汽车后视镜气动噪声仿真与实验研究

王 俊，陈如意，2，杨健国，2，龚 旭，李 林

（1.重庆长安汽车股份有限公司汽车工程研究总院，重庆 401120； 2.汽车噪声振动和安全技术国家重点实验室，重庆 401120）

前言

后视镜的气动噪声问题一直备受关注，因此其分析及测试较为常见，但工程运用实例非常少，原因之一是计算精度与实验的标定较少，或受限于硬件资源，所用的计算网格数量严重偏少，使用大涡模拟（large eddy simulation，LES）或脱涡模拟（detached eddy simulation，DES）计算时对涡的捕捉效果差而导致计算精度低；其次，用于改进方案的分析评价方法和测试手段并不完善，并没有形成一套分析验证体系，无法真正用于工程实际运用。

文献［1］中提出一种流场中声压脉动分离方法用于近场声源计算，并用3种外形的后视镜进行声场计算来验证该方法。文献［2］中对比研究了同样的后视镜本体的两种安装方式，得出安装在车门位后视镜产生的声压脉动比安装在侧窗上更明显，导致车内声压级升高约1dB（A）的结论。文献［3］中研究了与文献［2］中同款SUV的后视镜，是对不同后视镜本体的上述两种安装位置进行分析，表明车门位的后视镜会降低车内声压级约2～2.5dB（A），与文献［2］中的结论截然相反，可能因为文献［3］中车门位后视镜本体尺寸更小，造型更为流线型，且离侧窗更远。上述文献的结论均系基于计算流体动力学（CFD）分析所得的，尚无实验论证。文献［4］中通过水平尺寸为0.75mm的体网格计算所得到的压力脉动频谱与风洞实验数据在2 000Hz以下吻合较好，虽然在中低频仍有一些差异。并确认了对所研究的该轻型车而言，外部声场对内部噪声的贡献相比于表面的湍流压力脉动来说是可以忽略的。文献［5］中通过CFD分析和表面传声器的风洞测试，研究了湍流脉动和声压脉动的差异，指出对车内噪声影响显著的是声压脉动。

这些研究虽表明声压脉动计算备受国外气动噪声研究者的关注，但相关的实验和分析论证并不充分，对于后视镜气动噪声的分析而言，声压脉动对车内噪声是否起决定性的作用仍然需要更多的研究。

本文中首先通过计算进气格栅开、闭两种状态的整车模型的空气动力学性能参数对比风洞实验结果，确定了原设计的整体流动仿真的精度，然后基于该模型运用DES方法，对侧窗表面测点的声压级与实验结果对比，确定了2mm网格气动噪声仿真分析的精度可用于后续研究。然后通过Lighthill声类比方法，对两种后视镜方案的近声场进行对比研究，最后通过车外声源识别测量和车内声压级对比来确定新方案的改进效果，验证了仿真分析的可靠性，同时考察了声压脉动与车内噪声的关系。

1 气动噪声计算方法

1.1 分析方法

本文中选用基于Menter k-ωSST两方程湍流模型求解Navier-Stokes方程的IDDES方法，其为最新的且最优的DES方法［6］。其思想是保持模型中的耗散率方程不变，通过改进湍动能输运方程的耗散项实现RANS到LES的转换。

对于低马赫数且高雷诺数的汽车绕流场而言，由流动控制方程可推导出著名Lighthill方程。为设计一个合适的近场声类比，必须遵循Lighthill的最初思路，计算出等效的噪声源。但只要存在源项，Lighthill方程求解的就是一个总压力，而非近场附近的声学压力。可以肯定的是A柱涡流和后视镜尾涡这两个强烈的源项就存在于侧窗玻璃附近。为避免湍流压力脉动掩盖并扭曲其附近的近场声音，文献［7］和文献［8］中使用了声扰动方程的方法将压力变量分解为对流压力、声学压力和热力学压力。通过采用与上述文献相同的方式，压力脉动p′能被拆分成湍流压力脉动pinc和声压脉动pa。运用Lighthill的方程，为声压重构一个波动方程：

这个波动方程封装在STAR-CCM＋软件中，能在求解瞬态不可压缩流动时，同时求解声场。为减少数据传输和避免映射的影响，在同一网格上进行计算不可压缩流动、声源项和外部声音传播［9］。

1.2 分析设定

为使CFD分析结果更为精准，本文中使用了带机舱和底盘的全细节模型进行后视镜气动噪声仿真分析，模型如图1所示，这与风洞实验车辆在几何模型上保持完全一致，可减少误差来源项。为保证DES分析所要求的Y＋值≤5，设置7层边界层，其增长率为1.2，总厚度为1mm，并在关注的一侧后视镜区域采用2mm的加密区，获得计算所用的切割体（TRIM）网格数量达到了8千万规模。

首先用DES方法进行不可压缩流动的瞬态计算，获得0.3s湍流压力脉动后，再通过声类比的方法来求解近场噪声，声源传播区域设置如图2所示，黑色区域是噪声源和传播区域，位于2mm体网格范围内，灰色区域为噪声截断区域，不进行传播计算，两者之间为衰减过渡区。随后继续计算0.05s用于声压的捕捉，截取最后0.03s用于声压脉动的频谱分析。

图1 分析所用的几何模型

图2 后视镜近场噪声传播区域

2 分析模型的标定

在上海地面交通工具风洞中心（SAWTC）的整车气动声学风洞中进行样车测试。力学和声学实验过程中风洞边界层抽吸和移动带系统均关闭，保证测试和CFD计算状态的一致性。

2.1 空气动力学性能对比

在120km／h车速下，对原设计进行雷诺平均流场计算，获得气动性能参数与风洞测试对比，如表1所示。通过标定进气格栅开启和关闭两种状态，分别验证了整车外流和机舱内流的计算精度，借此推断气流通过车身上下表面和进入机舱的流量分配比例与实车相符合。阻力系数Cd误差较小，精度控制在±1.0%以内；升力系数Cl误差稍大，精度控制在±3.5%以内。升力系数误差偏大的主要原因是CFD为控制计算规模而限制了底盘和机舱的网格数量，但该误差仍然较小，表明这个整车模型可用于后续的气动噪声的仿真。

表1 气动性能对比

2.2 表面声压级的对比

在用雷诺时均方法完成气动性能计算后，对整车模型进行DES计算，获得侧窗表面测点的压力随时间的变化，再通过快速傅里叶变换获得声压频谱图，并与风洞实验结果进行对比。

测试采用HEAD acoustics公司的36通道采集设备和B＆K公司的汽车类表面微型传声器进行采样，驾驶员侧每次布置3个测点各测量2次，如图3所示，测点处于A柱和后视镜的气流影响区。

图3 表面声压测试的测点分布图

使用HEAD ArtemiS软件进行后处理，得到各个测点的声压级频谱图，其与CFD计算结果的对比如图4所示。从图中可以发现，在100～2 000Hz频段内，绝大部分测点的计算值与测试值非常吻合。在2 000Hz以上的频率时，计算与测试的吻合度变差，计算值明显低于测试值，其原因之一是计算所用2mm网格存在一个截断频率，文献［10］中指出2mm网格尺寸对应的截断频率为1 900Hz，当高于该频率后计算误差会明显加大，本文中的计算结果与该文献的结论相符。若要改善精度，则须同时减小网格尺寸和采样时间，计算资源的消耗势必会骤然增加。另一个原因是测试也存在一定的误差，即使增加导流罩的表面传声器，贴附在侧窗表面上测试时仍然会产生“自噪声”，会使高频测试结果变大［11］。

从各测点的总声压级来看，原设计的误差范围约为2.0～6.3dB。测点1-3的误差最小，其误差主要来源于高频；测点1-2的误差最大，其误差主要源于低频。可以看出CFD分析结果可靠，可用于方案对比研究。

图4 测点的声压频谱图对比

3 方案的对比研究

为获得较好的改善效果，将原后视镜本体的方形框架改成锥体框架，为保证后视镜相同的可视面积，新后视镜靠近车体部分有所增加，为了配合造型，连接臂做成倒梯形，并减小了厚度。其主体外形的截面对比如图5所示。

图5 方案描述

3.1 流态分析

通过定义一个正值的Q准则［12］等值面来显示涡核，获得如图6所示的非定常流场的流态。由图可见：气流流过A柱而形成沿A柱方向的纵向涡流，后视镜尾部形成了环状涡流结构；随着后视镜环状涡流结构向下游发展，剪切层周向失稳导致涡环外部形成涡辫结构，此后涡辫结构逐步增强，环状涡开始扭曲变形破碎，涡量逐步减弱，到达B柱后，环状涡流结构消失，与环境流体完全混合；后视镜的涡量值和覆盖的区域均大于A柱的纵向涡流，表明它会成为主要的噪声源。

图6 非定常流的流态显示

新方案的涡辫结构在更远的地方才生成，表明气流脱离后视镜表面后，剪切层势能更高，抵抗周向失稳能力更强，大尺度涡的成分更多，预示新方案的低频噪声更强。而从B柱附近的湍涡分布来看，新方案的小尺度涡数量更少，产生的高频噪声更小。

3.2 湍流压力脉动分析

侧窗表面的压力脉动可按其波长分为两个部分：其一为湍流压力脉动，或称对流部分，其波长较短，幅值较大；其二为声压脉动，或称声部分，其波长较长，幅值较小。声压脉动通过侧窗传递的效率更高，在中高频时对车内噪声的贡献更大［13］。

图7为原设计和新方案在1／3倍频下，中心频率3 150Hz频段的侧窗表面湍流压力脉动分布的对比。可以发现，后视镜的改型还影响到了A柱气流的变化。原设计后视镜的A柱影响区面积更大，且靠近A柱中段区域的声压级更高；而后视镜影响区域的声压级却明显比新方案小；原设计的气流再附着区的声压级也更小。新方案的后视镜影响区域的声压级更高，这与新后视镜的连接臂区域的通道更窄、气流加速更显著有关。其它频段上的分布规律与这个频段基本相同。随着频率升高，侧窗的声压级降低，表明能量集中在低频，表现出宽频噪声的特性。

图7 侧窗表面的湍流压力脉动分布

3.3 声压脉动分析

通过Lighthill声类比的方法，并通过拆分压力脉动，获得侧窗表面的声压脉动分布，如图8所示。可以看出，声压脉动呈现出与湍流压力脉动分布不同的特征。声压脉动的极大值并非总是出现在A柱分离区和后视镜尾流区附近，而是随着频率不同有不同的分布区域。且声压脉动幅值也不同于湍流脉动的单调下降，在某些高频下可能会有所升高。在高于2 000Hz的频段，新方案侧窗上的声压脉动的幅值明显小于原设计。

对侧窗玻璃表面上分离出的湍流压力脉动和声压脉动，以面积权重进行统计，各个1／3倍频程下中心频率的声压级如图9所示。在1 000Hz以内，湍流压力脉动比声压脉动要高30dB；在1 250或1 600Hz附近，声压脉动存在一个峰值，这是后视镜的特征峰值，与后视镜剪切层的脱落频率相关；在2 000Hz以后，两者差距逐渐变小；在5 000Hz时声压脉动会接近甚至等于湍流压力脉动。后视镜的造型改动，对湍流压力脉动的声压级的影响在0.5dB以内，依据传统的仿真方式，只进行湍流压力脉动的分析无法区分出两者的差异，尽管此次的改动很大，而声压脉动的声压级出现较大的差异。原设计在3 150Hz时，声压脉动开始明显变大，到5 000Hz时与湍流压力脉动相当。新方案直到4 000Hz才稍有回升，在5 000Hz时仍比湍流压力脉动约低10dB。

图8 侧窗表面的声压脉动分布

图10 为后视镜中截面（xz）平面上中心频率5 000Hz频段的声压脉动。可以看出，其最大值出现在后视镜的尾涡区域，新方案明显改善。

图11为声压脉动频谱图，显示了后视镜中截面上的最大声压脉动和侧窗表面面积权重的声压脉动与频率的关系，表现出相同的变化趋势，原设计和新方案均符合这一规律。表明后视镜中截面的最大声压脉动用于表征后视镜声源的强弱是可行的，该截面的计算结果可用于与后续Beamforming的测试结果进行对比。

图9 侧窗表面的面积权重声压级对比

图10 后视镜中截面的声压脉动分布

图11 后视镜截面与侧窗表面的声压脉动对比

4 实验验证和改进效果的确认

4.1 车外声源识别和测量

采用德国Gfaitech公司的声源识别和测量分析系统Noise Image进行风洞实验。图12为新方案后视镜的Beam forming测试结果，用高动态算法计算整车声源云图，给出不同位置的声源分布。

图12 Beamforming测试结果

由图12可见：实验车产生的最大声源位于前轮罩处；第2声源为后轮罩前方靠下处，该处声源可能是由底盘产生的噪声通过地面反射形成；第3声源位于前进气格栅处；第4声源位于后视镜附近，其在2 000～8 000Hz频段区域内的声压级较大。新方案后视镜的声源位置和强弱排序与原设计后视镜类似。由于后视镜更靠近侧窗，其传递路径更短且更直接，故成为影响车内噪声的主要因素之一。文献［14］中通过研究车内噪声和车外气动噪声的相关性，从车内乘员的噪声感受的角度来修正Beamforming测试结果，得出相对前排驾乘人员而言，后视镜的噪声是第1声源的结论。

图13 两种方案在频谱上的差值云图

图13 为两种方案在同一个1／3倍频程的中心频率下的后视镜区域的声压级差值云图。可以发现，在后视镜噪声出现的频段区域内，新后视镜的声压级有明显下降，且大致呈现出频率越高改进效果越明显的规律。在2 000～3 150Hz频率段，新后视镜噪声降低1.5～3.4dB（A），且随频率增加，降幅更大；在6 300～8 000Hz频率段，新后视镜噪声降低4.4～5.0dB（A），降幅随频率的波动较小，改进效果趋于稳定。

4.2 车内声压级测量

在声学风洞中，测量汽车车内噪声时，用胶带和拇指胶使车身处于完全密封状态，排除气流泄漏对测试结果的影响。图14为传声器布置在车内仪表台上且靠近后视镜时两种后视镜测试结果对比。由图可见：车内声压级主要改善在2 000～8 000Hz，这正是车外Beamforming测试发现后视镜改善的频段；2 000～4 000Hz频段改进了约0～1.1dB（A）；5 000～8 000Hz频段改进了约 1.6～3.4dB（A），其中5 000Hz频率的改善最为明显，达到了3.4dB（A）。

图14 两种方案的车内声压级对比

4.3 改进效果对比

对后视镜的车内外的测试结果进行汇总，其改进量如图15所示。Beamforming测试与车内声压级测试的改进效果呈现了相似的趋势，改进效果随着频率增高而更加明显。个别与总趋势不相符的频率，与噪声的传播路径和侧窗玻璃的隔声特性有关。

图15 声压级降幅对比

CFD计算所得后视镜中截面上最大声压脉动的声压级降幅随着频率升高而持续变大，在5 000Hz达到了最大的 10dB（A），Beam forming测试表明4 000Hz之后趋于稳定，优化量约为5dB（A）。分析和实验结果的差异可能是由现有计算规模受限和数值计算误差引起，但并不影响改进效果的判定。

5 结论

本文中通过后视镜改进前后气动噪声的分析和实验，验证了现有计算规模的CFD分析误差，通过近场Lighthill声类比方法研究了湍流压力脉动和声压脉动，并进行了相关的实验论证，主要获得如下结论。

（1）基于精确的整车几何模型，当侧窗区域采用2mm体网格时保证了在2 000Hz以内的声压级有较高的计算精度，但高于该频率后计算值开始明显低于测试值，误差较大。

（2）Q准则可以直观反映后视镜的流态，可以用于定性分析。

（3）声压脉动的声压级在中低频下，低于湍流压力脉动声压级约30dB，而在5 000Hz高频下，却可能与后者相当，在仿真研究噪声源时，已不能被忽略。

（4）从Beamforming的噪声源识别测试结果来看，后视镜作为噪声源出现在2 000～8 000Hz频段内。Beamforming测试结果与车内声压级在优化频段和优化趋势上体现出较好的一致性，可以作为后视镜噪声源研究的实验手段。

（5）后视镜中截面上的最大声压脉动和侧窗表面面积权重的声压脉动与频率的关系，体现出一致性的变化趋势，且与Beam forming测试结果有相同的趋势，方便实验验证，可作为后视镜气动噪声仿真分析的主要评价指标之一。