I. 서 론

자동차 산업의 전동화, 경량화 및 고급화 추세에 따라 차량의 소음·진동·불쾌감(Noise, Vibration, and Harshness, NVH) 성능에 대한 요구 수준이 빠르게 높아지고 있다.^[1] 특히 내연기관 차량에서 지배적이던 파워트레인 기계 소음이 전기차에서는 크게 감소함에 따라, 기존에는 상대적으로 작았던 보조 부품 및 유로계 기인 방사 소음이 실내 정숙성에 미치는 영향이 점차 커지고 있다.^[1] 전자식 에어 서스펜션은 승차감 향상, 차고 제어, 주행 조건 적응성 확보 측면에서 전동화 차량의 핵심 보조 시스템 중 하나로 활용성이 확대되고 있으나,^[2] 작동 과정에서 발생하는 내부 공압 유동에 의해 hissing, whistling과 같은 가청 소음이 유발될 수 있으며, 이는 실제 사용자 불만 요인으로 보고되고 있다.^[3] 따라서 에어 서스펜션 공압 회로 내부의 비정상 유동으로부터 발생하는 유체 기인 소음을 설계 단계에서 정량적으로 예측하고 관리할 수 있는 해석 기반의 방법론이 필요하다.

기존 에어 서스펜션 관련 연구는 주로 승차감, 조종 안정성, 차고 제어 등 차량 동역학 및 제어 관점에 초점이 맞추어져 있으며,^[2,4,5] 정상 작동 조건에서의 내부 공압 유동과 방사 소음 발생의 연계 메커니즘을 시스템 수준에서 정량적으로 다룬 연구는 상대적으로 제한적이다. 예를 들어, Yu et al.^[2]은 능동/반능동 서스펜션 및 전자식 차고 제어 기술의 발전 동향을 정리하였으나, 작동 중 발생하는 비정상 내부 공압 유동과 음향 응답과의 연계에 대해서는 제한적으로만 논의하였다. 또한 Mendia-Garcia et al.^[4]과 Zheng et al.^[5]의 연구는 에어 스프링 및 연결 배관계의 강성·감쇠 특성 및 비선형 거동 해석에 기여하였으나, 유체 기인 방사 소음을 직접적인 연구 대상으로 다루지는 않았다.

한편, 밸브 및 오리피스와 같은 단면 축소 구간을 통과하는 유동에서 발생하는 소음은 Lighthill의 음향 상사 이론^[6]과 Howe의 축소부 유동–음향 결합 해석^[7]을 기반으로 그 발생 메커니즘에 대한 이론적 기반이 마련되어 왔으며, Testud et al.^[8]은 오리피스 휘슬링 발생 조건을 실험적으로 규명하였다. 최근에는 고압 밸브 및 배관계를 대상으로 한 수치·실험 연구를 통해 실제 유로 형상에서의 유동 소음 발생 특성과 저감 가능성이 보고되고 있다.^[9,10,11,12] 특히, Choi et al.^[9]과 Park et al.^[12]은 벽면 압력 섭동의 파수–주파수 분석을 통해 유체 기인 성분과 음향 기인 성분의 특성을 분석하였으며, Ariyadi et al.^[10]과 Lee et al.^[11]은 밸브 및 협소 유로에서의 박리, 와류 방출, 공진 피드백과 같은 유동 구조가 소음 스펙트럼 형성에 중요한 역할을 함을 보였다.

또한, 전산유체역학(Computational Fluid Dynamics, CFD) 해석을 통해 예측된 벽면 압력 섭동을 구조–음향 해석과 연계하여 방사 소음을 예측하는 유동–진동–음향 연성 해석 프레임워크가 다양한 유체기계 및 배관계에 적용되고 있다.^[13,14,15] 그러나 에어 서스펜션 압력방출밸브(Pressure Relief Valve, PRV)와 같이 급속 배기에 따른 강한 비정상성을 갖는 압축성 유동이 발생하는 조건에서, 내부 유동 해석부터 구조 응답 및 방사 소음 예측, 그리고 시간 가변적 스펙트럼 특성에 대한 실험 검증까지를 일관되게 다룬 연구는 제한적이다.

본 연구의 목적은 전자식 에어 서스펜션 PRV 작동 시 발생하는 유동 기인 진동(Flow-Induced Vibration, FIV) 및 소음을 예측하기 위한 수치해석 프레임워크를 구축하고, 이를 실험 결과와의 비교를 통해 검증하는 데 있다. 이를 위해 비정상 압축성 Large Eddy Simulation(LES)을 이용하여 PRV 내부의 제트 유동 및 벽면 압력 섭동을 해석하고, 이를 주파수 응답 기반 구조–음향 연성 해석 모델에 매핑하여 가속도 및 음압 응답을 예측하였다. 또한, PRV 배기 과정의 비정상 특성을 반영하기 위해 Short-Time Fourier Transform(STFT) 기반 시간–주파수 분석을 적용하여 해석 결과와 실험 결과의 시간 변화에 따른 스펙트럼 특성을 비교·검증하였다. 본 연구는 PRV 작동 시 나타나는 비정상 유체 기인 소음에 대한 수치해석적 예측 타당성을 검증하고, 전자식 에어 서스펜션의 초기 설계 단계에서 활용 가능한 해석 기반 소음 예측 절차를 제시하고자 한다.

II. 연구 대상

본 연구에서는 전자식 에어 서스펜션의 정상 작동 과정에서 PRV 배기 시 발생하는 유체 기인 소음을 연구 대상으로 설정하였다. PRV 배기 과정은 압축 공기가 대기 중으로 방출되는 급속 감압 과정으로, 밸브를 통과하는 제트 유동과 하류 전단층 발달에 의해 비정상 유동 및 소음이 두드러지게 나타나는 대표적 작동 조건이다. 따라서 본 연구에서는 PRV 작동 시 나타나는 내부 공압 유동, 벽면 압력 섭동, 구조 진동 및 방사 소음의 특성을 수치해석과 실험 결과의 비교를 통해 분석하고자 하였다.

본 연구의 대상 형상은 3개의 챔버(Chambers 1-3)와 2개의 솔레노이드 밸브(Valve 1, Valve 2)로 구성된 전자식 에어 서스펜션 공압 회로이다. 이 중 Chamber 1(C1)은 주 챔버로서 PRV로 연결되는 유로의 시작점 역할을 하며, PRV를 통해 대기 중으로 배기되는 유로를 형성한다. Fig. 1(a)는 전체 에어 서스펜션 조립체에서 상부 포트(Top pot) 및 PRV의 위치를, Fig. 1(b)는 본 연구에서 사용한 PRV 형상의 단면을 각각 나타낸다. PRV 상류의 연결 덕트는 직사각형 단면을 가지며, 하부 캐비티가 존재하는 구조로 형성되어 있다. 이러한 형상 변화는 PRV에서 발생하는 스로틀링 제트 유동의 형성과 벽면 압력 섭동 특성에 영향을 줄 수 있다. 따라서 본 연구에서는 해당 형상을 대상으로 PRV 작동 시 발생하는 비정상 유체기인 소음 특성을 분석하였다.

Fig. 1.

(Color available online) Geometry of the PRV case: (a) air suspension assembly and (b) sectional view of the PRV region.

III. Short-Time Fourier Transform(STFT) 기반 시간-주파수 분석

PRV 배기 과정에서 계측되는 진동 및 소음 신호는 밸브 개방 직후의 급격한 유량 변화와 압력 강하에 의해 시간에 따라 비정상적으로 변화하므로, 전체 구간을 정상 또는 주기 신호로 가정한 주파수 분석만으로는 응답 특성을 충분히 파악하기 어렵다. 따라서 본 연구에서는 PRV 작동 시 발생하는 진동 및 소음의 시간 변화에 따른 스펙트럼 특성을 분석하고, 수치해석 결과와의 검증 구간 및 비교 기준을 정의하기 위해 STFT 기반 시간–주파수 분석을 적용하였다. 실험은 현대모비스에서 수행되었으며, PRV 배기 시험을 위한 시험 환경 및 계측 구성은 Fig. 2에 나타내었다.

Fig. 2.

(Color available online) Layout of the experimental instrumentation for the PRV noise test.

실험은 에어 서스펜션 내부를 약 1.0 MPa 수준으로 가압한 후 PRV를 개방하여, 압축 공기가 완전히 배기될 때까지의 진동 및 소음 신호를 20 s 동안 연속적으로 계측하였다. 가속도계는 상부 포트 측면에 부착하였고, 마이크로폰은 대상으로부터 3 cm 이격된 위치에 설치하였다. 샘플링 주파수는 fs25,600Hz로 설정하였다. 실험 계측 신호로는 PRV 배기 시험 중 취득한 3축 가속도 응답과 음압 신호를 사용하였다. 구조 진동 응답은 x, y, z 방향 가속도 신호로 계측되었으며, 음향 응답은 마이크로폰 신호로 계측되었다. 이후 스펙트럼 분석에서 가속도 응답은 기준 가속도 1×10^-5 m/s²를 기준으로 가속도 레벨로 변환하여 나타내었고, 음향 응답은 기준 음압 2×10^-5Pa를 기준으로 파워 스펙트럼 밀도(Power Spectral Density, PSD) 레벨로 변환하여 나타내었다. PRV 시험은 반무향실에서 수행되었으므로, 계측 신호는 주변 배경 소음의 영향을 최소화한 상태에서 PRV 배기 과정의 응답 특성을 반영한다.

Figs. 3 및 4에 제시된 STFT 결과로부터 PRV 개방 이후 유동 발달과 배기 진행에 따른 스펙트럼의 시간 가변적 변화 특성을 확인하였다. 본 연구에서는 초기 과도 유동을 제외하고 배기 응답 특성이 뚜렷하게 나타나는 구간에서의 정량적 비교 및 검증을 위해, t=1.0s에서 시작하는 0.03s의 시간 구간을 대표 구간으로 선정하였다. 이는 밸브 개방 직후 나타나는 초기 과도 유동이 안정화되고, 유동 및 소음 특성이 비교적 안정된 준정상 구간을 분석하기 위함이다. 또한 0.03 s의 분석 시간은 약 33.3 Hz의 주파수 분해능을 확보하여 주요 소음 대역을 분석하기에 충분하며, 수치해석 시 1.0×10^-5s의 매우 짧은 Time step을 사용함에 따른 막대한 계산 비용을 고려한 적절한 분석 구간으로 판단하였다.

Fig. 3.

(Color available online) STFT results of the measured acceleration signals for the PRV case: (a) x-, (b) y-, and (c) z-directions.

Fig. 4.

(Color available online) STFT map of the measured acoustic signal for the PRV case.

Fig. 3은 PRV 배기 과정에서 계측된 3축 가속도 신호(x, y, z 방향)에 대한 STFT 결과를 나타낸다. 시간–주파수 분포를 통해 배기 시작 이후 진동 응답의 에너지가 특정 주파수 대역에서 시간에 따라 증가 및 감쇠하는 비정상 특성을 확인할 수 있으며, 해석 결과와의 비교를 위한 대표 구간은 그림 내 적색 사각형으로 나타내었다.

Fig. 4는 동일한 PRV 배기 과정에서 계측된 음압 신호에 대한 STFT 결과를 나타낸다. 음압 신호의 시간–주파수 분포 역시 배기 진행에 따라 스펙트럼 특성이 변화하는 경향을 보이며, 가속도 응답과 마찬가지로 대표 비교 구간(0.03s)을 기준으로 이후 해석–실험 비교를 수행하였다. 대표 구간에서 추출한 가속도 및 음압 신호의 주파수 스펙트럼은 5장에서 수치해석 결과와 비교·검증에 사용하였다.

Figs. 3과 4의 결과를 종합적으로 검토하면, 가속도 응답의 주요 피크 대역과 음압 스펙트럼상의 지배적인 주파수 성분이 유사한 주파수 대역에서 나타나는 경향을 보인다. 이러한 특성은 PRV 내부의 비정상 유동 가진에 의해 유발된 구조 진동이 주변 공기 중으로 소음을 방사하는 ‘유동–진동–음향’ 연계 메커니즘을 명확히 보여주는 것으로, 실험 데이터의 물리적 타당성을 뒷받침한다.

본 장의 STFT 분석 결과는 PRV 배기 과정에서 나타나는 진동 및 소음 응답의 시간 가변적 특성을 정량적으로 제시함과 동시에, 수치해석 모델의 검증 구간 및 비교 기준을 정의하는 데 활용되었다.

IV. 수치해석 기법

4.1 유동 해석 기법

본 연구에서는 전자식 에어 서스펜션 PRV 작동 조건에서 발생하는 내부 비정상 유동을 해석하기 위해 상용 CFD 소프트웨어인 Simcenter STAR-CCM+ v13.04를 사용하였다. PRV 및 연결 유로를 통과하는 제트 유동과 이에 따른 벽면 압력 섭동은 강한 비정상 난류 특성을 나타내므로, 3차원 비정상 압축성 LES를 적용하였다. 작동 유체는 공기로 가정하였으며, 해석 결과로부터 PRV 및 연결 유로 벽면 압력 섭동을 추출하여 이후 진동–음향 해석의 입력 하중으로 사용하였다.

지배방정식은 공간 필터링된 압축성 Navier–Stokes 방정식을 사용하였다. 본 연구에서 모든 해석 변수는 공간 필터링된 값으로 간주하며, τij는 아격자(Subgrid-Scale, SGS) 응력 텐서를 의미한다. 연속방정식은 Eq. (1)과 같이 표현된다.

운동량 방정식은 분자 점성 응력 σij, 압력, SGS 응력 τij를 포함하여 Eq. (2)와 같이 쓸 수 있다.

여기서 p¯는 필터링된 압력이며, 뉴턴 유체에 대한 분자 점성 응력 텐서는 Eq. (3)과 같이 정의된다.

SGS 응력 텐서는 Boussinesq 가정을 이용하여 Eq. (4)와 같이 모델링하였다.

여기서 μt는 SGS 와점성계수, Sij¯는 변형률 텐서이며 Eq. (5)와 같이 정의된다.

본 연구에서는 SGS 응력 모델링을 위해 Wall-Adapting Local Eddy-viscosity(WALE) 모델을 적용하였다. WALE 모델은 벽면 유동 재현에 유리하므로, PRV 축소부 주변의 제트 유동 및 벽면 압력 섭동 해석에 적합하다.

에너지 방정식은 현열 엔탈피 기반으로 구성하였으며, SGS 엔탈피 플럭스는 gradient-diffusion 가정과 일정 난류 Prandtl 수를 이용하여 모델링하였다. 또한 공기는 이상기체로 가정하였고, 상태방정식은 Eq. (6)과 같이 표현하였다.

여기서 R은 공기의 기체상수이다. 본 연구의 PRV 작동 조건(약 1.0 MPa 수준의 압축 공기 배기)에서는 공기의 압축인자가 1에 근접하여 실제기체 효과가 크지 않으므로, 이상기체 가정은 타당한 것으로 판단하였다.

해석 경계 조건은 Fig. 5에 나타내었다. PRV 케이스는 초기 가압 상태의 공기가 PRV 개방과 함께 대기로 배출되는 비정상 배기 과정을 대상으로 하였으며, 초기 내부 압력은 실험 조건과 동일하게 약 1.0 MPa 수준으로 설정하였다. 해석 영역은 상부 포트, PRV 상류 연결덕트, PRV 내부 유로, 하류 배기 배관 및 반타원형 외부 출구 영역을 포함하도록 구성하였다. 내부 고체 벽면은 모두 no-slip 벽 조건으로 설정하였으며, 반타원형 출구 영역의 외곽 경계는 대기압 조건의 pressure outlet으로 설정하여 PRV 배기 유동이 외기로 방출되는 실험 조건을 모사하였다.

Fig. 5.

(Color available online) Computational domain and boundary conditions for the PRV flow analysis.

PRV 개방 이후의 압력 강하와 제트 발달, 하류 배관 내 압력파 전파를 충분히 해상하기 위해 비정상 해석을 수행하였으며, time step은 Δt=1.0×10-5s=1.0×10^-5s로 설정하였다. 이는 100 kHz의 시간 해상도에 해당하며, 나이퀴스트 이론에 따라 최대 50 kHz까지의 신호 성분을 해석할 수 있다. 또한 목표 주파수 대역의 최대 주파수 성분에 대해 한 주기당 20개 이상의 샘플을 확보하여, 비정상 유동에 의한 벽면 압력 섭동을 수치적 왜곡 없이 포착하고 후속 진동–음향 해석을 위한 신뢰도 높은 가진 하중을 산출하였다.

PRV 해석 모델의 격자 체계는 유동 특성에 따른 공간 해상도 확보를 위해 해석 영역별로 격자 크기를 차등 적용하였다. PRV 해석 모델의 계산 격자는 Fig. 6에 나타내었으며, 상세한 영역별 격자 사양은 Table 1에 정리하였다. 우선, 상류 입구 영역인 Top pot는 유동의 안정화를 위해 기준 격자를 적용하였으나, 압력 구배가 급격한 PRV 내부 및 연결 유로 구간에는 0.05 mm의 미세 격자를 배치하여 제트 형성 및 스로틀링 효과를 정밀하게 해상하였다. 하류 배관은 직경 방향의 유동 구조를 포착하기 위해 조밀한 격자를 구성하였으며, 원거리 경계로 갈수록 격자 크기가 점진적으로 증가하도록 설정하여 계산 효율성을 도모하였다. 특히, WALE 기반의 Wall-resolved LES 조건을 충족하기 위해 모든 벽면에 Prism layer를 생성하였으며, 첫 번째 격자 높이는 y+≈1 수준을 유지하도록 설정하였다. 최종 계산 격자 수는 약 5,000만 개 수준으로 구성하였다.

Fig. 6.

(Color available online) Computational grid for the PRV case: (a) mesh in the top pot region, (b) mesh in the upstream connecting duct, and (c) sectional mesh of the PRV.

4.2 진동-음향 연성 해석 기법

본 연구에서는 유동 해석으로부터 얻은 벽면 압력 변동으로부터 구조 진동 및 방사 소음을 예측하기 위해 상용 유한요소 해석 소프트웨어 Simcenter 3D 2312의 구조–음향 연성 주파수응답 해석 모듈을 사용하였다. 구조 영역은 Top pot, 챔버 캔 및 관련 부품으로 구성하였고, 음향 영역은 이들 구조물 외부의 공기 영역으로 모델링하여 구조–음향 연성 유한요소계를 구성하였다.

지배방정식은 주파수 영역에서의 복소 동적강성 방정식으로 표현되며, Eq. (7)과 같이 쓸 수 있다.

여기서 [M], [B], [K]는 각각 전체 연성계의 질량, 감쇠, 강성 행렬이며, {X(ω)}는 구조 및 음향 자유도를 포함하는 응답 벡터, {F(ω)}는 가진 벡터이다. 구조 자유도와 음향 자유도를 분리하면 연성 행렬계는 블록 행렬 형태로 구성되며, 구조–음향 경계면에서의 연성 항을 통해 두 영역이 결합된다. 본 연구에서는 유동 해석으로부터 얻은 벽면 압력 섭동을 구조 경계면의 분포 압력 하중으로 입력하였으며, 음향 영역에는 별도의 외부 음원을 부여하지 않았다. 따라서 가진 벡터는 구조 영역에만 작용하는 형태로 구성하였다.

본 연구의 진동-음향 해석은 실제 시험 환경의 물리적 특성을 반영하면서도 수치적 효율성을 확보할 수 있도록 모델링 및 해석 조건을 설정하였다. 우선, 구조 유한요소 모델링 단계에서는 에어 서스펜션 조립체의 주요 금속 및 플라스틱 부품을 포함하되, 비선형성과 주파수 의존성이 큰 고무 부품은 선형 진동 해석의 수치적 안정성을 고려하여 제외하였다. 대신 나머지 구성품에 대해 선형 탄성 재료 물성을 적용하였으며, 상세한 재료 상수는 Table 2에 정리하였다.

구조 경계 조건은 실험 세팅을 재현하기 위해 Fig. 7(a)에 나타낸 바와 같이 상부 포트의 체결 스터드 3개를 완전 고정하고, 주변 장착면에는 중력 방향과 일치하는 수직 방향 병진 자유도만 허용하는 구속 조건을 부여하였다. 이는 실제 차량 장착 상태에서 에어 서스펜션이 받는 주요 하중 방향 및 거동 특성을 수치적으로 모사하기 위함이다.

Fig. 7.

(Color available online) Boundary conditions for the vibro-acoustic analysis: (a) structural and mounting conditions and (b) acoustic conditions with the AML region.

음향 및 연성 해석 설정에서는 외부 공기 영역을 균질 비점성 매질로 가정하고 표준 대기 조건을 적용하였다. 특히 외부로 방사되는 소음의 비반사 조건을 구현하기 위해 Fig. 7(b)에 제시된 바와 같이 Sommerfeld 방사 조건을 기반으로 하는 Automatically Matched Layer (AML)을 적용하여 경계면에서 발생하는 반사의 영향을 최소화하였다.

수치 모델의 신뢰성 확보를 위해 해석의 주파수 분해능은 50 Hz로 설정하여 실험 데이터와 비교 가능한 해상도를 확보하였으며, 격자 해상도는 대상 주파수 범위 내의 파동 전파 특성을 정밀하게 포착할 수 있도록 설정하였다. Fig. 8(a)에 나타낸 구조 유한요소 모델의 격자는 주요 모드 형상을 충분히 해상할 수 있도록 약 4 mm의 기준 요소 크기를 적용하였다. 또한 Fig. 8(b)의 음향 해석 격자는 공기 중 음압 전파 특성을 고려하여 타겟 주파수 대역의 최단 파장당 6개 이상의 요소가 배치되도록 약 10 mm의 요소 크기로 구성함으로써, 고주파 대역에서의 수치적 분산 오차를 최소화하고 외부 음향 방사 특성을 정확히 모사하였다.

Fig. 8.

(Color available online) Finite element discretization used for the structural and acoustic simulations: (a) structural mesh of the air suspension assembly with accelerometer position and (b) acoustic mesh of the surrounding air domain.

유동–진동–음향 연계 절차는 계산 효율성과 물리적 타당성을 동시에 고려하여 단방향 연성 방식을 채택하였다. 이는 구조물의 미세 진동이 내부 유동장에 미치는 영향이 미미하며, 방사되는 음압이 다시 구조물의 진동 거동에 미치는 피드백 효과 또한 무시할 수 있다는 가정하에 수행되었다. 특히 공기와 같은 저밀도 매질에서는 구조물의 기계적 임피던스가 음향 임피던스에 비해 매우 크기 때문에, 음향 부하에 의한 부가 질량 및 감쇠 효과가 구조적 거동에 미치는 영향은 지극히 낮다. 구체적으로는 CFD 해석을 통해 도출된 PRV 및 내부 습윤면의 비정상 벽면 압력 데이터를 구조–음향 경계면에 정밀하게 매핑하였으며, 이를 주파수 영역의 분포 하중으로 변환하여 최종적인 구조 진동 및 외부 방사 음압 응답을 산출하였다.

V. 수치해석 결과

5.1 유동 해석 결과

PRV 케이스의 유동 해석 결과는 연결덕트 내부 단면에서의 압력, 속도 크기, 와도 크기 및 와류 소음원 분포를 통해 분석하였다. 이때 와류 소음원은 Powell의 이론에 근거하여 와도(𝜔)와 속도(v) 벡터의 외적으로 정의되는 Lamb 벡터(L=ω×v)와 관련된 물리량이며,^[16] 이는 와류 구조의 상호작용에 의한 음향 발생 강도를 의미한다. Fig. 9은 PRV 작동 중 연결덕트 단면에서의 유동장 결과를 나타낸다. 해석 결과, 연결덕트 내부에서는 PRV와 연결되는 접합부 인근에서 뚜렷한 압력 강하가 발생하며, 이는 축소 유로를 통과하는 유동의 가속 및 스로틀링 효과에 기인한 것으로 나타났다.

Fig. 9.

(Color available online) Instantaneous flow quantities on the connecting duct cross section in the PRV case: (a) pressure, (b) velocity magnitude, (c) vorticity magnitude, and (d) vortex sound source distribution.

속도장 분포를 보면, 연결덕트의 협소 구간을 통과한 유동은 단면 내에서 비균일한 제트 형태로 발달하며, 하류 방향으로 전단층이 형성된다. 이러한 제트–전단층 구조는 연결덕트 및 PRV 접합부 주변에서 비정상 유동 구조의 발달을 유도하며, 국부적인 유동 불안정성과 함께 벽면 압력 섭동의 주요 원인으로 작용한다.

와도 분포에서는 강한 와류 구조가 연결덕트와 PRV 접합부 부근에 집중되어 나타난다. 이는 앞서 확인된 급격한 압력 강하 구간과 공간적으로 대응하며, 스로틀링 제트와 유로 형상 불연속에 의해 유동 박리 및 재순환이 발생한 결과로 해석된다. 또한 와류 소음원 분포 역시 동일한 영역에서 높은 값을 나타내어, 연결덕트–PRV 접합부 주변이 유체기인 진동 가진 및 소음 발생의 주요 기여 영역임을 확인할 수 있다.

이와 같은 결과는 PRV 작동 시 연결덕트 내부에서 발생하는 비정상 제트 유동과 와류 구조가 벽면 압력 섭동을 유발하고, 이를 통해 구조 진동 및 방사 소음으로 이어지는 유동–진동–음향 연계 메커니즘의 주요 요인임을 보여준다. 따라서 PRV 배기 소음 저감을 위해서는 연결덕트 및 PRV 접합부 주변의 유동 가속, 박리, 와류 집중을 완화할 수 있는 유로 형상 설계가 중요함을 시사한다.

5.2 진동-음향 연성 해석 결과

PRV 케이스의 구조 진동 응답은 5.1절에서 확인한 바와 같이 PRV 배기 과정에서 발생하는 비정상 제트 유동 및 벽면 압력 섭동에 의해 가진된다. Fig. 10은 3장에서 선정한 대표 배기 구간에 대해 x, y, z 방향 가속도 스펙트럼의 해석 결과와 실험 결과를 비교한 것이다. 전체 주파수 범위를 검토했을 때, 해석 모델은 절대적인 응답 레벨에서 차이를 보이나 전반적인 스펙트럼의 형상 및 주요 응답 대역의 분포 특성을 포착하고 있음을 확인하였다.

Fig. 10.

(Color available online) Comparison of measured and predicted acceleration spectra of the PRV model in the (a) x, (b) y, and (c) z directions.

상대적으로 낮은 주파수 대역 및 광대역에서 관찰되는 과대 예측 경향의 주된 원인은 수치 모델의 구조적 단순화 및 모델링 범위의 한계로 분석된다. 실제 진동 시험은 바퀴 체결부를 포함한 에어 서스펜션 전체 조립체 상태에서 수행된 반면, 본 연구의 수치 모델은 해석의 효율성과 배기 소음원의 가진 특성에 집중하기 위해 상단부의 공압 회로(PRV 및 챔버 구조물)만을 제한적으로 모델링하였다. 이러한 하부 스트럿 구조물의 생략은 전체 시스템의 질량 및 강성 분포를 크게 변화시켜 저주파 대역의 전역적 거동 특성에 차이를 유발한다. 또한, 무거운 하단부 구조물이 제공하는 부가적인 질량 효과와 진동 에너지 흡수 메커니즘이 해석에 반영되지 않음에 따라 전반적인 광대역 진동 응답이 높게 산출되었다.

이와 더불어, 실험과 수치해석 결과 간 최대 편차가 발생하는 특정 피크 성분들을 대표 피크 주파수로 선정하여 진동 모드를 검토하였다. Fig. 11에서는 분석 결과 해당 피크들이 주로 PRV 조립체 및 챔버 구조물의 지배적인 진동 응답과 연관되어 있음을 보여준다. 특히 PRV 부위에서 발생한 주요 진동이 가속도 센서 부착 위치까지 전달되는 경로에는 고무 와셔 및 탄성 체결 부품들이 배치되어 있어 실제 시험체에서는 이러한 고무 부품들이 진동 에너지를 흡수하고 감쇠시키는 핵심적인 역할을 수행한다. 그러나 본 연구의 수치 모델에서는 이를 선형 탄성체로 가정하거나 생략함에 따라 해당 경로에서의 에너지 소산이 충분히 재현되지 못하였다.

Fig. 11.

(Color available online) Predicted vibration mode shapes of the PRV model at representative spectral peaks: (a) f1 and (b) f3.

결과적으로 하부 구조물 모델링 생략에 따른 구조 시스템 전체의 감쇠/질량 부족과, 고무 부품 단순화에 따른 국부적인 진동 전달 경로의 감쇠 누락이 복합적으로 작용하여, 특정 저주파 공진 성분 및 전반적인 응답 크기가 실험 대비 높게 예측된 것으로 판단된다.

Fig. 12의 음압 스펙트럼 비교 결과 역시 전 대역에서 일정한 레벨 오프셋이 확인된다. 이러한 편차는 비정상 유동 소음의 특성상 실험과 수치해석 간의 시간적 동기화를 완벽하게 맞추기 어려운 점에 기인한다. 또한, Fig. 2의 실험 구성에서 확인할 수 있듯이, 실제 반무향실 내부에는 시편 지지 구조물 및 다양한 계측 보조 장비들이 배치되어 있다. 이러한 복잡한 실험 환경의 구성 요소들이 이상적인 반무향 조건으로 설정된 수치 모델과는 다른 미세한 산란 및 간섭 효과를 유발했을 가능성이 있으며, 이것이 전 대역에 걸친 오차를 만드는 추가적인 원인으로 판단된다. 다만, 이러한 절대적인 레벨 차이에도 불구하고 스펙트럼 곡선이 대체로 일정한 오프셋을 유지하며 유사한 형상을 보인다는 점은 본 모델이 PRV 배기 소음의 물리적 경향성은 타당하게 모사하고 있음을 뒷받침한다.

Fig. 12.

(Color available online) Comparison of measured and predicted acoustic spectra for the PRV model.

VI. 결 론

본 연구에서는 전자식 에어 서스펜션의 PRV 작동 시 발생하는 비정상 유체기인 진동 및 소음을 예측하기 위한 수치해석 방법론을 제시하였다. 이를 위해 비정상 압축성 LES 기반 유동 해석, 구조 주파수응답 해석, 음향 응답 예측을 연계한 유동–진동–음향 통합 해석 프레임워크를 구축하였다. 또한 PRV 배기 과정의 강한 비정상 특성을 반영하기 위해 STFT 기반 시간–주파수 분석을 적용하여, 실험 및 해석 결과의 시간 변화에 따른 스펙트럼 특성을 비교·검증하였다.

유동 해석 결과, PRV 상류 연결덕트 및 PRV 접합부 주변에서 급격한 압력 강하, 비균일 제트 유동, 전단층 발달 및 와류 집중이 나타났으며, 이 구간이 벽면 압력 섭동과 유체기인 진동의 주요 발생 영역으로 확인되었다. 이는 PRV 작동 시 발생하는 비정상 유동 구조가 구조 진동 및 방사 소음의 근본적인 원인임을 보여주며, 연결덕트–PRV 접합부의 유동 구조 제어가 소음 저감 설계의 핵심 요소임을 시사한다.

진동-음향 연성 해석 결과를 실험과 비교한 결과, 구조 진동 응답에서는 전반적인 스펙트럼 형상과 방향별 응답 경향이 양호하게 재현되었다. 반면, 저주파 대역 및 광대역에서 일부 과대 예측이 나타났으며, 이는 실제 시험체와 달리 하부 스트럿 구조물이 제외된 축소 모델을 적용함으로써 전체 구조계의 질량 및 강성 분포가 달라진 점과, 고무 와셔 등 탄성 체결 부품의 감쇠 특성이 충분히 반영되지 않은 점에 주로 기인한 것으로 판단된다. 음향 응답의 경우 실험 대비 전 대역에 걸친 레벨 오프셋이 나타났으나, 스펙트럼 형상 및 주요 주파수 대역의 분포는 유사하게 재현되었다. 이러한 편차는 비정상 유동 소음의 특성상 실험과 수치해석 간 시간적 동기화를 완벽히 일치시키기 어려운 점과, 실제 반무향실 내 시편 지지 구조물 및 계측 보조 장비에 의한 산란·간섭 효과가 수치 모델에 충분히 반영되지 않은 점에 기인한 것으로 판단된다. 특히 STFT 기반 비교를 통해 급속 배기 과정에서의 시간 변화에 따른 스펙트럼 특성을 효과적으로 포착할 수 있음을 확인하였다.

종합하면, 본 연구에서 제안한 해석 프레임워크는 PRV 작동 조건과 같은 강한 비정상 유동 환경에서 절대 음압 레벨의 정밀 예측에는 한계가 있으나, 시간–주파수 특성 분석, 주요 소음 발생 메커니즘 파악, 그리고 설계안 간 상대 비교를 위한 해석 도구로 유효하게 활용될 수 있다. 따라서 본 방법론은 전자식 에어 서스펜션의 초기 설계 단계에서 PRV 작동 소음 성능을 사전에 검토하고, 유로 형상 개선 방향을 도출하기 위한 실용적인 해석 기반 방법론으로 활용 가능할 것으로 판단된다.