汽車后視鏡氣動噪聲的影響參數(shù)

李啟良 ,楊志剛 ,王毅剛

(1.同濟大學航空航天與力學學院, 上海200092;2.同濟大學汽車學院, 上海201804)

后視鏡產(chǎn)生的氣動噪聲影響著車內(nèi)外聲場環(huán)境,成為近幾年的研究熱點.美國通用汽車公司[1]于2008 年在GMAL 風洞對GMT360 車型和GMX320車型的后視鏡進行氣動噪聲試驗測量, 并利用測量結(jié)果評估FLUENT 軟件用于氣動噪聲預(yù)測的可行性.奧地利研究中心[2]于2005 年在BMW 風洞對BMW5 系列的后視鏡進行試驗測量,并利用試驗結(jié)果評估其數(shù)值計算的合理性.過去的研究對量產(chǎn)車的后視鏡所產(chǎn)生氣動噪聲做了少量的風洞試驗, 并開始嘗試評估數(shù)值計算的可行性.然而,這些研究缺乏通用性, 難以直接指導(dǎo)后視鏡的設(shè)計和開發(fā).

在后視鏡設(shè)計開發(fā)中, 工程師與研究者注意到后視鏡產(chǎn)生的氣動噪聲是后視鏡與A柱之間相互作用的結(jié)果, 噪聲大小和分布受后視鏡的外形、安裝角度等多種因素影響.為了更清楚辨別出這些因素的變化規(guī)律, 本文從真實后視鏡的基本元素(前臉、后臉和支架)出發(fā),抽象出普通后視鏡.在普通后視鏡基礎(chǔ)上,依據(jù)已有氣動優(yōu)化經(jīng)驗, 選取表征后視鏡形狀的3 個參數(shù)和安裝角度的2 個參數(shù), 它們分別是前臉厚度L、后臉深度d、支架長度h、迎風角度θ以及旋轉(zhuǎn)角度α.通過考察它們的差異, 評估它們的變化規(guī)律,旨在為后視鏡優(yōu)化設(shè)計提供參考.

1 數(shù)值計算方法

1 個直徑D和高度H均為0 .2 m 的半圓柱以及直徑D為0 .2 m 的1/4 球組成的普通后視鏡首先被安裝在長度為15 .00D、寬度為8 .00D以及高度為7 .20D的計算域中,且遠離入口約為5 .25D,如圖1所示.商業(yè)軟件ICEM-CFD 用于在整個計算域內(nèi)創(chuàng)建六面體網(wǎng)格.為了能更好求解壁面邊界層, 在后視鏡表面和地面創(chuàng)建邊界層網(wǎng)格.考慮到大渦模擬對網(wǎng)格的特殊要求,設(shè)定第1 層網(wǎng)格到后視鏡壁面量綱一化的距離y+≈5 .整個計算域初始網(wǎng)格總數(shù)約為270 萬個.無粘壁面條件應(yīng)用到計算域的2 個側(cè)面和頂面;無滑移的壁面條件應(yīng)用到地面和后視鏡表面.在計算域的入口指定為速度入口, 設(shè)定其雷諾數(shù)Re=520 000(以后視鏡直徑為特征長度);出口指定為壓力出口.

圖1 數(shù)值模型示意Fig .1 Schematic of numerical model

直接方法與混合方法在氣動噪聲預(yù)測中均有應(yīng)用.直接方法通過對整個計算域的流場和聲場進行求解,從而實現(xiàn)氣動噪聲預(yù)測.該方法要求巨額計算資源, 僅適用于雷諾數(shù)較小的流動產(chǎn)生的氣動噪聲問題.本文使用的混合方法通過將流場和聲場分開計算, 即首先通過大渦模擬獲得后視鏡表面以及支撐面的壓力脈動, 然后利用FW-H 方程得到不同位置的噪聲特征,它可以大幅度降低計算資源, 從而能夠用于雷諾數(shù)較大的流動產(chǎn)生的氣動噪聲問題.計算時,首先使用可實現(xiàn)兩方程k-ε(kinetic energy-dissipation rate)湍流模型[3]得到流場的準定常解,然后使用大渦模擬計算后視鏡非定常流場, 其中亞格子模型選用Smagorinsky-Lilly 模型[4].在非定常流動計算中, 初始時間步長設(shè)定為5 ×10-4s ,單個時間步長內(nèi)迭代25 次, 通過監(jiān)控測點A與B確定單個時間步長計算收斂.計算3 000 個時間步長后,保持單個時間步長迭代步數(shù)不變,將時間步長調(diào)整為2 .5 ×10-4s ,繼續(xù)計算1 000 個時間步長后,開始采集測點數(shù)據(jù),接下去的2 000 個時間步長的計算結(jié)果用于數(shù)據(jù)分析.

以普通后視鏡作為基礎(chǔ)模型, 在此基礎(chǔ)上分別對可能影響后視鏡氣動噪聲的3 個外形參數(shù)和2 個角度參數(shù)進行氣動噪聲計算與分析,如圖2 所示.變化后的后視鏡同樣安裝在圖1 所示的計算區(qū)域, 使用相同的網(wǎng)格處理技術(shù),最終創(chuàng)建的網(wǎng)格總數(shù)與基礎(chǔ)模型的網(wǎng)格總數(shù)有些差異.對于它們的氣動噪聲計算, 包括邊界條件、湍流模型、時間步長以及數(shù)據(jù)采樣等等均與基礎(chǔ)模型相同.

圖2 5 種后視鏡參數(shù)Fig .2 Five parameters of rear view mirrors

2 結(jié)果分析與討論

2 .1 數(shù)值與試驗結(jié)果對比

為了驗證本文后視鏡氣動噪聲預(yù)測結(jié)果的準確性,選取了1999 年在德國FKFS 氣動-聲學風洞完成普通后視鏡的氣動噪聲試驗結(jié)果[5-6].圖3 給出該試驗示意圖以及測點布置.多達11 個傳聲器測點按照圖3b 和圖3c 的位置進行先后布置.限于篇幅,圖4 僅給出測點4 的頻譜特性.從圖中可以看出,隨著頻率增加, 測點聲壓級不斷減少.當測點超過1 000 Hz后,測點聲壓級已經(jīng)處于40 dB .可見, 后視鏡產(chǎn)生氣動噪聲主要能量集中在中低頻區(qū)域, 其頻率段為20～500 Hz .對比數(shù)值與試驗結(jié)果可以發(fā)現(xiàn),數(shù)值計算得到測點頻譜與試驗較為相似.特別是在頻率較低處,如頻率為20～100 Hz ,數(shù)值與試驗不僅趨勢一致, 而且數(shù)值相差很小.當頻率較大時, 如頻率200～1 000 Hz,且數(shù)值得到測點聲壓級變化趨勢雖然一致, 但普遍比試驗大.這可能是由于數(shù)值計算本身原因?qū)е?如亞格子模型、網(wǎng)格等因素.從計算數(shù)值與試驗在頻率從20 Hz 到2 000 Hz 得到測點4的總聲壓級可以看出,它們總聲壓級在80 dB 附近變化,兩者相差約0 .3 dB .

圖3 風洞試驗與測點布置(單位:mm)Fig.3 Wind tunnel test and test point positions(unit:mm)

圖4 測點頻譜Fig .4 Frequency spectrum of test points

2.2 不同形狀參數(shù)的影響

圖5 顯示了不同形狀參數(shù)下后視鏡表面和支撐面的聲壓級.對于普通后視鏡表面正對來流部位, 特別是駐點附近, 由于該處壓力脈動非常小,其聲壓級很小.處于分離點附近的流動很不穩(wěn)定,導(dǎo)致后視鏡表面較大的壓力脈動是當?shù)芈晧杭壿^大的主要原因.尾渦的持續(xù)不斷拍打使后視鏡后臉聲壓級可達105 dB .后視鏡尾部流場十分復(fù)雜, 非定常流動計算表明該處存在各種尺度的渦結(jié)構(gòu),各種渦之間的相互作用導(dǎo)致支撐面上強烈的非定常壓力脈動,脈動振幅超過后視鏡本身.正因如此,在支撐面處聲壓級分布呈現(xiàn)梯形形狀,其他的聲壓級遠大于后視鏡本身,最大聲壓級可達128 dB ,絕大多數(shù)地方的聲壓級在110 dB 以上.其中,梯形上底可取后視鏡后臉與支撐面交界線,高約3 .5D,斜邊與上底夾角約為105°.

當前臉厚度增加后, 由于流動分離點后移, 后視鏡表面壓力脈動和尾部速度脈動振幅降低,聲壓級有所降低.支撐面上最大聲壓級從基礎(chǔ)模型的128 dB減少到123 dB .梯形的分布形狀仍然存在,但是梯形所圍面積有所減少.可見增加后視鏡前臉厚度可降低聲源的強度.后視鏡后臉深度的增加,減少了后臉的壓力脈動, 使它的聲壓級有輕微減少.支架的存在從根本上改變了后視鏡尾部流場.從支撐面聲壓級云圖可以看出,梯形分布形狀轉(zhuǎn)變成矩形,其中矩形的寬約為1 .50D,長約為2 .00D.在矩形內(nèi),大部分位置的聲壓級均大于110 dB ,最大聲壓級可達127 dB .與基礎(chǔ)模型相比可以發(fā)現(xiàn),支架的存在有利于降低聲源的強度.

圖5 聲源表面聲壓級(f =125 Hz)Fig.5 Sound pressure level of source surfaces(f =125 Hz)

位于后視鏡尾部的測點A用于感受聲源的聲傳遞.不同形狀參數(shù)下測點的頻譜圖如圖6 .從圖中可以看出,隨著頻率增加,各種形狀參數(shù)的后視鏡均有相同的變化趨勢,即均隨著頻率增加,聲壓級不斷下降,在頻率為50 Hz 附近有一個不太明顯的峰值.與基礎(chǔ)模型相比, 除高頻外,在相同頻率下形狀參數(shù)變化后的后視鏡聲傳遞到測點的聲壓級均有不同程度降低, 其中在頻率位于200～700 Hz 處降幅較為明顯.在基礎(chǔ)模型的基礎(chǔ)上, 后視鏡前臉厚度增加后,相同測點感受到的總聲壓級有所減少, 如基礎(chǔ)模型測點A的總聲壓級為115 .6 dB,但前臉厚度增加后,該測點的總聲壓級為112 .3 dB ,降低了3 .3 dB .后臉深度的改變,僅稍微降低其總聲壓級.支架的存在對降低聲源聲傳遞也有貢獻.與無支架的后視鏡相比, 在有支架情況下,測點A感受到的總聲壓級降低了3 .6 dB .

圖6 測點頻譜Fig .6 Frequency spectrum of test points

2 .3 不同角度參數(shù)的影響

迎風角度和旋轉(zhuǎn)角度的變化并沒有帶來聲源表面聲壓級分布的本質(zhì)變化,如圖7 所示.支撐面仍比后視鏡表面聲壓級大,最大聲壓級同樣為130 dB .對于迎風角度為15°時, 由于后視鏡表面壓力脈動變小而使其聲壓級有一定的降低.支撐面上梯形面積變小,這與當?shù)亓鲌鲎兓芮邢嚓P(guān).旋轉(zhuǎn)角度為15°時,盡管梯形分布仍然存在, 但是其位置發(fā)生改變.梯形上底邊不再是后視鏡后臉與支撐面的交界線,而是與該交界線有一定的角度.聲壓級最大的地方仍是剪切層影響的區(qū)域, 其大小達130 dB .

圖7 聲源表面聲壓級(f =125 Hz)Fig.7 Sound pressure level of source surfaces(f =125 Hz)

仍取測點A來分析角度參數(shù)變化后后視鏡的聲傳遞,它們頻譜如圖8 所示.從圖中可以看出, 盡管角度發(fā)生變化, 但并沒有改變測點聲壓級隨頻率的變化趨勢.與基礎(chǔ)模型相比, 迎風角度增加后, 在頻率小于700 Hz 的中低頻段,測點A的聲壓級均有不同程度的減少.旋轉(zhuǎn)角度增加后, 盡管在200～700 Hz的頻率段有所降低,但在更低頻段卻增加.迎風角度增加的確能降低聲源的聲輻射強度,如迎風角度為15°,測點A的總聲壓級降低了1 .4 dB .但是旋轉(zhuǎn)角度為15°, 測點A的總聲壓級反而增加了0 .6 dB .可見, 迎風角度對降低后視鏡氣動噪聲有利,而旋轉(zhuǎn)角度則是不利的.

圖8 測點頻譜Fig .8 Frequency spectrum of test point

3 結(jié)論

整車風洞普通后視鏡氣動噪聲試驗結(jié)果與數(shù)值計算結(jié)果的吻合證明了本文采用混合方法預(yù)測后視鏡氣動噪聲的合理性.

盡管后視鏡表面輻射出噪聲, 但是后視鏡支撐面輻射的噪聲比后視鏡本身大.在后視鏡的支撐面聲壓級分布呈現(xiàn)梯形形狀, 不隨后視鏡前后臉的變化而變化, 但支架的存在卻改變了該區(qū)域的分布,使之成為矩形分布形狀.

通過增加后視鏡前臉厚度、后臉深度、支架長度與迎風角度能降低后視鏡產(chǎn)生的氣動噪聲,但增加旋轉(zhuǎn)角度卻不能.

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