車外后視鏡造型對氣動噪聲影響的實驗研究?

陳 鑫，馮 曉，沈傳亮，汪 碩，胡翠松，李延洋，楊昌海

(吉林大學，汽車仿真與控制國家重點實驗室，長春 130025)

車外后視鏡造型對氣動噪聲影響的實驗研究?

陳 鑫，馮 曉，沈傳亮，汪 碩，胡翠松，李延洋，楊昌海

(吉林大學，汽車仿真與控制國家重點實驗室，長春 130025)

針對車外后視鏡引起的氣動噪聲問題，在吉林大學風洞實驗室對某系列車型的5款后視鏡做了實驗研究。實驗測量了60～120km/h 4種風速下5款后視鏡尾流區域的8個監測點的氣動噪聲數據。結果表明，隨車速的增高后視鏡引起的氣動噪聲上升明顯，且對后視鏡尾流核心區域監測點處的影響最為顯著。對比分析5款后視鏡的造型特點，提取出5個對氣動噪聲有較大影響的造型因素。優化組合這些影響因素，可在滿足整體造型效果的同時，有效降低氣動噪聲水平。

車外后視鏡；氣動噪聲；風洞實驗；造型

前言

隨著汽車行業的快速發展，人們對汽車舒適性的要求越來越高。然而，隨著車速的升高，汽車的氣動噪聲成指數級急劇增大，從而降低乘員的乘坐舒適性。因此，汽車氣動噪聲分析與控制的研究越來越受到人們的關注。車外后視鏡是汽車表面的凸出物，使得高速行駛的汽車在A柱-后視鏡尾流區域產生較為強烈的空氣動力噪聲，并成為汽車在高速行駛時的主要噪聲源。

針對汽車外后視鏡的氣動噪聲問題，國內外的學者開展了積極的研究工作。文獻[1]中對兩款安裝在平板上的后視鏡進行了時均靜態聲壓等的實驗研究；文獻[2]中分析了對后視鏡氣動噪聲影響較大的總體形狀和角度參數；文獻[3]中仿真分析了后視鏡基座的厚度、長寬比、迎風角度和邊緣切向角等參數對氣動噪聲的影響。國內學者對后視鏡氣動噪聲的研究主要是仿真分析，國外學者對后視鏡氣動噪聲的實驗研究中涉及的后視鏡數量較少，實驗結果有待進一步考證。

本文中針對某系列車型的5款后視鏡造型，從細部結構特點和造型因素入手，通過后視鏡-平板風洞實驗研究提取系列后視鏡細部造型因素，并分析其對氣動噪聲的影響規律，優化組合這些影響因素，可有效降低后視鏡引起的氣動噪聲，對低噪聲車外后視鏡的造型設計具有現實的工程指導意義。

1 氣動噪聲研究基礎

1.1 風洞實驗

汽車空氣動力學噪聲的研究方法主要分為實驗研究法和仿真計算法，其中實驗研究法又分為道路實驗法和風洞實驗法。目前，汽車噪聲道路實驗一般用于整車振動和噪聲系統的測量，對汽車NVH水平進行綜合評價，而汽車某一零部件氣動噪聲的測量主要在汽車風洞實驗室中進行。

汽車風洞實驗室通過人造風，模擬各種行車環境中遇到的空氣阻力、噪聲和熱力學狀態等，用以測試樣車的安全性和操縱穩定性，為設計更加節能、舒適性強的汽車提供條件。相對氣動噪聲道路實驗而言，風洞實驗能剔除汽車機械噪聲、路面激勵噪聲的影響，實現單獨對一定風速條件下的氣動噪聲進行測量。后視鏡-平板實驗在吉林大學汽車風洞實驗室中進行，風洞為回流式結構，實驗段尺寸(長×寬×高)為8m×4m×2.2m，實驗風速范圍在5～60m/s。圖1為吉林大學汽車風洞整體結構圖。

1.2 聲學基本方程

后視鏡產生的氣動噪聲由自身表面非定常壓力導致的偶極子聲源和尾部旋渦激發的四極子聲源組成，則后視鏡-平板實驗涉及的氣動聲學研究最基本的兩大方程是Curl方程和FW-H方程[4]。

1.2.1 Curl方程

汽車氣動噪聲主要以偶極子聲源為主導，可以利用Curl方程進行實際計算：

式中：c0為聲速；n為固體表面法向；r為從固體表面點指向監測點的向量；s為固體表面。Curl方程考慮了流體與固體邊界的相互作用，適用于汽車氣動噪聲中的偶極子聲源和四極子聲源計算。

1.2.2 FW-H方程

FW-H方程是以Curl方程為基礎，將其擴展到運動固體邊界的發聲情況：

式中：右邊的3項依次為Lighthill聲源項、表面脈動壓力產生的聲源、表面加速度引起的聲源；ρ′(ρ′=ρρ0)為流體密度的波動量，ρ為受擾動時周圍流場的空氣密度均值，ρ0為未受擾動時周圍流場的空氣密度均值；Tij為Lighthill的張量；δij為單位張量；ui為xi方向上的流速分量；δ(f)為迪拉克三角函數；p′(p′=p-p0)為遠場聲壓。

1.3 噪聲數據監測

風洞實驗時，在后視鏡尾流區域的各個監測點布置傳感器，監測氣動噪聲數據。聲壓級與聲壓之間的關系為

式中：Lp為聲壓級；pe為待測聲壓，即時均靜態聲壓(有效聲壓)，是監測點處瞬時聲壓p(T)在時間間隔T內的均方根值；p0為參考聲壓，是人耳能感覺到1kHz空氣聲的最低聲壓(可聽閾聲壓)，p0=2× 10-5Pa。

2 實驗方法與布置

建立后視鏡-平板風洞實驗平臺[1，5]，在排除其他因素的干擾下單獨分析外后視鏡的氣動噪聲。實驗使用某系列車型的5款后視鏡(3款為左側后視鏡，2款為右側后視鏡)為研究對象，并依次編號為后視鏡A，B，C，D和E。風洞實驗時，將5款后視鏡固定在加工好的底座圓盤(半徑R200)上，再將圓盤固定在實驗專用平板上，平板長1 200mm，寬1 000mm，此長度和寬度足夠覆蓋后視鏡后方湍流區域，并保證流動空氣的湍流特征能得到充分發展。實驗時，為方便布置測壓線路并使后視鏡處于風洞實驗段的中心區域，用6根高為1 000mm的支架將實驗專用平板固定。將平板和支架邊緣做磨圓角處理以降低鋒利邊緣對噪聲的影響。圖2所示為后視鏡A風洞實驗布置情況。

圖2 風洞實驗布置

圖3為某系列車型的5款后視鏡底座在圓盤上安裝的位置關系圖。

圖4和圖5為監測點編號與傳感器安裝位置示意圖。7個監測點分布在后視鏡后方半徑為400mm的圓周上，間隔15°均布，第8個監測點在圓盤下游400mm位置，粗體數字為監測點編號。左后視鏡A，B和C的監測點編號與安裝位置相同，右后視鏡D和E的監測點編號與安裝位置相同。

將傳感器安裝在后視鏡尾流區域的監測點位置，傳感器端部與平板平面高度相等，以保證采集數據的準確性。圖6和圖7為后視鏡B和D的監測點編號與傳感器安裝位置照片。

圖3 后視鏡底座安裝位置

圖4 后視鏡B監測點編號和位置示意

圖5 后視鏡D監測點編號和位置示意

圖6 后視鏡B監測點編號與位置照片

圖7 后視鏡D監測點編號與位置照片

風洞實驗時進行了15和30m/s兩種風速下的背景噪聲測量，每種風速下重復測量10次將結果取平均值，兩種風速下分別對應的背景噪聲為52和 69dB。背景噪聲測試結果表明本風洞背景噪聲較低，可以滿足汽車氣動噪聲的風洞實驗要求。進行后視鏡-平板實驗時，傳感器校正完畢后啟動風洞，待風洞實驗段氣流速度穩定至60，80，100和120km/h時，用數據采集器分別采集相應速度下0°氣流斜切角時各個監測點的時均靜態聲壓，采集頻率為1Hz，采集時長60s，并通過比利時LMS-Test. Lab實驗分析軟件系統把時域脈動壓力通過傅里葉變換轉換成頻域內的聲壓級，以便于后續處理。

3 實驗數據分析

人耳聽到的聲音頻率范圍為20～20 000Hz，本次風洞實驗用1/3倍頻程各中心頻率處對應的聲壓級來分析氣動噪聲，采集的頻率范圍為71～11 220Hz。

3.1 后視鏡A在各風速下的氣動噪聲數據分析

分別采集風速為60，80，100和120km/h工況下某系列車型的5款后視鏡的8個監測點實驗數據，轉換得到各監測點處1/3倍頻程中心頻率聲壓級。圖8～圖11為各個風速下后視鏡A的8個監測點所對應的1/3倍頻程頻譜圖。

圖8 60km/h時后視鏡A各監測點處1/3倍頻程頻譜圖

圖9 80km/h時后視鏡A各監測點處1/3倍頻程頻譜圖

圖10 100km/h時后視鏡A各監測點處1/3倍頻程頻譜圖

圖11 120km/h時后視鏡A各監測點處1/3倍頻程頻譜圖

從圖8～圖11可以看出：隨著風速的增加，后視鏡A各監測點處1/3倍頻程中心頻率聲壓級逐步上升。分析后視鏡B，C，D和E在不同風速下的實驗數據也有相似的規律；同時，隨著風速的增加，監測點6，7，8和12處1/3倍頻程中心頻率聲壓級與監測點5，9，10和11處1/3倍頻程中心頻率聲壓級的差距越來越明顯，從而可以看出后視鏡A氣動噪聲水平較高的點是監測點6，7，8和12。

3.2 120km/h風速下各后視鏡監測點氣動噪聲數據分析

圖12～圖15為120km/h時后視鏡B，C，D和E的各個監測點1/3倍頻程頻譜圖。

從圖11～圖15可以看出：某系列車型的5款后視鏡對氣動噪聲的影響總體趨勢相似；但各后視鏡的監測點6，7，8和12處的1/3倍頻程中心頻率聲壓級普遍較高，而監測點5，9，10和11的1/3倍頻程中心頻率聲壓級普遍較低；監測點6位于5款后視鏡基座正后方偏下，受其側向氣流的擾動，噪聲水平較高；監測點8均位于后視鏡罩與車身(桌面)之間的“夾縫”位置正后方，此處氣流流速快、后視鏡罩曲面曲率變化較大，監測點8附近形成了較劇烈的湍流區域，氣動噪聲水平較高；監測點7和12均處于后視鏡基座的正后方，受其正后方向氣流擾動影響較大，氣動噪聲水平相對較高；監測點5，9，10和11距離后視鏡氣動影響中心區域相對較遠，受影響較小，因此噪聲水平相對較低。

圖12 120km/h時后視鏡B的各監測點處1/3倍頻程頻譜圖

圖13 120km/h時后視鏡C的各監測點處1/3倍頻程頻譜圖

圖14 120km/h時后視鏡D的各監測點處1/3倍頻程頻譜圖

圖15 120km/h時后視鏡E的各監測點處1/3倍頻程頻譜圖

從以上分析可知，由于監測點6，7，8和12位于后視鏡尾流影響的核心區域，它們監測得到的氣動噪聲水平相對較高。因此，這4個監測點處的后視鏡氣動噪聲數據是本文研究分析的重點。

3.3 各后視鏡的4個重點監測點氣動噪聲數據分析

本文中重點研究500～5 000Hz頻率范圍的后視鏡氣動噪聲規律。圖16～圖19為120km/h風速下各后視鏡監測點6，7，8和12的氣動噪聲的1/3倍頻程頻譜圖。

圖16 監測點6處各后視鏡氣動噪聲的1/3倍頻程頻譜圖

從圖16～圖19可以看出：監測點6和8處，后視鏡A的1/3倍頻程中心頻率聲壓級明顯高于其他后視鏡，而后視鏡C的1/3倍頻程中心頻率聲壓級較低；監測點7處，后視鏡A的1/3倍頻程中心頻率聲壓級仍較高，后視鏡D的1/3倍頻程中心頻率聲壓級較低；監測點12處，各后視鏡的1/3倍頻程中心頻率聲壓級相差不明顯，可能由于監測點12的位置距離各個后視鏡較遠，監測到的各個后視鏡的氣動噪聲水平相近。

圖17 監測點7處各后視鏡氣動噪聲的1/3倍頻程頻譜圖

圖18 監測點8處各后視鏡氣動噪聲的1/3倍頻程頻譜圖

圖19 監測點12處各后視鏡氣動噪聲的1/3倍頻程頻譜圖

從以上分析可知，后視鏡A的氣動噪聲較為顯著，而后視鏡C和D的氣動噪聲相對較低，可能后視鏡C和D的造型特點更有利于氣動噪聲的降低。

3.4 各監測點氣動噪聲A計權總聲壓級數據對比分析

進一步研究各后視鏡監測點的氣動噪聲，在4種風速下，對某系列車型的5款后視鏡的各個監測點數據做A計權聲壓級處理，并標記每個監測點的A計權總聲壓級極大值和極小值，如表1所示。

從表1可見：后視鏡A各監測點處氣動噪聲的A計權總聲壓級的極大值出現最多，可認為后視鏡A的氣動噪聲性能較差；后視鏡E各監測點氣動噪聲的A計權總聲壓級的極小值出現最多，可認為后視鏡E的氣動噪聲性能較優。

從速度角度分析，后視鏡C在較低風速下(60km/h)各監測點處氣動噪聲的A計權總聲壓級極小值出現較多，即后視鏡C的較低速氣動噪聲性能表現突出；而后視鏡E在中高速(80～120km/h)時，各監測點處氣動噪聲的A計權總聲壓級極小值出現較多，但大多處于后視鏡氣動噪聲的非核心區域。而對處于氣動噪聲影響核心位置的重點監測點6，7，8和12分析可知，后視鏡C和D的各重點監測點處氣動噪聲的A計權總聲壓級極小值出現較多，各有5個極小值，即后視鏡C和D氣動噪聲性能較優。

4 后視鏡氣動噪聲影響因素分析

根據不同對比條件下得到的各后視鏡對氣動噪聲的影響情況，對比某系列車型的5款后視鏡的各自造型和結構特點，總結歸納對后視鏡氣動噪聲有較大影響的造型因素。5款后視鏡照片如圖20所示。

圖20 5款后視鏡照片

由3.3和3.4節可知，后視鏡A的氣動噪聲性能總體較差。由圖20可知，與其他后視鏡相比，后視鏡A的鏡罩與車身垂向角度β是正值(定義接近車身為正)，并且后視鏡A與側窗之間距離相對較小，易產生明顯的氣流加速現象和較大的壓力變化。所以，后視鏡與側窗之間的距離和后視鏡罩與車身的垂向角度是影響后視鏡氣動噪聲的重要因素。后視鏡與側窗之間的距離增大和后視鏡罩與車身垂向角度更加遠離車身時，有利于后視鏡氣動噪聲的降低。本次風洞實驗與文獻[6]中的結論比較一致。

在只考慮位于后視鏡尾流的核心區域的監測點受氣動噪聲的影響時，后視鏡C和D的氣動噪聲性能總體較優。與其他后視鏡相比，圖中后視鏡C和D的后視鏡外殼與支撐的連接處更圓滑，如圖中深色線條標出的部分，此處迎風面逐漸過渡，氣流均勻，氣動噪聲低，因此后視鏡外殼與支撐之間圓滑的過渡能降低氣動噪聲；圖中后視鏡C和D的基座寬度d也明顯小于后視鏡A，B和E的基座寬度，此時氣流的分離區域減小，因此適當的縮小后視鏡的基座寬度有助于降低氣動噪聲。

對比某系列車型的5款后視鏡鏡罩的剖切截面輪廓，剖切線的位置距離后視鏡罩頂端100mm。圖21為后視鏡E的剖切位置示意圖。圖22為各后視鏡罩截面基本輪廓對比圖。

圖21 后視鏡E剖切示意圖

圖22 各后視鏡罩截面基本輪廓比較圖

在引入A計權聲壓級并考慮所有監測點的聲壓級或中高速工況時，后視鏡E的氣動噪聲性能較優。由圖22各后視鏡罩截面的基本輪廓對比可知：后視鏡B與C的鏡罩基本輪廓相似，并且接近下凸形(定義后視鏡罩的凸起位置接近支撐時為下凸形)；后視鏡D的鏡罩基本輪廓凸出不很明顯，略顯下凸形，但與后視鏡B和C相比，其基本輪廓的兩端走勢對氣流的順利通過較為不利；后視鏡A和E的鏡罩基本輪廓接近中凸形(定義后視鏡罩的凸起位置在后視鏡罩中心線位置時為中凸形)，相比于下凸形輪廓，中凸形輪廓造型使后視鏡引起的渦流發生的位置下移，有利于氣動噪聲發生的核心位置更加遠離車窗[7]。但后視鏡A的鏡罩與車身間距較小，并且后視鏡罩與車身垂向夾角更加靠近車身，后視鏡罩與支撐之間的過渡也不順暢，這些因素導致了后視鏡A的氣動噪聲情況較差。而后視鏡E的基座尺寸比較寬，后視鏡鏡罩外殼與支撐之間過渡不夠圓滑，這些因素使后視鏡E氣動噪聲性能也不很理想。

5 結論

(1)以后視鏡A為例，通過4種風速對其8個監測點的聲壓級進行對比分析，得到風速越大后視鏡對氣動噪聲的影響越大的結論。在風速為120km/h的工況下，分別對某系列車型的5款后視鏡的8個監測點的聲壓級進行對比分析，總結得出風速對位于后視鏡尾流核心區域的4個監測點6，7，8和12處的氣動噪聲最為顯著。

(2)在風速為120km/h的工況下，著重分析受氣動影響最顯著的4個監測點，總結得出后視鏡A的氣動噪聲性能較差，后視鏡C和D的氣動噪聲性能相對較優。在4種風速下分析某系列車型的5款后視鏡，比較其8個監測點的A計權總聲壓級，得到的結果與上述結論基本一致。因此，后視鏡C和D的造型特點更有利于氣動噪聲的降低。

(3)對比某系列車型的5款后視鏡的各自造型和結構特點，總結得出以下5個對后視鏡氣動噪聲影響較大的造型因素：后視鏡罩與車身間距、后視鏡罩與車身垂向角度、后視鏡罩與支撐之間的過渡、后視鏡基座的寬度和后視鏡罩基本輪廓的凸起位置等。適當調整這5個造型因素，如增大后視鏡罩與車身間距，后視鏡罩與車身垂向角度取為負角，后視鏡罩與支撐之間圓滑過渡、適當減小后視鏡基座的寬度和后視鏡罩基本輪廓的凸起位置上移等，有助于降低后視鏡的氣動噪聲。

(4)本文中的實驗結果和研究結論，可為汽車后視鏡氣動噪聲的仿真分析與優化提供實驗依據，為車外后視鏡造型提供空氣動力學設計指導。

[1] CHEN Kuo-Huey，JOHNSON Jim，DIETSCHI Urs，et al.Wind noise measurements for automotive mirrors[C].SAE Paper 2009-01-0184.

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[7] CHEN Xin，ZHOU Junlong.Research on aerodynamic noise of base styling characteristics of car rearview cover[J].Advanced Materials Research，2012，490-495：2987-2991.

An Experimental Study on the Effects of Exterior Rearview Mirrors Styling on Aerodynamic Noise

Chen Xin，Feng Xiao，Shen Chuanliang，Wang Shuo，Hu Cuisong，Li Yanyang＆Yang Changhai
Jilin University，State Key Laboratory of Automobile Simulation and Control，Changchun130025

Aiming at the issue of aerodynamic noise caused by exterior rear-view mirror，an experimental study on 5 kinds of rearview mirrors for a car series is conducted in the wind tunnel laboratory of Jilin University，in which the aerodynamic noise data at 8 monitoring points in wake areas of 5 rearview mirrors are measured under 4 wind speeds from 60km/h to 120km/h.The results show that the rearview mirror induced aerodynamic noise obviously increases with the rise of vehicle speed，and the effects are most apparent at monitoring points in the wake core area of rearview mirror.By comparative analysis on the styling features of 5 rear-view mirrors，5 styling factors having most significant effects on aerodynamic noise are extracted.Optimal combination of these factors can effectively reduce aerodynamic noise level with satisfactory overall styling effects.

exterior rearview mirrors；aerodynamic noise；wind tunnel tests；styling

?國家重點研發計劃項目(2016YFB0101601-7)和國家自然科學基金(51175214)資助。

原稿收到日期為2016年5月19日，修改稿收到日期為2016年9月16日。

沈傳亮，副教授，E-mail：shencl＠jlu.edu.cn。

10.19562/j.chinasae.qcgc.2017.02.014