦的形成過(guò)程等因素,導(dǎo)致前后噪聲監(jiān)測(cè)點(diǎn)的氣動(dòng)噪聲值偏大。
圖12 反方向運(yùn)行的前、后風(fēng)扇速度矢量圖
圖13 遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)的正/反方向聲壓級(jí)比較
圖14為交流發(fā)電機(jī)正/反方向運(yùn)行的質(zhì)量流量對(duì)比結(jié)果。由圖14可知,交流發(fā)電機(jī)以反方向運(yùn)行時(shí)監(jiān)測(cè)面的質(zhì)量流量與正方向旋轉(zhuǎn)運(yùn)行時(shí)得到的監(jiān)測(cè)面流量方向相反;反方向運(yùn)行時(shí)的質(zhì)量流量小于其正方向運(yùn)行工況時(shí)的質(zhì)量流量,且質(zhì)量流量最大相差62.87g/s。
圖14 遠(yuǎn)場(chǎng)測(cè)點(diǎn)的正/反方向質(zhì)量流量比較
綜上可見(jiàn),交流發(fā)電機(jī)反方向旋轉(zhuǎn)工況下的氣動(dòng)噪聲比正方向工況大且其主要監(jiān)測(cè)面的質(zhì)量流量低,可能會(huì)因冷卻散熱效果差而降低交流發(fā)電機(jī)的壽命。
(1)大渦模擬和FW-H方程相結(jié)合,可以較好地預(yù)測(cè)交流發(fā)電機(jī)冷卻風(fēng)扇的總噪聲和旋轉(zhuǎn)噪聲的幅值??傇肼曌畲箢A(yù)測(cè)偏差4.02 dB,第12和18主要階次旋轉(zhuǎn)噪聲預(yù)測(cè)偏差分別為2.3 dB和3.3 dB。在該型交流發(fā)電機(jī)氣動(dòng)噪聲總的貢獻(xiàn)量上,第6、8、10、12和18等階次是主要影響階次。氣動(dòng)噪聲主要噪聲源為前后扇葉。
(2)反方向運(yùn)行時(shí)的交流發(fā)電機(jī)遠(yuǎn)場(chǎng)氣動(dòng)噪聲總聲壓級(jí)較正方向運(yùn)行時(shí)大9.17 dB,各監(jiān)測(cè)面的質(zhì)量流量較正方向運(yùn)行時(shí)小62.87 g/s。建議在實(shí)際情況下,交流發(fā)電機(jī)最好在正方向旋轉(zhuǎn)工況下運(yùn)行,避免長(zhǎng)時(shí)間反方向運(yùn)行,這樣離心風(fēng)扇不僅對(duì)交流發(fā)電機(jī)具有很好的冷卻散熱作用且氣動(dòng)噪聲小,風(fēng)扇流通流量大。
參考文獻(xiàn):
[1]張亞?wèn)|,董大偉,閆兵,等.車(chē)用交流發(fā)電機(jī)氣動(dòng)噪聲試驗(yàn)研究[J].噪聲與振動(dòng)控制,2014,34(3):107-110.
[2] Sang Joon Suh, Jintai Chung, Byung Duk Lim, et al. Case history:Noise source identification of an automobile alternator by rpm dependent noise and vibration spectrum analysis[J]. Noise Control Engineers Journal, 1991, 37 (1):31-36.
[3]劉敏,董大偉,閆兵,等.車(chē)用交流發(fā)電機(jī)噪聲特性及噪聲源測(cè)試分析[J].重慶理工大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)),2010,24(6):13-17.
[4]張亞?wèn)|.車(chē)用交流發(fā)電機(jī)氣動(dòng)噪聲特性分析與降噪研究[D].成都:西南交通大學(xué),2014.
[5] Frederick D M, Lauchle G C. Aerodynamically-induced noise in an automotive alternator[J]. Noise Control Engineering Journal, 1995, 43(2):29-37.
[6] Brungart T A, Meyer G A, Lauchle G C. Flow in automotive alternators[C]. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part D:Journal of Automobile Engineering, 1996, 210(4):283-292.
[7] Lighthill M J. On sound generated aerodynamically:Par1:General theory[C]. Proceedings of the Royal Society of London, Series A, Mathematical and Physical Sciences, 1952, 211(1107):564-587.
[8] Ffowcs-Williams JE, Hawkings D L. Sound generation by turbulence and surfaces in arbitrary motion[J]. Philosophical Transactions for the Royal Society of London, Series A, Mathematical and Physical Sciences, 1969, 264(1151):321-342.
[9] Kim W, Jeon W H, HUR N, et al. Development of a low noise cooling fan for an alternator using numerical and doe methods[J]. International Journal of Automotive Technology, 2011, 12(2):307-314.
[10]郝豫川,周遠(yuǎn)波,謝榮基.西南交通大學(xué)汽車(chē)電機(jī)聲功率測(cè)試實(shí)驗(yàn)室檢測(cè)報(bào)告[R].成都:中國(guó)測(cè)試技術(shù)研究院,2010.
Analysis of Influence of the Rotation Direction on Aerodynamic Noise of a Vehicle Alternator
ZHANG Ya-dong1, LIU Qi2, YAN Bing2, ZHANG Ji-ye1
( 1. StateKey Laboratory of Traction Power, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China; 2. School of Mechanical Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China)
Abstract:Theinfluencesof thecomplexity of sound sourcesand different rotation direction of avehiclealternator on theaerodynamic noisewerestudied. Based on Lighthill acoustic analoguetheory, broadband noisesourcemodel, largeeddy simulation method and FW-H acoustic model, the aerodynamic noise for the vehicle alternator was simulated. The results show that the numerical predictions of the main alternator noise orders and their magnitudes obtained by LES are in good consistency with experimental results. The front and rear blades are the main aerodynamic noise sources for this type of alternator. Themain componentsof theaerodynamic noisearethe6, 8, 10, 12 and 18th ordersand theacoustic pressurelevel within 1/3 octave band frequency ranges from 1 120 Hz to 5 600 Hz. Overall sound pressure level (SPL) in the opposite rotation direction of the alternator is 9.17 dB higher than that in the positive rotation direction. The mass flow rate in the opposite direction of the alternator is 62.87 g/s lower than that in the positive rotation direction. This research can provide practical referencefor theimprovement of performanceof aerodynamicsnoisefor vehiclealternators.
Key words:acoustics; alternator; fan; rotationdirection; order analysis; aerodynamicnoise; largeeddy simulation
通訊作者:閆兵,男,博士,教授。E-mail:yanbingwd@163.com
作者簡(jiǎn)介:張亞?wèn)|(1987-),男,甘肅省會(huì)寧縣人,博士生,主要研究方向?yàn)檐?chē)輛空氣動(dòng)力學(xué)與計(jì)算流體力學(xué)。
基金項(xiàng)目:高速鐵路基礎(chǔ)研究聯(lián)合基金資助項(xiàng)目(U1234208);國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51475394)
收稿日期:2015-10-29
文章編號(hào):1006-1355(2016)02-0148-05
中圖分類(lèi)號(hào):TM301. 4+3
文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼:ADOI編碼:10.3969/j.issn.1006-1335.2016.02.033