外后視鏡鏡殼造型對(duì)氣動(dòng)噪聲影響研究

葉 佳，夏之祥，朱茂桃，徐 明，邢 鵬

(1.江蘇大學(xué) 汽車與交通工程學(xué)院， 江蘇 鎮(zhèn)江 212013；2.上汽大眾汽車有限公司 產(chǎn)品研發(fā)部， 上海 201805；3.上海干巷車鏡實(shí)業(yè)有限公司 產(chǎn)品研發(fā)部, 上海 201518)

噪聲是衡量汽車性能的重要指標(biāo)。汽車行駛時(shí)，噪聲主要有發(fā)動(dòng)機(jī)噪聲、輪胎噪聲和氣動(dòng)噪聲。隨著車速的增加，氣動(dòng)噪聲的影響越發(fā)顯著，對(duì)乘車舒適性有較大影響。后視鏡是凸出于汽車外表面的鈍體結(jié)構(gòu)，其造型特征對(duì)車內(nèi)氣動(dòng)噪聲的影響較大[1]。

對(duì)后視鏡氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生機(jī)理和影響因素的研究主要集中在3個(gè)研究方案：第一，平板模型，即將后視鏡安裝在平板上進(jìn)行研究，Chen等[2]將GMT360和GMX320兩款后視鏡安裝在試驗(yàn)臺(tái)架上單獨(dú)研究后視鏡氣動(dòng)噪聲的影響因素；第二，Ahmed模型，對(duì)安裝在楔形體上的后視鏡進(jìn)行研究，楊博[3]采用子域法對(duì)Ahmed模型上的后視鏡進(jìn)行研究，分析后視鏡尾流場(chǎng)特征和側(cè)窗表面氣動(dòng)噪聲聲壓級(jí)水平，大幅減小了仿真計(jì)算量；第三，整車模型，研究安裝在整車上的后視鏡，Haidong Y等[4]對(duì)比了楔形體、后視鏡-平板和整車模型3種安裝環(huán)境對(duì)后視鏡周圍流場(chǎng)的影響，結(jié)果表明整車模型計(jì)算結(jié)果更可靠。目前，國(guó)內(nèi)外研究機(jī)構(gòu)對(duì)后視鏡氣動(dòng)噪聲的研究已取得一些成果。為了解后視鏡氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生機(jī)理，袁海東等[5]利用風(fēng)洞試驗(yàn)研究類后視鏡尾跡特征，將后視鏡尾部流場(chǎng)可視化，明確了后視鏡尾部渦流以大尺度脫落渦為主。對(duì)于后視鏡外形優(yōu)化的研究，李啟良等[6]以類后視鏡模型為基礎(chǔ)，研究了后視鏡不同外形參數(shù)對(duì)于后視鏡氣動(dòng)噪聲的影響。陳鑫等[7]通過(guò)風(fēng)洞試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究了后視鏡凸起位置以及基座造型對(duì)氣動(dòng)噪聲的影響。這些研究結(jié)果表明，造成后視鏡氣動(dòng)噪聲的主要原因是旋渦不斷地從后視鏡表面交替產(chǎn)生并脫落，引起周圍空氣壓力脈動(dòng)，作用在前側(cè)窗區(qū)域產(chǎn)生氣動(dòng)噪聲。

綜上所述，國(guó)內(nèi)外多使用類后視鏡-平板模型研究基本造型因素的影響，而基于真實(shí)后視鏡造型因素對(duì)氣動(dòng)噪聲影響的研究并不多。為此，從真實(shí)后視鏡模型入手，采用整車模型，通過(guò)數(shù)值模擬和風(fēng)洞試驗(yàn)研究后視鏡尾部流場(chǎng)和氣動(dòng)噪聲，合理優(yōu)化后視鏡鏡殼造型，控制尾渦區(qū)域，引導(dǎo)尾渦走向，從而減小后視鏡尾渦對(duì)前側(cè)窗表面氣動(dòng)噪聲的影響。

1 氣動(dòng)噪聲理論

流體的流動(dòng)遵從質(zhì)量守恒和動(dòng)量守恒定律[8-9]。數(shù)學(xué)表達(dá)式如下：

(1)

(2)

式中：ρ為流體密度；p為微元體上的壓力；u為流體速度矢量。

1952年，Lighthill[10-11]在流體運(yùn)動(dòng)方程的基礎(chǔ)上提出了著名的Lighthill方程，首次揭示了流場(chǎng)參數(shù)和聲場(chǎng)之間的關(guān)系。該方程建立在理想流場(chǎng)環(huán)境中，數(shù)學(xué)表達(dá)式為：

(3)

(4)

式中：Tij為L(zhǎng)ighthill張量；p-p0為壓力波動(dòng)值；ui和uj為速度分量；δij為單位張量；c0為聲速；ρ-ρ0為流體密度差值。

Curle拓展了Lighthill聲類比理論，將其運(yùn)用到存在靜止固體邊界的流場(chǎng)中，得到Curle方程[12]：

(5)

式中：n為固體表面法向向量；r為由固體表面指向監(jiān)測(cè)點(diǎn)的向量；S為固體表面。

FW-H方程進(jìn)一步將Curle方程擴(kuò)展到運(yùn)動(dòng)固體邊界的流場(chǎng)中[13]，其方程式為：

(6)

式中：δ(f)為δ函數(shù)；Pij為壓應(yīng)力張量；τij為黏性應(yīng)力張量。方程左邊描述的是聲音的傳播項(xiàng)，右邊表示的是聲源項(xiàng)。第1項(xiàng)為加速度引起的單極子聲源項(xiàng)，第2項(xiàng)為由湍流作用造成表面壓力脈動(dòng)引起的偶極子聲源項(xiàng)，第3項(xiàng)為四極子聲源項(xiàng)。

Howe在FW-H方程的基礎(chǔ)上進(jìn)行簡(jiǎn)化，推導(dǎo)出低馬赫數(shù)等熵流動(dòng)的Howe渦聲方程[14-15]：

(7)

式中：B為流體總焓；P為壓強(qiáng)；u為速度矢量；ρ為流體密度；ω為流動(dòng)渦矢量；c0為聲速。方程左邊描述了聲音在非均勻流動(dòng)介質(zhì)中的傳播，右邊為氣動(dòng)聲源產(chǎn)生項(xiàng)。渦聲方程表明氣動(dòng)噪聲產(chǎn)生于流場(chǎng)中渦的伸縮和破裂，即只有存在渦的地方，才會(huì)產(chǎn)生氣動(dòng)噪聲[16]。

2 數(shù)值仿真

2.1 幾何建模及確定計(jì)算域

采用某SUV真實(shí)后視鏡為基本模型，運(yùn)用CATIA軟件修改鏡殼造型。原模型為鏡殼迎風(fēng)面低于鏡圈結(jié)構(gòu)，如圖1所示。模型1為鏡殼迎風(fēng)面與鏡圈齊平后視鏡模型，模型2為鏡殼迎風(fēng)面高于鏡圈后視鏡模型。

圖1 3種外后視鏡幾何模型示意圖

為節(jié)約計(jì)算資源、排除其他因素的干擾，對(duì)整車模型進(jìn)行簡(jiǎn)化。采用四分之一車模型，并簡(jiǎn)化車輪、行李架和進(jìn)氣格柵等部件。為保證數(shù)值仿真和風(fēng)洞試驗(yàn)結(jié)果的一致性，仿真計(jì)算域的長(zhǎng)、寬和高分別對(duì)應(yīng)于車身尺寸的9倍、4倍和5倍，如圖2所示。

圖2 計(jì)算域模型示意圖

2.2 網(wǎng)格劃分

將模型分為不同的網(wǎng)格尺寸，A柱-后視鏡區(qū)域?yàn)橹攸c(diǎn)關(guān)注對(duì)象。網(wǎng)格尺寸會(huì)影響聲學(xué)計(jì)算精度，因此對(duì)此區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格局部加密，最小面網(wǎng)格尺寸為2 mm，車身最大面網(wǎng)格尺寸為8 mm，計(jì)算域壁面最大面網(wǎng)格尺寸為256 mm。根據(jù)面網(wǎng)格拉伸生成10層邊界層，第1層高度為0.02 mm，增長(zhǎng)率設(shè)置為1.2，總高度為0.63 mm。邊界層網(wǎng)格劃分完成后，在邊界層和計(jì)算域間生成四面體網(wǎng)格，共約2 700萬(wàn)個(gè)網(wǎng)格。穩(wěn)態(tài)計(jì)算時(shí)，選用Realizablek-ε湍流模型，該模型對(duì)于有大逆壓梯度的邊界層、分離和回流現(xiàn)象有較好的預(yù)測(cè)結(jié)果。入口處湍流強(qiáng)度設(shè)置為2.5%，離散格式為較高精度的2階迎風(fēng)格式。仿真計(jì)算時(shí)，由于車尾距離風(fēng)洞出口具有充足的距離，可以認(rèn)為氣流為完全發(fā)展的不可壓縮流動(dòng)，因此出口邊界條件設(shè)置為壓力出口，表1為邊界條件設(shè)置。后視鏡尾部流場(chǎng)中以大尺度脫落渦為主[17]，因此為了準(zhǔn)確模擬后視鏡引起的氣動(dòng)噪聲，瞬態(tài)計(jì)算時(shí)，湍流模型選擇大渦模擬(LES)的計(jì)算方法。亞格子應(yīng)力模型為Smagorinsky-Lilly模型。

表1 計(jì)算域邊界條件

為使非定常流場(chǎng)計(jì)算更容易收斂，先進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計(jì)算得到定常流場(chǎng)，并作為初始值用于求解非定常流場(chǎng)。在求解外聲場(chǎng)時(shí)，時(shí)間步長(zhǎng)應(yīng)與非定常流場(chǎng)求解的時(shí)間步長(zhǎng)一致。根據(jù)斯特勞哈爾數(shù)計(jì)算設(shè)置為0.000 02 s,采樣時(shí)間設(shè)置為0.2 s，為后視鏡流場(chǎng)特征周期的10倍。

3 整車風(fēng)洞試驗(yàn)

為了驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性，該款車模型的整車氣動(dòng)噪聲試驗(yàn)在同濟(jì)大學(xué)的上海地面交通工具風(fēng)洞中心完成。為保證仿真計(jì)算和試驗(yàn)條件一致，車身表面連接部位(包括前進(jìn)氣格柵、門(mén)窗、門(mén)把手等)采用膠帶全密封。在前側(cè)窗表面布置GRAS公司生產(chǎn)的表面?zhèn)髀暺鳒y(cè)量側(cè)窗表面脈動(dòng)壓力和聲壓。表面?zhèn)髀暺魃涎b有導(dǎo)流罩，減少“自噪聲”對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的干擾，采用HEAD公司的測(cè)試系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)據(jù)采集和分析。

由于該車型后視鏡安裝角度左右側(cè)完全對(duì)稱，且車身沿中間對(duì)稱面兩側(cè)對(duì)稱，因此只在駕駛員側(cè)的側(cè)窗表面布置監(jiān)測(cè)點(diǎn)，共4個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)，如圖3所示。試驗(yàn)時(shí)，溫度穩(wěn)定在24 ℃左右，濕度為82.7%，試驗(yàn)風(fēng)速為38.9 m/s(即140 km/h)，車輛偏航角為0°。風(fēng)洞試驗(yàn)和表面?zhèn)髀暺鞅O(jiān)測(cè)點(diǎn)分布見(jiàn)圖3。

圖3 風(fēng)洞試驗(yàn)和表面?zhèn)髀暺鞅O(jiān)測(cè)點(diǎn)分布示意圖

圖4中分別對(duì)側(cè)窗上4個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的計(jì)算和試驗(yàn)的A計(jì)權(quán)聲壓級(jí)結(jié)果進(jìn)行比較。結(jié)果表明，仿真與試驗(yàn)結(jié)果最大誤差為4.3 dBA，且每個(gè)測(cè)點(diǎn)有超過(guò)80%的頻率下數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果誤差在3 dBA范圍內(nèi)。由圖4可見(jiàn)：各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)得到的聲壓級(jí)頻譜圖變化趨勢(shì)一致，因此可認(rèn)為該數(shù)值模擬方法是合理正確的。

4 數(shù)值仿真結(jié)果分析

4.1 穩(wěn)態(tài)流場(chǎng)分析

汽車高速行駛時(shí)，外后視鏡表面邊界層從后部發(fā)生分離，在其尾部形成類似于卡門(mén)渦街結(jié)構(gòu)的旋渦。旋渦產(chǎn)生和周期性脫落，并向其后方發(fā)展，引起周圍空氣壓力波動(dòng)，作用在前側(cè)窗表面產(chǎn)生氣動(dòng)噪聲[19]。為探究不同后視鏡鏡殼造型對(duì)其尾部流場(chǎng)的影響，建立XOY,XOZ和YOZ平面對(duì)穩(wěn)態(tài)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析，如圖5所示。

圖5 3個(gè)平面示意圖

通過(guò)比較3種后視鏡尾部的流線圖可以看出：由于鏡殼造型不同，后視鏡尾部區(qū)域的流態(tài)是有差異的。從圖6中可以看出：在XOY平面上，原模型和模型1都存在2個(gè)渦流中心，模型1上方的旋渦較小，下方旋渦流線稀疏，渦流強(qiáng)度較小；模型2后方只有1個(gè)渦流中心，且渦流尺度較小。在XOZ平面上，后視鏡尾部存在2個(gè)旋轉(zhuǎn)方向相反的旋渦，模型1上方旋渦尺度相比于原模型有所減小，且流線稀疏；而模型2后方兩個(gè)渦流尺度都相對(duì)較小，尾部渦流區(qū)面積減小，且上方旋渦有遠(yuǎn)離側(cè)窗表面，往車門(mén)方向引導(dǎo)的趨勢(shì)。在YOZ平面上，3個(gè)模型后方都有兩個(gè)渦流中心，模型1的渦流尺度相比于原模型有所減小，而模型2后方的渦流中心沿側(cè)窗外法線方向移動(dòng)，遠(yuǎn)離側(cè)窗表面，減小渦流對(duì)側(cè)窗表面的作用，降低側(cè)窗區(qū)域氣動(dòng)噪聲。

圖6 3個(gè)平面上流線圖

綜上所述，由于后視鏡上方鏡殼造型結(jié)構(gòu)不同，改變了鏡殼表面氣流的速度和角度，對(duì)后視鏡尾部氣流走向具有引導(dǎo)作用，使其尾部渦流中心沿遠(yuǎn)離側(cè)窗表面方向移動(dòng)。根據(jù)渦聲理論，渦流是產(chǎn)生氣動(dòng)噪聲的主要原因，后視鏡尾部渦流尺度越小，離側(cè)窗表面越遠(yuǎn)，越有利于降低前側(cè)窗區(qū)域氣動(dòng)噪聲。根據(jù)上述分析，模型1和模型2對(duì)改善后視鏡區(qū)域流場(chǎng)有積極作用，有利于降低該區(qū)域氣動(dòng)噪聲。

為詳細(xì)研究后視鏡尾部流場(chǎng)狀態(tài)，做XOY、XOZ和YOZ平面上的速度分布云圖，如圖7所示。后視鏡尾部存在低速區(qū)，它們?cè)诹鹘?jīng)后視鏡表面高速氣流的作用下會(huì)產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)方向相反的旋渦，因此后視鏡尾部低速區(qū)越小，產(chǎn)生的旋渦越小[18]。觀察XOZ平面速度分布云圖可以發(fā)現(xiàn)：后視鏡尾部存在上下兩個(gè)低速區(qū)，且上方的低速區(qū)較大，向后拖拽一段距離。相比于原模型，模型1后方上下兩個(gè)低速區(qū)無(wú)明顯變化，而模型2后方低速區(qū)顯著減小，低速中心在垂直方向上遠(yuǎn)離側(cè)窗位置，有利于降低側(cè)窗表面的氣動(dòng)噪聲。觀察XOY平面和YOZ平面速度云圖可以看出：與原模型相比，模型2后方的低速區(qū)明顯減小，而模型1無(wú)顯著改善。

圖7 3個(gè)平面上速度分布云圖

通過(guò)后視鏡區(qū)域的流場(chǎng)分析可知：不同鏡殼造型對(duì)于表面氣流走向具有明顯影響，進(jìn)而影響邊界層的分離，影響后視鏡尾部渦流大小。渦流在A柱-后視鏡區(qū)域引起強(qiáng)烈的壓力脈動(dòng)，作用在側(cè)窗表面形成氣動(dòng)噪聲。通過(guò)對(duì)3種模型的對(duì)比分析發(fā)現(xiàn)：模型2的迎風(fēng)面高于鏡圈的前高后低結(jié)構(gòu)引導(dǎo)后視鏡鏡殼表面氣流下翻，改善了氣流與鏡殼表面的貼合度，防止氣流向四周擴(kuò)散，延緩了邊界層的分離，減小了后視鏡尾部渦流強(qiáng)度，改善了后視鏡區(qū)域流場(chǎng)的分布。因此，可以預(yù)測(cè)模型2有利于降低側(cè)窗表面聲壓級(jí)水平。

4.2 氣動(dòng)噪聲分析

采用聲比擬方法求解3種模型側(cè)窗監(jiān)測(cè)點(diǎn)的脈動(dòng)壓力，通過(guò)快速傅里葉變換(FFT)得到各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的聲壓級(jí)頻譜圖如圖8。對(duì)比4個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)聲壓級(jí)頻譜圖可以發(fā)現(xiàn)，3種模型在低頻段聲壓級(jí)差別較小，而在中高頻段差異顯著，這是由于后視鏡引起的氣動(dòng)噪聲是中高頻段噪聲。由圖7可見(jiàn)，除了監(jiān)測(cè)點(diǎn)3，模型1和模型2都有一定幅度的降噪效果，這是因?yàn)楸O(jiān)測(cè)點(diǎn)3距后視鏡-A柱區(qū)域較遠(yuǎn)，受渦流影響較小。處于后視鏡尾流區(qū)的監(jiān)測(cè)點(diǎn)1上，模型1和模型2的降噪效果均較為顯著，在中高頻段1 000～5 000 Hz，取得更明顯的降噪效果，其中模型2的最大降幅達(dá)到9.3 dB。在監(jiān)測(cè)點(diǎn)2和監(jiān)測(cè)點(diǎn)4，優(yōu)化后的兩種模型都取得了較好的降噪效果，模型2的降噪效果更佳，降幅最大為6.4 dB。

圖8 聲壓級(jí)頻譜圖

綜上可以推斷，后視鏡上方鏡殼造型的優(yōu)化有效地引導(dǎo)了表面氣流的走向，使后視鏡尾部湍流區(qū)域面積減小，降低了后視鏡尾部湍流強(qiáng)度，且渦流中心遠(yuǎn)離側(cè)窗表面，降低了側(cè)窗表面脈動(dòng)壓力，改善了側(cè)窗區(qū)域氣動(dòng)噪聲水平，與前文流場(chǎng)分析結(jié)果相一致。

5 結(jié)論

1) 外后視鏡鏡殼造型對(duì)其尾部流場(chǎng)具有較大的影響，后視鏡尾部渦流尺度越小，渦流中心越遠(yuǎn)離側(cè)窗表面，越有利于降低側(cè)窗表面氣動(dòng)噪聲。

2) 基于某SUV后視鏡模型，通過(guò)后視鏡鏡殼流線型造型優(yōu)化，模型2尾部低速區(qū)域減小，渦流強(qiáng)度減小，且渦流中心遠(yuǎn)離側(cè)窗表面，降低了對(duì)前側(cè)窗處氣動(dòng)噪聲的影響。

3) 后視鏡引起的氣動(dòng)噪聲表現(xiàn)為寬頻帶噪聲，模型1和模型2在中高頻段降噪效果較顯著，模型2的聲壓級(jí)最大降幅達(dá)到9.3 dB，有助于改善用戶的乘坐舒適性。

4) 進(jìn)一步研究考慮在鏡殼表面運(yùn)用仿生結(jié)構(gòu)，梳理后視鏡表面流線，引導(dǎo)渦流遠(yuǎn)離側(cè)窗位置，降低氣動(dòng)噪聲。