2. 上海法雷奥汽车电器系统有限公司 上海 201201
2. Shanghai Valeo Automotive Electrical Systems Co. Ltd, Shanghai 201201, China
爪极发电机是通过皮带轮连接发动机把机械能转化为电能的装置.因其结构简单, 经济适用, 目前汽车交流发电机多采用爪极发电机.当爪极电机正常运转时, 噪声主要由3部分组成, 分别为机械噪声、电磁噪声及气动噪声.当电机低速运转时, 电磁噪声和机械噪声为主要成分, 但当电机转速在8 000 r/min以上时, 气动噪声成为影响其噪声水平的主要因素.因此, 研究爪极电机气动噪声的产生原因和阶次特性, 对于降低爪极电机噪声具有很重要的作用.
目前, 有关风扇气动噪声的研究大多针对离心风机或轴流风扇等, 对于电机中离心风扇的气动噪声的研究相对较少.电机气动噪声的数值计算研究大多采用计算气动声学法(computational aero-acoustics, CAA), CAA数值模拟在远场出会产生耗散和频散, 因此一般采用CAA与积分相匹配的方法进行模拟计算[1-3].目前应用最为广泛的是FW-H方程时域解法[4-8].徐世荣[9]通过试验的方法探究电机通风噪声, 发现其与扇叶间隔角度以及风扇叶片数有很大的关系.徐红梅等[10]通过阶次分析的方法探究了发电机转速对其进气噪声的影响, 并分析得出了各阶噪声对应的噪声源及产生原因.Kim等[11]采用试验与仿真结合的方法, 对爪极电气气动噪声进行模拟, 并通过试验的方法进行多目标优化, 探究冷却风扇间隔角度、扇叶数等因素对电机气动噪声的影响, 并提出一组最优方案.张亚东等[12-13]针对爪极电机气动噪声主要阶次对总噪声贡献量的问题, 对其进行了试验和数值模拟研究, 分析得出各个阶次的噪声源, 为爪极电机气动噪声的优化提供了依据；但其用FW-H模型计算噪声, 难以准确分析各阶噪声产生的原因.王媛文等[14]针对只改变叶片分布角度的情况, 提出矢量合成法, 用于预测风扇旋转噪声主要阶次的变化量, 为扇叶周向分布角度设计提供了很好的依据.Lee等[15]通过响应面法计算轴流风扇的气动噪声问题, 考虑32个不同设计参数对噪声的影响, 以提高压力和效率.王惠茹等[16]采用数值仿真与试验相结合的方法计算发动机风扇的气动噪声, 但仅仅对单个风扇进行计算, 并没有考虑整机和冷却风扇之间耦合作用对最终气动噪声的影响.夏恒等[17]采用边界元法计算了高速车辆内部的气流噪声, 并与试验结果进行比对, 验证了边界元法计算流体气动噪声的准确性.Boltezar等[18]通过理论分析, 预测了离心风扇的声压级以及频谱特性, 发现不等距叶片虽然对于总声压级没有很大的影响, 但是可以将声压频谱分散, 有效地防治啸叫等现象的出现.
目前针对爪极电机气动噪声的数值计算, 很少考虑到整机、爪极、冷却风扇间耦合作用对总噪声的影响.对于噪声的数值计算方面, 也多是采用FW-H模型, 进行单一的计算流体动力学(computational fluid dynamics, CFD)计算, 精度较低.另外, 由于试验方法周期长、成本高, 很难适应市场的需求.本文采用数值仿真与试验相结合的方法, 通过试验验证仿真的正确性, 运用CFD方法计算电机流场分布, 运用边界元法计算气动噪声, 并对电机气动噪声进行预测和优化, 以缩短研发周期, 提高效率.
1 爪极发电机及其冷却风扇介绍爪极发电机主要由前、后端盖, 定子线圈, 冷却风扇, 爪极, 整流器等几部分构成.其中爪极及冷却风扇为气动噪声的主要噪声源.冷却风扇又分为前、后2个风扇, 分别位于爪极两侧且结构形状一般不同.前风扇主要用于冷却定子线圈及爪极, 而后风扇主要用于冷却整流器、爪极等.由于不同爪极电机的结构大小有所不同, 电机内部的风道结构也不同, 为了达到需要的冷却效果和流量, 不同的电机一般采用不同的风扇结构, 区别之处主要有：风扇的扇叶数、扇叶间隔角度、扇叶形状等.本文以某款车用爪极发电机为例, 如图 1所示为该款交流发电机CAD模型，其前风扇具有11个扇叶, 且为不等间距分布；其后风扇具有10个扇叶, 且中心对称.
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图 1 爪极发电机结构图 Fig. 1 Structure diagram of claw-pole alternator |
为了探究前、后风扇以及爪极对电机气动噪声的影响, 取4款不同的电机进行试验对比, 1#电机为带有前、后风扇的整机, 2#电机不带前、后风扇, 3#电机只有前风扇, 4#电机只有后风扇.根据国标GB/T 6882-2016[19], 在半径为r=1 m的半球面上布置20个测量点, 如图 2所示.分别测量4款电机在空载且冷态下稳定转速以及加速工况下的振动和噪声信号.
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图 2 噪声试验测点布置实物图 Fig. 2 Picture of arrangement of measuring points in noise test |
由1#和2#电机在空载加速工况下的噪声对比可知：空载时排除了电磁噪声的影响, 只有背景噪声、机械噪声和气动噪声.其中1#电机有风扇, 2#电机没有风扇, 试验结果如图 3、4所示, 其中f为频率, N为转速，Lw为声功率级.图中1#和2#电机的1~5阶噪声基本相同, 可以推断其为机械噪声和背景噪声，主要由转子不平衡等引起；另外由于1#和2#电机的6~18阶噪声差异比较大，很明显为气动噪声；另外在19~24阶以及36阶1#电机声压值也同样高于2#电机，但差异没有低阶次的大.综上，前、后风扇引起的气动噪声为6~24阶以及36阶，其中在6~13阶最大.
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图 3 1#、2#电机在空载加速工况下的不同阶次噪声强度对比 Fig. 3 Different-order noise amplitudes comparison of1# alternator and 2# alternator under no-load accelerating condition |
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图 4 3#、4#电机空载加速工况下的不同阶次噪声强度对比 Fig. 4 Different-order noise amplitudes comparison of3# alternator and 4# alternator under no-load accelerating condition |
上一步已经识别出空载时的6~24阶以及36阶噪声为气动噪声，现在通过3#和4#电机的试验结果进一步识别这些气动噪声的具体来源。由于3#电机只带前风扇，4#电机只带后风扇，由图 4可知7、9、11、13阶噪声主要由前风扇产生，且14~17阶、19~23阶前风扇产生的声压级明显高于后风扇，8、10阶噪声主要由后风扇产生，6，12、18、36阶噪声主要由转子以及前后风扇共同作用产生.
另一方面，对四款电机空载加速工况进行试验对比，分别取各个电机噪声贡献量最大的几阶噪声进行分析.分析可知，空载时，1#电机中低转速阶段以36阶气动噪声为主，高转速阶段以8阶气动噪声为主，同时10阶和12阶气动噪声也比较突出。2#电机无论是高转速还是低转速均以36阶气动噪声为主.3#电机中低转速阶段以36阶气动噪声为主，高转速阶段以11、12和13这3阶气动噪声为主，这主要是前风扇的作用.4#电机中低转速阶段以36阶气动噪声为主，高转速阶段以8阶气动噪声为主，同时10阶和12阶气动噪声也比较突出.
综上，当电机处于中低转速时，气动噪声主要来源于爪极并受定子开槽的影响较大，以36阶噪声为主.高转速时，冷却风扇起主要作用，以6、8、11、12、13等阶噪声为主.
根据电机结构针对以上阶次成因进行分析，如图 5所示, 前风扇由11片扇叶构成, 且均为不等距分布, 为完全不对称结构.后风扇由10个扇叶构成, 可分为完全相同的2组叶片, 呈中心对称.因此，前风扇多产生11、12、13等阶次的噪声, 而后风扇则更多产生2k(k=1, 2, 3……)阶的噪声, 如8、10、12等.同时, 由于转子为6对爪极的特殊结构, 也会产生6k阶的噪声, 且定子为36槽, 对于36阶气动噪声也会有所影响.
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图 5 爪极电机前、后风扇实物图 Fig. 5 Pictures of front and back cooling fans in claw pole alternator |
气动噪声计算主要分为2个部分：一是计算流场及声源信息, 二是根据之前得到的声源信息来计算噪声.本文采用商业软件Fluent来计算流场分布和声源信息.流场计算又分为稳态和瞬态计算, 首先采用RNG k-ε湍流模型计算稳态流场分布, 然后将其结果作为瞬态计算的初始条件计算瞬态流场, 并获得关键监测点的压力脉动.本文采用Virtual_lab计算噪声, 运用边界元的方法, 由声源信息得到声源表面压力脉动分布以及场点处的声压级, 并将其结果与试验结果进行对比, 验证仿真的准确性, 并分析各个阶次噪声来源和产生原因.
3.2 气动噪声CFD模型建立由于爪极电机的结构十分复杂, 定子线圈与爪极之间间距只有1 mm.整流器处具有很多微小的部件, 导致网格尺寸极小且密集, 计算起来十分费时.为了降低计算成本和精度, 首先需要对模型进行简化, 删除对气动噪声影响较小的倒角和微小部件等.
爪极电机整体分为转动部分和静止部分.在电机运行时, 爪极以及冷却风扇做周期性转动, 而其他部分保持静止.在仿真过程中, 采用滑移网格的技术, 如图 6所示, 将整个计算域分为旋转域与静止域, 两者之间通过滑移面连接, 且将转子部分作为旋转域, 其余部分为静止域.滑移面为将整个转子区域包络的圆柱形表面.分别对两部分进行网格划分, 并使两部分滑移面网格完全重叠.整个静止区域最大网格尺寸为20 mm.在旋转域内, 电机壳体表面网格尺寸为2 mm, 风扇表面网格尺寸为0.5 mm, 爪极定子等结构网格尺寸为1 mm, 保证整个流场域内的网格质量均在0.3以上.如图 7所示为整个计算域的网格沿Z方向和X方向的剖面图.
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图 6 仿真计算域的旋转域及滑移面示意图 Fig. 6 Schematic diagrams of rotating area and interface in simulation computational domain |
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图 7 计算域流体网格剖面图 Fig. 7 Profile maps of meshes in computational domain |
由于爪极电机的端盖上具有很多格栅, 导致其整体为一个半封闭结构, 将计算域设置为半径为500 mm的球形, 如图 8所示.在仿真前处理完成之后, 便可将网格导入Fluent中进行流场分布计算.计算分为稳态和瞬态两部分.稳态采用RNG k-ε两方程模型, 整个球面设置为压力入口, 采用SIMPLE算法, 动量方程, 湍动能方程和湍流耗散率方程均采用二阶迎风格式离散.
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图 8 仿真模拟计算域整体示意图 Fig. 8 Schematic diagram of integral simulation computational domain |
根据试验结果可知, 该款爪极电机气动噪声主要分布在2阶~36阶, 当电机转速为10 000 r/min时, 基频为166.666 Hz, 如果想要能够分析到36阶, 即6 000 Hz, 可根据采样定理计算：
| $ \Delta t \le \frac{1}{{2{f_{\max }}}}. $ | (1) |
式中：fmax为能计算到的最高频率, Δt为时间步长.
可知, 在此工况下, 时间步长最大为8×10-5 s.首先进行稳态计算, 将稳态计算结果作为瞬态计算的初始条件, 时间步长为8×10-5 s, 模拟转速为10 000 r/min下的流场分布.并将监测点分别设置在定子与端盖之间、定子开槽处、前后端盖格栅的上面和侧面、前后风扇的上面和侧面，由瞬态计算可以得到各个监测点处的压力脉动.
4 不同气动噪声计算方法精度对比目前对于气动噪声的计算多是采用FW-H方法, 但其很难对噪声的产生机理进行很好的分析.本文首先分别采用边界元方法和FW-H方法对声场进行计算对比.
目前计算气动噪声的方法主要有计算气动声学方法CAA、Lighthill声类比方法(Lighthill’sacoustic analogy)以及混合计算方法.这3种计算方法各具特点及局限性.计算气动声学方法是从纳维-斯托克斯方程直接得到流场和声场的统一解, 计算精度很高.但是由于其对网格的尺寸、计算时间、离散格式等有非常高的要求, 且计算量极大, 并不适用于解决工程实际问题.而Lighthill声类比方法是将声源和声传播分别计算, 计算量相对于CAA较低.但是, 该方法对于进场噪声的计算误差很大, 只适用于远场的噪声计算.混合计算方法主要利用计算流体动力学软件计算流场分布, 声学软件计算噪声, 可以考虑结构的反射、材料的吸声特性等等, 更真实地模拟实际工程问题, 计算结果也更为准确[20].
流场计算均采用RNG两方程模型, 进行相同的流场计算, 得到声源信息.取模拟转速为10 000 r/min时2种计算方法得到的噪声结果, 分别与试验结果进行对比, 不同阶次的结果如图 9所示.可知，噪声最大的几阶依次为8阶、11阶、18阶、36阶、10阶、9阶、4阶、12阶, 边界元方法相对于FW-H方法不仅具有很好的精度, 而且可以很准确地得到声源表面压力分布.取噪声值最大的几个阶次, 将计算结果与试验值进行误差比较, 如表 1所示.
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图 9 不同阶次下边界元法与FW-H计算结果与试验值对比 Fig. 9 Comparison of calculation results of BEM and FW-H and test values under different orders |
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表 1 主要阶次边界元法与FW-H误差对比 Table 1 Comparison between errors of calculation results of BEM and FW-H under main-order |
与试验值相比, 边界元方法的计算结果明显误差较小, 且阶次噪声明显, 主要阶次的幅值与试验值误差均小于5%.FW-H方法计算得到的结果总体幅值偏小, 虽然也能体现出主要阶次成分, 但声压值误差太大.本文采用边界元方法对爪极电机声场进行计算.
5 爪极电机气动噪声计算结果分析 5.1 流场瞬态压力脉动分析在进行流场瞬态计算时, 分别在前后端盖、前后风扇的上部和侧面、定子开槽处分别设置监测点, 分析其压力脉动特点.当爪极电机正常运转时, 气流从电机的前、后端盖上部流入电机, 由于冷却风扇为离心风扇, 经过其作用, 气流从冷却风扇上部流入, 侧面流出, 最终从前、后端盖侧面流出电机.分别对比流场中前端盖上部与前风扇上部、前风扇上部与前风扇侧面、前风扇侧面与前端盖侧面, 后端盖上部与后风扇上部、后风扇上部与后风扇侧面、后风扇侧面与后端盖侧面这几组区域的压力脉动, 如图 10所示.由图 10(b)可知, 前端盖上部与前风扇上部压力脉动幅值差距不大, 但前端盖上部多以1、2、3阶为主, 而经前端盖和前风扇的作用后, 在前风扇上部1、2、3阶压力幅值有所下降, 4、5、6阶有大幅上升.由图 10(c)可明显发现前风扇侧面压力脉动幅值远大于前风扇上部, 且阶次分布较为均匀, 在11、6、4阶比较大.同样, 由图 10(d)可看出前风扇侧面压力脉动同样远大于前端盖侧面.由此可知, 前风扇对于11阶、6阶、4阶压力影响巨大.同理由图 10(e), 可以发现在后端盖上部压力脉动主要集中在4、2、6阶, 而后风扇上部压力脉动主要集中在2、4、6、8阶, 且幅值增加很大, 由此可知, 这是后端盖以及后风扇对4阶、2阶、8阶压力脉动有所影响.由图 10(f)可知, 后风扇侧面的压力脉动明显大于后风扇上部, 且在4、10、6、8、18阶幅值较大, 所以可以认为后风扇对4阶、10阶、6阶、8阶、18阶, 影响很大.而由图 10(g)可以发现, 后风扇侧面的压力脉动也远远大于后端盖侧面的压力脉动.另外, 图 10(a)为定子开槽处的压力脉动, 在4、6、8、2、10、18阶较大.此处可能是定子开槽与爪极相互作用的结果.
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图 10 瞬态计算结果中流场内各点压力脉动 Fig. 10 Pressure fluctuations of monitoring points in flow field in transient calculation results |
对于存在旋转壁面的流动问题, 通常只需要考虑壁面上的旋转偶极子即可.计算气动噪声后, 将时域计算结果导入Virtual_lab中, 进行频域转化, 根据流场数据自动生成流体声源, 并进行声学计算, 最终得到流体声学计算结果.取某测点与试验结果进行分析对比.可知, 当电机转速为10 000 r/min时, 噪声最大的依次为8阶、11阶、18阶、36阶、10阶、9阶、4阶、12阶, 因此在该转速下, 这几个阶次的噪声对爪极电机气动噪声贡献量最大, 也是影响其声功率及整体噪声大小的主要因素.取该8个阶次的声压值进行分析对比, 并得到其在声源表面的压力分布, 分析噪声产生的原因, 各阶次转子表面声压p的分布如图 11所示.
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图 11 各阶声源在转子表面的压力分布图 Fig. 11 Surface pressure distribution on rotor of sound source |
由图 11(a)可以看出, 8阶下前、后风扇的叶片处压力脉动比较大, 所以8阶噪声应由后风扇还有前风扇共同产生.由图 11(b)可知, 11阶时, 靠近前风扇处的爪极根部以及前风扇的页尖有较大的压力脉动, 而后风扇的压力面也具有较大的压力.由图 11(c)~(d)可知, 18、36阶下前、后风扇表面的压力脉动相对于爪极根部来说非常小, 因此可推断18、36阶噪声主要是由爪极产生.由图 11(e)、(f)可知, 9、10阶下后风扇压力面的压力脉动明显大于其他地方, 爪极上的压力脉动也不再明显, 因此9、10阶噪声主要是由后风扇产生.由图 11(g)可知, 4阶下, 在前、后风扇中心处出现旋转的周期性压力脉动.后风扇表面上, 有明显的四部分中心对称, 与爪极电机后端盖的格栅形状类似, 而前风扇也可明显看到圆环状的压力脉动.结合之前的试验结果发现, 虽然4阶下噪声比较大, 但1#电机和2#电机并没有很明显的差别, 因此可以推断, 该阶噪声并不是由风扇和爪极产生, 而是由于端盖及其格栅造成.由图 11(h)可知, 12阶下, 爪极根部有明显压力脉动, 对该阶噪声有所贡献.同时, 后风扇以及前风扇的叶尖处也有比较大的压力脉动, 前风扇表面呈现中心对称的规则图形, 且具有12个角, 很可能是由于前端盖的格栅造成.
6 结论(1) 影响爪极交流发电机气动噪声的主要因素不仅有前、后风扇, 爪极等转子部分, 还有端盖上格栅的分布.当电机转速为10 000 r/min时, 爪极电机气动噪声从大到小依次为8阶、11阶、18阶、36阶、10阶、9阶、4阶、12阶, 其中8阶、11阶由前、后风扇共同产生, 18阶、36阶由爪极产生, 9阶、10阶主要由后风扇产生, 而4阶由后端盖格栅产生, 12阶由前端盖格栅产生.
(2) 采用边界元法计算噪声, 结果相对于直接采用FW-H模型不仅更加准确, 而且可以更好地分析出各阶噪声的产生机理, 具有一定的工程运用价值.
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