镂空镜柄的气动声学优化及试验

庄 严,周玮玮,付 杰,段孟华,高 磊,王庆洋

(1.中国汽车工程研究院股份有限公司, 重庆 401122;2.奇瑞汽车股份有限公司, 安徽 芜湖 402160)

0 引言

车辆在高速工况下的噪声主要体现为气动噪声,严重影响驾乘舒适性。在如今的“新四化”时代,电动汽车的车内静谧性和续航里程备受消费者关注,良好的驾乘感将大大提升产品的市场竞争力,因此控制和优化气动噪声是各大主机厂均非常重视的。

研究表明气流分离是产生风噪的主导因素,汽车外造型面气流贴体性差、表面的局部凸起或外置件,以及特定造型风格套件的不合理应用等等,都会导致气流分离,产生高湍流强度的空气涡流,进而发展为令人厌烦的气动噪声。为了解决这种由造型引起的风噪问题,学者们多注重理论方法的研究,比如王毅刚等[1]以涡声理论为基础,将气动声源等效为无数微球形声源组,然后利用声辐射和流场物理量子之间的关系,对气动噪声源进行识别,日本学者以没有声学反馈为前提的流/声分离技术来计算近场声源仿真[2],还有外国学者同时考虑流动和声振,采用混合CAA(computational aero-acoustics)的方法对后视镜气动声学进行优化和试验[3]。工程师们多从解决实际问题出发,注重工程参数和方案的优化。从外造型角度,徐鹏等[4]从解决A柱棱线分离情况来降低风噪;覃炳恒等[5]通过对A柱型面优化,得出改善风噪的A柱参数;王亓良等[6]对车身简化模型的试验研究表明A柱涡区内的高频风噪衰减较快。从特定造型风格角度,秦玲等[7]从流动机理出发,对镂空尾翼的造型进行声学优化,改善了后排乘客的舒适性;Raghu等[8]从车体造型表面凸起物而言,后视镜作为车身表面最大的凸起物,且紧邻乘员舱,必然成为学者和工程师重点关注的对象,某团队采用计算流体力学和统计能量法对后视镜进行仿真分析,得到了后视镜安装在车门上比安装在三角窗上更安静舒适;刘海军等[9]通过试验的方法获得后视镜镜臂长度参数的控制技术,来改善车内噪声环境;李启良等[10]通过对后视镜3个形状参数和2个角度参数的研究发现,除旋转角度外,增加其他4种参数均有利于降低后视镜产生的气动噪声;关鹏等[11]的研究表明,安装于三角窗区域的电子后视镜对整车风噪的改善并不明显,其影响噪声源主要是通过对A柱尾涡结构实现的。

诚然,上述学者及工程师们的研究多基于相对传统的后视镜,对于镂空镜柄的气动和声学研究却鲜有提到,原因有二:一是气流经镜柄的镂空结构时更容易产生啸叫,且当前啸叫只能通过试验来排查和改善[12],二是竞品车型相对较少,没有足够的开发经验积累。本文中采用目前工程中常用的流体计算与声学计算软件,对某自主品牌纯电动轿车后视镜独特的镂空镜柄造型,进行仿真分析和优化,并依据风洞试验测试数据来验证仿真的可靠性和优化方案的可行性,以达到低风噪性能的开发要求。

1 气动仿真方法

本文中采用的仿真流程分2步:1) 在CFD(computational fluid dynamics)软件中采用不可压流动方程和声学扰动方程,对整车CAS数据进行非定常外流场耦合计算,得到主驾侧窗表面的流致压力脉动和声致压力脉动数据;2)将压力脉动数据导入到NVH(noise、vibration、harshness)软件中,进行傅里叶变换和波束分解处理,得到对应的激励数据,然后把对应的激励加载到整车声学模型中,基于统计能量计算求解得到车内声压级和语音清晰度结果,具体流程见图1所示。

图1 仿真流程框图

2 模型及Base流场分析

2.1 仿真模型

数值计算的几何模型如图2所示,车速为140 km/h,设置3层加密域,最小加密域位于A柱-侧窗-后视镜区域,网格尺寸为2 mm,该加密区域添加了声学扰动控制方程,用来捕捉后视镜涡脱及声学激励,同时为充分考虑边界层对仿真结果的影响,除在精细加密域内设置8层2 mm厚的棱柱层网格外,在整个车身外表面也设置了精细的边界层,几何模型严格按照中国汽研标准来处理,保证面网格分布均匀合理无畸变的情形下,最终总体网格数量约为5 500 万。

图2 原始仿真几何模型

2.2 原始状态流场分析

基于SST(menter)k-ω湍流模型的稳态流场对原始模型进行计算,从湍动能云图如图3(a)所示,上下壳体气流贴体性较好,但镜柄后方湍动能耗散能量较高,除引起气流扰动直接作用于侧窗玻璃,形成流致噪声源外[13],也将本体产生的涡旋能量向四周辐射,形成声致噪声源[14],图3(b)为垂直镜柄截面的速度矢量云图,可以看出气流经过镂空镜柄时,在每个镜臂后都产生了一个类卡门涡阶,同时由于镜柄镂空处呈缩口状,使穿过镜柄的气流速度分布不均,在出口呈现被加速的情形,高速气流朝向侧窗流动,增大了侧窗流至声源的来源;当高速气流流经内外镜臂时,内镜臂的气流贴体性较好,尾部分离区很小,但外侧镜臂的不合理角度,使得气流在经过外镜臂时,在其后方产生了2个涡旋,因分离点的不同,涡旋中心呈一远一近一左一右分布在镜臂后方,形成大而长的分离区,带来大范围的气流扰动,增大了侧窗声致声源的来源,对风噪声极为不利。

图3 原造型流场云图

通过流场分析可知,该镜柄造型存在明显的对气动声学不利的设计缺陷,亟需优化整改。

3 镜柄优化改进

考虑原模型的结构特点,依据原始模型的流场信息,给出了2组改进方案:方案1,保证内侧镜臂不动,将外侧镜臂绕着气流切入点向外侧旋转一定角度,且减小末端圆角,使内外侧镜臂呈现平行趋势,以尽可能增大气流在该表面的贴体性;方案2,同时转动内外侧镜柄的角度,并适当减薄内外侧镜臂的厚度,期望更进一步改善气流在镜臂末端的分离情况。2种改进方案都在一定程度上减小了镂空的入口,增大了镂空的出口,方案2体现得更为彻底,具体镜臂方案切面示意见图4所示。

图4 优化方案切面示意图

图5(a)(b)分别展示了2种优化方案的湍动能和速度卷积云图。方案1流场显示,随着镜臂角度的调整,气流分离点延后,由于角度并未调整到最优,致使气流并未在镜臂末端分离,而是在镜臂中间某点开始分离,总体来看,分离之后气流并未远离镜臂,大幅改善了外侧镜臂表面及后方的尾涡形态,最终外侧镜臂的气流涡旋消失,整个镜柄后方的湍动能强度减弱,体积减小;同时镂空喇叭口状态弱化,镂空处气流流速均匀性提升,而且气流方向也由指向侧窗变为平行远离侧窗发展,对改善风噪极为有利。

图5 优化方案流场云图

方案2流场显示,气流进入镜臂时,展示了较高的贴体性,充分贴合内外侧镜臂表面流动,气流分离点延迟到了镜臂末端,同时由于镜臂厚度的减薄,使其尾部的气流分离不能形成一个完整的涡旋中心,最终表现为涡旋消失,分离区急剧减小,镜柄后方的湍动能耗散几近消失;内外镜臂的平行度较高,且呈现一前一后的布置形态,气流在进入镂空处之后不仅表现出高度的流速均匀性,而且流动方向也朝着远离侧窗的方向流出,达到预期效果。

图6为瞬态计算结果经时频转换并波数分解后加载到NVH软件中得到的车内驾驶员左耳处1/3倍频A计权总声压级曲线,其中声学模型的混响、隔声由对应的油泥声学舱模型实测而来,其他声学包材料及玻璃属性均来自工程输入。最终内场结果为:方案1声压级降低0.5 dBA,语音清晰度提升0.7%;方案2声压级降低0.7 dBA,语音清晰度提升1.4%。从曲线可以看出,优化方案与原始方案整体趋势较为一致,曲线的差异多集中于中高频段,结合内场声压级和语音清晰度数据,可以得出镜柄的优化多集中在中高频段,镂空镜柄的气流分离对语音清晰度的影响更大,远离侧窗的气流波动所带来的风噪问题,其声致要比流致对语音清晰度的贡献量更大。

图6 驾驶员左耳处总声压级频谱曲线

4 风洞试验

4.1 试验准备

为了验证仿真的准确性、可信度和方案的实际贡献量,本次试验制作了1∶1的声学舱油泥模型,舱内采用鸡蛋棉进行包裹,在排除异响及泄露之后,对该模型进行风洞测试。测试准备时,舱内布置4个数字人工头,以对内场数据进行采集,布置位置见图7所示,车外声源识别采用由德国GFai公司提供的麦克风三维阵列(3×168通道),对外场声源进行采集、定位和成像,采样频率为48 kHz,外场麦克风阵列如图8所示。

图7 声舱人工头布置

图8 外场麦克风阵列

4.2 试验结果分析

4.2.1 原造型及优化方案测试结果

图9为原始方案在0°偏航角、风速140 km/h工况下的测试结果,测试曲线显示在2 790 Hz存在尖锐峰值,经声学耳机回放,能听到尖锐的刺耳声音。经现场检查模型表面、安装等无其他异常后经复测,曲线保持高度一致性,对外场声学麦克风阵列采集的两侧及顶面声源信息进行计算和映射数模[15],最终成像结果定位到该频率段下声源位于后视镜壳内侧面,如图10所示,而非镂空镜柄所产生。考虑到方案的本身材质和对流场的影响不同,决定继续进行方案的试验验证。

图9 原造型内场声压级测试结果

图10 原造型外场声学成像测试结果

图11为优化方案的测试结果,从最终的数值结果看,方案1对声压级和语音清晰度的改善量为0.21 dBA和1.5%,方案2的改善量为0.18 dBA和1.5%。对比图中原方案与优化方案测试结果的差值可以看出,2个方案的差值在中高频段都基本为正,说明2个方案均能有效改善风噪水平,改善量均集中在中高频段,与仿真结果较为一致。但方案2在同频段仍然存在尖峰,仅峰值有所降低,而方案1却消除了峰值,这在一定程度上说明不同方案带来的流场差异也是可以有效消除啸叫的。由于峰值带有较大的能量,对方案的贡献量有影响,消除啸叫对最终结果仍有提升空间,故决定排查并解决方案2的啸叫。

图11 优化方案内场声压级测试结果

4.2.2 啸叫问题排查

查看方案2的声学麦克风阵列成像,经定位峰值频率,声源问题依然存在于后视镜壳内侧面,这与峰值频率的重合不谋而合。试验中常见的啸叫有3种:表面过于光滑、有狭缝存在和试验样件安装异常。基于此,首先检查样件安装无异常后,结合声学成像结果,现场制定了2种措施:一是在后视镜壳内表面采取增加纵向扰流条,二是贴黑色胶带来增大表面粗糙度。前者试图通过镜壳表面的凸起引发层流到湍流的转捩来消除峰值,后者则尝试增大摩擦来改变气流在镜壳表面的贴合度使层流失稳,进而达到消除峰值的目的,具体方案实施如图12所示。

图12 峰值解决方案

从图13的测试结果可以看出,原数据与方案的差值在峰值附近均为正,说明2种措施都有效解决了该频段下的啸叫,且声学阵列成像(见图14)也都未再次定位到其他啸叫信号,复听声学耳机采集的数据,也均未听到尖锐的声音,与此同时,方案2的声压级和语音清晰度也进一步得到改善:扰流条的贡献量为0.03 dBA和0.4%,改变粗糙度的贡献量为-0.02 dBA和0.6%。由此可以看出,通过增加扰流条或增大模型表面粗糙度都可以使表面气流发生层流到湍流的转捩,进而消除峰值,但本次扰流条方案却增大了声压级,整体效果不如增大表面粗糙度方案。为了确保其他工况下也不存在啸叫,对贴胶带方案的不同偏航角工况进行了测试,均未发现啸叫,具体测试结果见图15所示。

图13 峰值排查:内场声压级测试结果

图14 优化方案2:贴胶带外场声学成像测试结果

图15 优化方案2:贴胶带+不同偏航角下测试结果

上述方案测试曲线中对峰值频段的定向消除,不仅展示了声学麦克风三维阵列成像对异常信号定位结果的准确性,也侧面体现了本次风噪测试的可重复性和高度一致性,与此同时,仿真不能发现和排查的啸叫问题,通过试验能很好地排查和解决。

5 结论

通过对原始模型进行仿真优化,并结合全比例声学舱油泥模型风洞测试结果,得到以下结论:

1) 2个优化方案都能有效提升风噪品质,其中方案1的贡献量为0.21 dBA和1.5%,经排除峰值后,方案2的贡献量可达到0.20 dBA和2.1%。

2) 镜柄的型面与来流方向尽可能贴合,镂空进出口大小相近,可以减少或推迟镜柄表面的气流分离,改善镜柄尾涡,从而提升后视镜的风噪性能。

3) 采用三维麦克风阵列声源定位技术在声学舱的风洞试验中不但能发现并准确定位啸叫,规避仿真所不能体现的风噪问题,而且能更加客观真实地评价声学舱内的风噪水平。

4) 啸叫问题可以通过风洞试验进行准确定位排查,在试验过程中可以用改变表面粗糙度或增加扰流条或替换方案等方法来快速而有效地解决啸叫问题。

5) 仿真结果与试验结果的一致性较好,能准确预测方案的有效性,可以有效地指导实际工程开发项目,大大节约风噪开发的成本和时间。

6) 本次探究对带有镂空镜柄的后视镜风噪优化有一定的工程指导意义。