外后視鏡鏡殼造型對氣動噪聲影響研究

葉 佳，夏之祥，朱茂桃，徐 明，邢 鵬

(1.江蘇大學 汽車與交通工程學院， 江蘇 鎮江 212013；2.上汽大眾汽車有限公司 產品研發部， 上海 201805；3.上海干巷車鏡實業有限公司 產品研發部, 上海 201518)

噪聲是衡量汽車性能的重要指標。汽車行駛時，噪聲主要有發動機噪聲、輪胎噪聲和氣動噪聲。隨著車速的增加，氣動噪聲的影響越發顯著，對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構，其造型特征對車內氣動噪聲的影響較大[1]。

對后視鏡氣動噪聲產生機理和影響因素的研究主要集中在3個研究方案：第一，平板模型，即將后視鏡安裝在平板上進行研究，Chen等[2]將GMT360和GMX320兩款后視鏡安裝在試驗臺架上單獨研究后視鏡氣動噪聲的影響因素；第二，Ahmed模型，對安裝在楔形體上的后視鏡進行研究，楊博[3]采用子域法對Ahmed模型上的后視鏡進行研究，分析后視鏡尾流場特征和側窗表面氣動噪聲聲壓級水平，大幅減小了仿真計算量；第三，整車模型，研究安裝在整車上的后視鏡，Haidong Y等[4]對比了楔形體、后視鏡-平板和整車模型3種安裝環境對后視鏡周圍流場的影響，結果表明整車模型計算結果更可靠。目前，國內外研究機構對后視鏡氣動噪聲的研究已取得一些成果。為了解后視鏡氣動噪聲產生機理，袁海東等[5]利用風洞試驗研究類后視鏡尾跡特征，將后視鏡尾部流場可視化，明確了后視鏡尾部渦流以大尺度脫落渦為主。對于后視鏡外形優化的研究，李啟良等[6]以類后視鏡模型為基礎，研究了后視鏡不同外形參數對于后視鏡氣動噪聲的影響。陳鑫等[7]通過風洞試驗和數值模擬研究了后視鏡凸起位置以及基座造型對氣動噪聲的影響。這些研究結果表明，造成后視鏡氣動噪聲的主要原因是旋渦不斷地從后視鏡表面交替產生并脫落，引起周圍空氣壓力脈動，作用在前側窗區域產生氣動噪聲。

綜上所述，國內外多使用類后視鏡-平板模型研究基本造型因素的影響，而基于真實后視鏡造型因素對氣動噪聲影響的研究并不多。為此，從真實后視鏡模型入手，采用整車模型，通過數值模擬和風洞試驗研究后視鏡尾部流場和氣動噪聲，合理優化后視鏡鏡殼造型，控制尾渦區域，引導尾渦走向，從而減小后視鏡尾渦對前側窗表面氣動噪聲的影響。

1 氣動噪聲理論

流體的流動遵從質量守恒和動量守恒定律[8-9]。數學表達式如下：

(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]在流體運動方程的基礎上提出了著名的Lighthill方程，首次揭示了流場參數和聲場之間的關系。該方程建立在理想流場環境中，數學表達式為：

(3)

(4)

式中：Tij為Lighthill張量；p-p0為壓力波動值；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，將其運用到存在靜止固體邊界的流場中，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測點的向量；S為固體表面。

FW-H方程進一步將Curle方程擴展到運動固體邊界的流場中[13]，其方程式為：

(6)

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

Howe在FW-H方程的基礎上進行簡化，推導出低馬赫數等熵流動的Howe渦聲方程[14-15]：

(7)

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

2 數值仿真

2.1 幾何建模及確定計算域

采用某SUV真實后視鏡為基本模型，運用CATIA軟件修改鏡殼造型。原模型為鏡殼迎風面低于鏡圈結構，如圖1所示。模型1為鏡殼迎風面與鏡圈齊平后視鏡模型，模型2為鏡殼迎風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

為節約計算資源、排除其他因素的干擾，對整車模型進行簡化。采用四分之一車模型，并簡化車輪、行李架和進氣格柵等部件。為保證數值仿真和風洞試驗結果的一致性，仿真計算域的長、寬和高分別對應于車身尺寸的9倍、4倍和5倍，如圖2所示。

圖2 計算域模型示意圖

2.2 網格劃分

將模型分為不同的網格尺寸，A柱-后視鏡區域為重點關注對象。網格尺寸會影響聲學計算精度，因此對此區域進行網格局部加密，最小面網格尺寸為2 mm，車身最大面網格尺寸為8 mm，計算域壁面最大面網格尺寸為256 mm。根據面網格拉伸生成10層邊界層，第1層高度為0.02 mm，增長率設置為1.2，總高度為0.63 mm。邊界層網格劃分完成后，在邊界層和計算域間生成四面體網格，共約2 700萬個網格。穩態計算時，選用Realizablek-ε湍流模型，該模型對于有大逆壓梯度的邊界層、分離和回流現象有較好的預測結果。入口處湍流強度設置為2.5%，離散格式為較高精度的2階迎風格式。仿真計算時，由于車尾距離風洞出口具有充足的距離，可以認為氣流為完全發展的不可壓縮流動，因此出口邊界條件設置為壓力出口，表1為邊界條件設置。后視鏡尾部流場中以大尺度脫落渦為主[17]，因此為了準確模擬后視鏡引起的氣動噪聲，瞬態計算時，湍流模型選擇大渦模擬(LES)的計算方法。亞格子應力模型為Smagorinsky-Lilly模型。

表1 計算域邊界條件

為使非定常流場計算更容易收斂，先進行穩態計算得到定常流場，并作為初始值用于求解非定常流場。在求解外聲場時，時間步長應與非定常流場求解的時間步長一致。根據斯特勞哈爾數計算設置為0.000 02 s,采樣時間設置為0.2 s，為后視鏡流場特征周期的10倍。

3 整車風洞試驗

為了驗證數值模擬結果的可靠性，該款車模型的整車氣動噪聲試驗在同濟大學的上海地面交通工具風洞中心完成。為保證仿真計算和試驗條件一致，車身表面連接部位(包括前進氣格柵、門窗、門把手等)采用膠帶全密封。在前側窗表面布置GRAS公司生產的表面傳聲器測量側窗表面脈動壓力和聲壓。表面傳聲器上裝有導流罩，減少“自噪聲”對試驗結果的干擾，采用HEAD公司的測試系統進行數據采集和分析。

由于該車型后視鏡安裝角度左右側完全對稱，且車身沿中間對稱面兩側對稱，因此只在駕駛員側的側窗表面布置監測點，共4個監測點，如圖3所示。試驗時，溫度穩定在24 ℃左右，濕度為82.7%，試驗風速為38.9 m/s(即140 km/h)，車輛偏航角為0°。風洞試驗和表面傳聲器監測點分布見圖3。

圖3 風洞試驗和表面傳聲器監測點分布示意圖

圖4中分別對側窗上4個監測點的計算和試驗的A計權聲壓級結果進行比較。結果表明，仿真與試驗結果最大誤差為4.3 dBA，且每個測點有超過80%的頻率下數值計算與試驗結果誤差在3 dBA范圍內。由圖4可見：各監測點的計算結果和試驗得到的聲壓級頻譜圖變化趨勢一致，因此可認為該數值模擬方法是合理正確的。

4 數值仿真結果分析

4.1 穩態流場分析

汽車高速行駛時，外后視鏡表面邊界層從后部發生分離，在其尾部形成類似于卡門渦街結構的旋渦。旋渦產生和周期性脫落，并向其后方發展，引起周圍空氣壓力波動，作用在前側窗表面產生氣動噪聲[19]。為探究不同后視鏡鏡殼造型對其尾部流場的影響，建立XOY,XOZ和YOZ平面對穩態計算結果進行分析，如圖5所示。

圖5 3個平面示意圖

通過比較3種后視鏡尾部的流線圖可以看出：由于鏡殼造型不同，后視鏡尾部區域的流態是有差異的。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，渦流強度較小；模型2后方只有1個渦流中心，且渦流尺度較小。在XOZ平面上，后視鏡尾部存在2個旋轉方向相反的旋渦，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后方兩個渦流尺度都相對較小，尾部渦流區面積減小，且上方旋渦有遠離側窗表面，往車門方向引導的趨勢。在YOZ平面上，3個模型后方都有兩個渦流中心，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窗外法線方向移動，遠離側窗表面，減小渦流對側窗表面的作用，降低側窗區域氣動噪聲。

圖6 3個平面上流線圖

綜上所述，由于后視鏡上方鏡殼造型結構不同，改變了鏡殼表面氣流的速度和角度，對后視鏡尾部氣流走向具有引導作用，使其尾部渦流中心沿遠離側窗表面方向移動。根據渦聲理論，渦流是產生氣動噪聲的主要原因，后視鏡尾部渦流尺度越小，離側窗表面越遠，越有利于降低前側窗區域氣動噪聲。根據上述分析，模型1和模型2對改善后視鏡區域流場有積極作用，有利于降低該區域氣動噪聲。

為詳細研究后視鏡尾部流場狀態，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，它們在流經后視鏡表面高速氣流的作用下會產生旋轉方向相反的旋渦，因此后視鏡尾部低速區越小，產生的旋渦越小[18]。觀察XOZ平面速度分布云圖可以發現：后視鏡尾部存在上下兩個低速區，且上方的低速區較大，向后拖拽一段距離。相比于原模型，模型1后方上下兩個低速區無明顯變化，而模型2后方低速區顯著減小，低速中心在垂直方向上遠離側窗位置，有利于降低側窗表面的氣動噪聲。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后方的低速區明顯減小，而模型1無顯著改善。

圖7 3個平面上速度分布云圖

通過后視鏡區域的流場分析可知：不同鏡殼造型對于表面氣流走向具有明顯影響，進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-后視鏡區域引起強烈的壓力脈動，作用在側窗表面形成氣動噪聲。通過對3種模型的對比分析發現：模型2的迎風面高于鏡圈的前高后低結構引導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，防止氣流向四周擴散，延緩了邊界層的分離，減小了后視鏡尾部渦流強度，改善了后視鏡區域流場的分布。因此，可以預測模型2有利于降低側窗表面聲壓級水平。

4.2 氣動噪聲分析

采用聲比擬方法求解3種模型側窗監測點的脈動壓力，通過快速傅里葉變換(FFT)得到各監測點的聲壓級頻譜圖如圖8。對比4個監測點聲壓級頻譜圖可以發現，3種模型在低頻段聲壓級差別較小，而在中高頻段差異顯著，這是由于后視鏡引起的氣動噪聲是中高頻段噪聲。由圖7可見，除了監測點3，模型1和模型2都有一定幅度的降噪效果，這是因為監測點3距后視鏡-A柱區域較遠，受渦流影響較小。處于后視鏡尾流區的監測點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的最大降幅達到9.3 dB。在監測點2和監測點4，優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 聲壓級頻譜圖

綜上可以推斷，后視鏡上方鏡殼造型的優化有效地引導了表面氣流的走向，使后視鏡尾部湍流區域面積減小，降低了后視鏡尾部湍流強度，且渦流中心遠離側窗表面，降低了側窗表面脈動壓力，改善了側窗區域氣動噪聲水平，與前文流場分析結果相一致。

5 結論

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

2) 基于某SUV后視鏡模型，通過后視鏡鏡殼流線型造型優化，模型2尾部低速區域減小，渦流強度減小，且渦流中心遠離側窗表面，降低了對前側窗處氣動噪聲的影響。

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

4) 進一步研究考慮在鏡殼表面運用仿生結構，梳理后視鏡表面流線，引導渦流遠離側窗位置，降低氣動噪聲。