汽車后視鏡氣動噪聲仿真與實驗研究

王 俊，陳如意，2，楊健國，2，龔 旭，李 林

（1.重慶長安汽車股份有限公司汽車工程研究總院，重慶 401120； 2.汽車噪聲振動和安全技術國家重點實驗室，重慶 401120）

前言

后視鏡的氣動噪聲問題一直備受關注，因此其分析及測試較為常見，但工程運用實例非常少，原因之一是計算精度與實驗的標定較少，或受限于硬件資源，所用的計算網格數量嚴重偏少，使用大渦模擬（large eddy simulation，LES）或脫渦模擬（detached eddy simulation，DES）計算時對渦的捕捉效果差而導致計算精度低；其次，用于改進方案的分析評價方法和測試手段并不完善，并沒有形成一套分析驗證體系，無法真正用于工程實際運用。

文獻［1］中提出一種流場中聲壓脈動分離方法用于近場聲源計算，并用3種外形的后視鏡進行聲場計算來驗證該方法。文獻［2］中對比研究了同樣的后視鏡本體的兩種安裝方式，得出安裝在車門位后視鏡產生的聲壓脈動比安裝在側窗上更明顯，導致車內聲壓級升高約1dB（A）的結論。文獻［3］中研究了與文獻［2］中同款SUV的后視鏡，是對不同后視鏡本體的上述兩種安裝位置進行分析，表明車門位的后視鏡會降低車內聲壓級約2～2.5dB（A），與文獻［2］中的結論截然相反，可能因為文獻［3］中車門位后視鏡本體尺寸更小，造型更為流線型，且離側窗更遠。上述文獻的結論均系基于計算流體動力學（CFD）分析所得的，尚無實驗論證。文獻［4］中通過水平尺寸為0.75mm的體網格計算所得到的壓力脈動頻譜與風洞實驗數據在2 000Hz以下吻合較好，雖然在中低頻仍有一些差異。并確認了對所研究的該輕型車而言，外部聲場對內部噪聲的貢獻相比于表面的湍流壓力脈動來說是可以忽略的。文獻［5］中通過CFD分析和表面傳聲器的風洞測試，研究了湍流脈動和聲壓脈動的差異，指出對車內噪聲影響顯著的是聲壓脈動。

這些研究雖表明聲壓脈動計算備受國外氣動噪聲研究者的關注，但相關的實驗和分析論證并不充分，對于后視鏡氣動噪聲的分析而言，聲壓脈動對車內噪聲是否起決定性的作用仍然需要更多的研究。

本文中首先通過計算進氣格柵開、閉兩種狀態的整車模型的空氣動力學性能參數對比風洞實驗結果，確定了原設計的整體流動仿真的精度，然后基于該模型運用DES方法，對側窗表面測點的聲壓級與實驗結果對比，確定了2mm網格氣動噪聲仿真分析的精度可用于后續研究。然后通過Lighthill聲類比方法，對兩種后視鏡方案的近聲場進行對比研究，最后通過車外聲源識別測量和車內聲壓級對比來確定新方案的改進效果，驗證了仿真分析的可靠性，同時考察了聲壓脈動與車內噪聲的關系。

1 氣動噪聲計算方法

1.1 分析方法

本文中選用基于Menter k-ωSST兩方程湍流模型求解Navier-Stokes方程的IDDES方法，其為最新的且最優的DES方法［6］。其思想是保持模型中的耗散率方程不變，通過改進湍動能輸運方程的耗散項實現RANS到LES的轉換。

對于低馬赫數且高雷諾數的汽車繞流場而言，由流動控制方程可推導出著名Lighthill方程。為設計一個合適的近場聲類比，必須遵循Lighthill的最初思路，計算出等效的噪聲源。但只要存在源項，Lighthill方程求解的就是一個總壓力，而非近場附近的聲學壓力。可以肯定的是A柱渦流和后視鏡尾渦這兩個強烈的源項就存在于側窗玻璃附近。為避免湍流壓力脈動掩蓋并扭曲其附近的近場聲音，文獻［7］和文獻［8］中使用了聲擾動方程的方法將壓力變量分解為對流壓力、聲學壓力和熱力學壓力。通過采用與上述文獻相同的方式，壓力脈動p′能被拆分成湍流壓力脈動pinc和聲壓脈動pa。運用Lighthill的方程，為聲壓重構一個波動方程：

這個波動方程封裝在STAR-CCM＋軟件中，能在求解瞬態不可壓縮流動時，同時求解聲場。為減少數據傳輸和避免映射的影響，在同一網格上進行計算不可壓縮流動、聲源項和外部聲音傳播［9］。

1.2 分析設定

為使CFD分析結果更為精準，本文中使用了帶機艙和底盤的全細節模型進行后視鏡氣動噪聲仿真分析，模型如圖1所示，這與風洞實驗車輛在幾何模型上保持完全一致，可減少誤差來源項。為保證DES分析所要求的Y＋值≤5，設置7層邊界層，其增長率為1.2，總厚度為1mm，并在關注的一側后視鏡區域采用2mm的加密區，獲得計算所用的切割體（TRIM）網格數量達到了8千萬規模。

首先用DES方法進行不可壓縮流動的瞬態計算，獲得0.3s湍流壓力脈動后，再通過聲類比的方法來求解近場噪聲，聲源傳播區域設置如圖2所示，黑色區域是噪聲源和傳播區域，位于2mm體網格范圍內，灰色區域為噪聲截斷區域，不進行傳播計算，兩者之間為衰減過渡區。隨后繼續計算0.05s用于聲壓的捕捉，截取最后0.03s用于聲壓脈動的頻譜分析。

圖1 分析所用的幾何模型

圖2 后視鏡近場噪聲傳播區域

2 分析模型的標定

在上海地面交通工具風洞中心（SAWTC）的整車氣動聲學風洞中進行樣車測試。力學和聲學實驗過程中風洞邊界層抽吸和移動帶系統均關閉，保證測試和CFD計算狀態的一致性。

2.1 空氣動力學性能對比

在120km／h車速下，對原設計進行雷諾平均流場計算，獲得氣動性能參數與風洞測試對比，如表1所示。通過標定進氣格柵開啟和關閉兩種狀態，分別驗證了整車外流和機艙內流的計算精度，借此推斷氣流通過車身上下表面和進入機艙的流量分配比例與實車相符合。阻力系數Cd誤差較小，精度控制在±1.0%以內；升力系數Cl誤差稍大，精度控制在±3.5%以內。升力系數誤差偏大的主要原因是CFD為控制計算規模而限制了底盤和機艙的網格數量，但該誤差仍然較小，表明這個整車模型可用于后續的氣動噪聲的仿真。

表1 氣動性能對比

2.2 表面聲壓級的對比

在用雷諾時均方法完成氣動性能計算后，對整車模型進行DES計算，獲得側窗表面測點的壓力隨時間的變化，再通過快速傅里葉變換獲得聲壓頻譜圖，并與風洞實驗結果進行對比。

測試采用HEAD acoustics公司的36通道采集設備和B＆K公司的汽車類表面微型傳聲器進行采樣，駕駛員側每次布置3個測點各測量2次，如圖3所示，測點處于A柱和后視鏡的氣流影響區。

圖3 表面聲壓測試的測點分布圖

使用HEAD ArtemiS軟件進行后處理，得到各個測點的聲壓級頻譜圖，其與CFD計算結果的對比如圖4所示。從圖中可以發現，在100～2 000Hz頻段內，絕大部分測點的計算值與測試值非常吻合。在2 000Hz以上的頻率時，計算與測試的吻合度變差，計算值明顯低于測試值，其原因之一是計算所用2mm網格存在一個截斷頻率，文獻［10］中指出2mm網格尺寸對應的截斷頻率為1 900Hz，當高于該頻率后計算誤差會明顯加大，本文中的計算結果與該文獻的結論相符。若要改善精度，則須同時減小網格尺寸和采樣時間，計算資源的消耗勢必會驟然增加。另一個原因是測試也存在一定的誤差，即使增加導流罩的表面傳聲器，貼附在側窗表面上測試時仍然會產生“自噪聲”，會使高頻測試結果變大［11］。

從各測點的總聲壓級來看，原設計的誤差范圍約為2.0～6.3dB。測點1-3的誤差最小，其誤差主要來源于高頻；測點1-2的誤差最大，其誤差主要源于低頻。可以看出CFD分析結果可靠，可用于方案對比研究。

圖4 測點的聲壓頻譜圖對比

3 方案的對比研究

為獲得較好的改善效果，將原后視鏡本體的方形框架改成錐體框架，為保證后視鏡相同的可視面積，新后視鏡靠近車體部分有所增加，為了配合造型，連接臂做成倒梯形，并減小了厚度。其主體外形的截面對比如圖5所示。

圖5 方案描述

3.1 流態分析

通過定義一個正值的Q準則［12］等值面來顯示渦核，獲得如圖6所示的非定常流場的流態。由圖可見：氣流流過A柱而形成沿A柱方向的縱向渦流，后視鏡尾部形成了環狀渦流結構；隨著后視鏡環狀渦流結構向下游發展，剪切層周向失穩導致渦環外部形成渦辮結構，此后渦辮結構逐步增強，環狀渦開始扭曲變形破碎，渦量逐步減弱，到達B柱后，環狀渦流結構消失，與環境流體完全混合；后視鏡的渦量值和覆蓋的區域均大于A柱的縱向渦流，表明它會成為主要的噪聲源。

圖6 非定常流的流態顯示

新方案的渦辮結構在更遠的地方才生成，表明氣流脫離后視鏡表面后，剪切層勢能更高，抵抗周向失穩能力更強，大尺度渦的成分更多，預示新方案的低頻噪聲更強。而從B柱附近的湍渦分布來看，新方案的小尺度渦數量更少，產生的高頻噪聲更小。

3.2 湍流壓力脈動分析

側窗表面的壓力脈動可按其波長分為兩個部分：其一為湍流壓力脈動，或稱對流部分，其波長較短，幅值較大；其二為聲壓脈動，或稱聲部分，其波長較長，幅值較小。聲壓脈動通過側窗傳遞的效率更高，在中高頻時對車內噪聲的貢獻更大［13］。

圖7為原設計和新方案在1／3倍頻下，中心頻率3 150Hz頻段的側窗表面湍流壓力脈動分布的對比。可以發現，后視鏡的改型還影響到了A柱氣流的變化。原設計后視鏡的A柱影響區面積更大，且靠近A柱中段區域的聲壓級更高；而后視鏡影響區域的聲壓級卻明顯比新方案小；原設計的氣流再附著區的聲壓級也更小。新方案的后視鏡影響區域的聲壓級更高，這與新后視鏡的連接臂區域的通道更窄、氣流加速更顯著有關。其它頻段上的分布規律與這個頻段基本相同。隨著頻率升高，側窗的聲壓級降低，表明能量集中在低頻，表現出寬頻噪聲的特性。

圖7 側窗表面的湍流壓力脈動分布

3.3 聲壓脈動分析

通過Lighthill聲類比的方法，并通過拆分壓力脈動，獲得側窗表面的聲壓脈動分布，如圖8所示。可以看出，聲壓脈動呈現出與湍流壓力脈動分布不同的特征。聲壓脈動的極大值并非總是出現在A柱分離區和后視鏡尾流區附近，而是隨著頻率不同有不同的分布區域。且聲壓脈動幅值也不同于湍流脈動的單調下降，在某些高頻下可能會有所升高。在高于2 000Hz的頻段，新方案側窗上的聲壓脈動的幅值明顯小于原設計。

對側窗玻璃表面上分離出的湍流壓力脈動和聲壓脈動，以面積權重進行統計，各個1／3倍頻程下中心頻率的聲壓級如圖9所示。在1 000Hz以內，湍流壓力脈動比聲壓脈動要高30dB；在1 250或1 600Hz附近，聲壓脈動存在一個峰值，這是后視鏡的特征峰值，與后視鏡剪切層的脫落頻率相關；在2 000Hz以后，兩者差距逐漸變小；在5 000Hz時聲壓脈動會接近甚至等于湍流壓力脈動。后視鏡的造型改動，對湍流壓力脈動的聲壓級的影響在0.5dB以內，依據傳統的仿真方式，只進行湍流壓力脈動的分析無法區分出兩者的差異，盡管此次的改動很大，而聲壓脈動的聲壓級出現較大的差異。原設計在3 150Hz時，聲壓脈動開始明顯變大，到5 000Hz時與湍流壓力脈動相當。新方案直到4 000Hz才稍有回升，在5 000Hz時仍比湍流壓力脈動約低10dB。

圖8 側窗表面的聲壓脈動分布

圖10 為后視鏡中截面（xz）平面上中心頻率5 000Hz頻段的聲壓脈動。可以看出，其最大值出現在后視鏡的尾渦區域，新方案明顯改善。

圖11為聲壓脈動頻譜圖，顯示了后視鏡中截面上的最大聲壓脈動和側窗表面面積權重的聲壓脈動與頻率的關系，表現出相同的變化趨勢，原設計和新方案均符合這一規律。表明后視鏡中截面的最大聲壓脈動用于表征后視鏡聲源的強弱是可行的，該截面的計算結果可用于與后續Beamforming的測試結果進行對比。

圖9 側窗表面的面積權重聲壓級對比

圖10 后視鏡中截面的聲壓脈動分布

圖11 后視鏡截面與側窗表面的聲壓脈動對比

4 實驗驗證和改進效果的確認

4.1 車外聲源識別和測量

采用德國Gfaitech公司的聲源識別和測量分析系統Noise Image進行風洞實驗。圖12為新方案后視鏡的Beam forming測試結果，用高動態算法計算整車聲源云圖，給出不同位置的聲源分布。

圖12 Beamforming測試結果

由圖12可見：實驗車產生的最大聲源位于前輪罩處；第2聲源為后輪罩前方靠下處，該處聲源可能是由底盤產生的噪聲通過地面反射形成；第3聲源位于前進氣格柵處；第4聲源位于后視鏡附近，其在2 000～8 000Hz頻段區域內的聲壓級較大。新方案后視鏡的聲源位置和強弱排序與原設計后視鏡類似。由于后視鏡更靠近側窗，其傳遞路徑更短且更直接，故成為影響車內噪聲的主要因素之一。文獻［14］中通過研究車內噪聲和車外氣動噪聲的相關性，從車內乘員的噪聲感受的角度來修正Beamforming測試結果，得出相對前排駕乘人員而言，后視鏡的噪聲是第1聲源的結論。

圖13 兩種方案在頻譜上的差值云圖

圖13 為兩種方案在同一個1／3倍頻程的中心頻率下的后視鏡區域的聲壓級差值云圖。可以發現，在后視鏡噪聲出現的頻段區域內，新后視鏡的聲壓級有明顯下降，且大致呈現出頻率越高改進效果越明顯的規律。在2 000～3 150Hz頻率段，新后視鏡噪聲降低1.5～3.4dB（A），且隨頻率增加，降幅更大；在6 300～8 000Hz頻率段，新后視鏡噪聲降低4.4～5.0dB（A），降幅隨頻率的波動較小，改進效果趨于穩定。

4.2 車內聲壓級測量

在聲學風洞中，測量汽車車內噪聲時，用膠帶和拇指膠使車身處于完全密封狀態，排除氣流泄漏對測試結果的影響。圖14為傳聲器布置在車內儀表臺上且靠近后視鏡時兩種后視鏡測試結果對比。由圖可見：車內聲壓級主要改善在2 000～8 000Hz，這正是車外Beamforming測試發現后視鏡改善的頻段；2 000～4 000Hz頻段改進了約0～1.1dB（A）；5 000～8 000Hz頻段改進了約 1.6～3.4dB（A），其中5 000Hz頻率的改善最為明顯，達到了3.4dB（A）。

圖14 兩種方案的車內聲壓級對比

4.3 改進效果對比

對后視鏡的車內外的測試結果進行匯總，其改進量如圖15所示。Beamforming測試與車內聲壓級測試的改進效果呈現了相似的趨勢，改進效果隨著頻率增高而更加明顯。個別與總趨勢不相符的頻率，與噪聲的傳播路徑和側窗玻璃的隔聲特性有關。

圖15 聲壓級降幅對比

CFD計算所得后視鏡中截面上最大聲壓脈動的聲壓級降幅隨著頻率升高而持續變大，在5 000Hz達到了最大的 10dB（A），Beam forming測試表明4 000Hz之后趨于穩定，優化量約為5dB（A）。分析和實驗結果的差異可能是由現有計算規模受限和數值計算誤差引起，但并不影響改進效果的判定。

5 結論

本文中通過后視鏡改進前后氣動噪聲的分析和實驗，驗證了現有計算規模的CFD分析誤差，通過近場Lighthill聲類比方法研究了湍流壓力脈動和聲壓脈動，并進行了相關的實驗論證，主要獲得如下結論。

（1）基于精確的整車幾何模型，當側窗區域采用2mm體網格時保證了在2 000Hz以內的聲壓級有較高的計算精度，但高于該頻率后計算值開始明顯低于測試值，誤差較大。

（2）Q準則可以直觀反映后視鏡的流態，可以用于定性分析。

（3）聲壓脈動的聲壓級在中低頻下，低于湍流壓力脈動聲壓級約30dB，而在5 000Hz高頻下，卻可能與后者相當，在仿真研究噪聲源時，已不能被忽略。

（4）從Beamforming的噪聲源識別測試結果來看，后視鏡作為噪聲源出現在2 000～8 000Hz頻段內。Beamforming測試結果與車內聲壓級在優化頻段和優化趨勢上體現出較好的一致性，可以作為后視鏡噪聲源研究的實驗手段。

（5）后視鏡中截面上的最大聲壓脈動和側窗表面面積權重的聲壓脈動與頻率的關系，體現出一致性的變化趨勢，且與Beam forming測試結果有相同的趨勢，方便實驗驗證，可作為后視鏡氣動噪聲仿真分析的主要評價指標之一。