某SUV車型后視鏡氣動噪聲性能控制

徐鵬 李春花 趙偉豐 劉二寶 李曉鵬 蔡禮剛

（長城汽車股份有限公司技術中心；河北省汽車工程技術研究中心）

隨著現代汽車速度和功率的不斷提高，顧客對汽車NVH 性能要求越來越高，且氣動噪聲性能的優劣對整車品質的影響愈發明顯。氣動噪聲混合計算方法主要是利用計算流體動力學（CFD）軟件和聲學軟件對工程中的氣動噪聲進行聯合仿真計算，能夠對工程中氣動噪聲做出更全面的預測[1]。文章以一款在研SUV 的后視鏡氣動噪聲問題為例，根據初期后視鏡造型制作的手工樣件，安裝至實車進行風噪路試試驗發現，該后視鏡對車內噪聲貢獻量較大，且主觀評價難以接受。由于該后視鏡造型在設計階段未能及時進行相關氣動噪聲風險識別，導致該問題的出現，因此文章對該后視鏡進行了造型優化及氣動噪聲性能仿真控制。

1 流場建模與分析

1.1 模型搭建

優化前后后視鏡造型，如圖1所示。從圖1可以看出，優化后的后視鏡造型比原后視鏡有3 處改動:1）鏡背棱線前移（黃色線條所示）；2）靠近側窗一側的鏡壁面向前延伸（紅圈區域所示）；3）鏡臂前端變窄（棕圈區域所示）。

針對以上2 種后視鏡造型分別建立該車型油泥狀態網格模型，設定風速為120 km/h，在汽車模型外創建一個足夠大的風洞，生成Trimmer 流體網格。

流場計算包括:1）進行穩態計算，確認計算結果收斂即可停止計算；2）穩態計算完畢，設定0.2 s 瞬態計算，設定時間步為10-4s，每時間步內部迭代5 步；3）計算按時間步自動輸出后視鏡附近側窗玻璃壓力脈動數據。

1.2 前門側窗壓力分布

圖2示出優化前后后視鏡附近前門側窗表面壓力分布圖。從圖2可以看出，原狀態后視鏡附近前門側窗紅圈區域壓力明顯大于優化后，且壓力梯度較大，會導致側窗局部區域變形增大，增加側窗玻璃與密封條和玻璃泥槽之間的配合難度，同時有造成泄漏噪聲的潛在隱患。

1.3 前門側窗聲壓分布

圖3示出優化前后后視鏡附近側窗100～5 000 Hz頻率段A 記權聲壓級分布對比圖。從圖3可知，原狀態后視鏡附近側窗區域存在明顯的2 處風噪風險，分別為（圖3中紅圈位置）:1）側窗靠近B 柱一側密封條附近存在大面積的高聲壓分布；2）后視鏡安裝基座附近（側窗玻璃下端和密封條前部）存在大的聲壓分布。以上2 處位置均有引起噪聲通過密封條滲透進入車內的風險，而優化后的后視鏡能夠避免上述風險。

2 車內聲場耦合求解[2]

車外聲場的優劣并不能完全決定駕駛艙內的噪聲水平，因此后視鏡造型對駕駛艙內噪聲的影響，需要進一步進行內聲場求解。

2.1 側窗風噪聲分析

由于2 個模型中，變化的只有后視鏡造型，因此認為側窗表面湍流壓力脈動的差異均來自后視鏡造型，從而通過計算側窗湍流壓力來激勵側窗振動產生的聲振耦合噪聲，結果可在一定程度上評判2 種后視鏡造型在氣動噪聲性能方面的優劣。

2.1.1 模型準備

1）將側窗壓力脈動數據轉化成LMS Virtual.Lab 可識別的.cgns 格式；2）進行側窗10 kHz 以內約束模態計算，得到結果.op2 文件；3）在前處理軟件中搭建車輛內CAS，并生成駕駛艙聲腔網格。

2.1.2 側窗風噪模型搭建與分析

在LMS Virtual.Lab Acoustic 模塊下導入流場數據、側窗結構模態數據及汽車駕駛艙聲腔網格。首先，進行流場數據向側窗結構的數據轉移，期間進行傅里葉變換，將時域數據轉換成頻域數據；然后，在駕駛艙聲腔內建一個駕駛員耳旁場點；最后，基于模態進行聲振耦合響應計算。計算模型搭建完畢的顯示界面，如圖4所示。

完成聲振耦合響應計算，可以查看整個車內聲學空間的聲壓級云圖，圖5示出裝有原狀態后視鏡的汽車駕駛艙在400 Hz 頻率下的聲壓級云圖。

對分別裝有2 種后視鏡狀態下的模型駕駛艙內同一場點進行聲壓頻率響應函數的計算，得到的對比結果曲線，如圖6所示。

從圖6可以看出，在3 kHz 以下頻率段，2 個后視鏡引起的側窗壓力脈動對車內的噪聲影響可認為處于同一水平；3 kHz 以上，優化模型的測點較原狀態模型測點聲壓曲線下降更為明顯，且人耳對2～5 kHz 噪聲最為敏感，因此可判定，優化的后視鏡造型在側窗上引起的壓力變化產生的振動能量在高頻段貢獻更少，能夠很好的改善車內噪聲品質。

2.2 后視鏡噪聲分析

后視鏡產生的氣動噪聲聲壓激勵車窗，同樣能夠在車內產生噪聲，該噪聲對車內的貢獻量是另一個后視鏡造型優劣的評判依據。

2.2.1 模型準備

后視鏡噪聲分析所需的模型，在側窗風噪聲分析所需的模型基礎上，還需增加后視鏡、車門及車窗附近空間的聲學有限元網格。

2.2.2 后視鏡風噪模型搭建與分析

后視鏡風噪計算，需要先進行流場數據向后視鏡的映射，再進行外部車門附近空間聲學響應計算，之后與側窗風噪計算方法相似，進行計算模型搭建，其顯示界面，如圖7所示，車門區域聲學響應計算結果壓力云圖，如圖8所示。

對分別裝有2 種后視鏡狀態下的模型駕駛艙內同一場點進行聲壓頻率響應函數的計算，得到的對比結果曲線，如圖9所示。

從圖9可以看出，2 個后視鏡作為聲源對車內噪聲的影響處于同一水平，因此，可以認為2 種后視鏡造型在流場中產生的氣動噪聲聲壓對車內噪聲的影響基本一致。

2.3 后視鏡噪聲與側窗噪聲量級對比

圖10示出后視鏡噪聲與側窗噪聲的量級對比，從圖10中能夠直觀的看到，由側窗壓力脈動激起側窗振動引起的車內噪聲要遠遠高于后視鏡自身作為聲源引起的車內噪聲。

3 風噪路試試驗

根據模型制作2 種造型的后視鏡樣件進行實車風噪路試試驗，乘員艙麥克風布置位置為駕駛員左耳，測得數據進行對比，如圖11所示。

從圖11中不難發現，優化造型的后視鏡在1 500 Hz以上高頻段氣動噪聲性能均優于原狀態后視鏡，且在3 500 Hz 以上高頻部分最為明顯。受試驗條件所限，目前風噪測試主要采取路試試驗的方法，發動機噪聲、路噪及胎噪等的影響無法排除，致使測量值偏大，同時，計算時忽略了滲漏噪聲，而且加載邊界條件時只考慮了側窗和后視鏡處的壓力，這又使計算值偏小。但從目前試驗與仿真的數據對比可以判斷，使用LMS Virtual.Lab Acoustic 聲學有限元計算車內測點聲壓頻譜的方法在設計方案的對比上具有十分重要的參考意義。

4 結論

1）根據工程經驗，以引導后視鏡區域氣流準確分離為原則，將后視鏡造型做修改進行對比分析。由流場結果得出該車型分別安裝2 種造型后視鏡前側窗表面壓力分布以及A 計權聲壓級分布，從車外聲壓分布情況可知優化的后視鏡造型對側窗外噪聲有改善作用。

2）借助聲學軟件LMS Virtual.Lab Acoustic 下的聲學有限元模塊進行流固耦合的內場噪聲分析，通過對2 種模型駕駛員耳部設置測點進行計算，可以從測點頻譜曲線更為直觀的考察2 種后視鏡造型在氣動噪聲性能方面的優劣，能夠為后視鏡造型修改提供更為有力的數據支持。同時從分析結果可知，由側窗壓力脈動激起側窗振動引起的車內噪聲要遠遠高于后視鏡自身作為聲源引起的車內噪聲。