汽车后视镜气动噪声的影响参数
外后视镜的风噪控制策略
一、综述车辆高速行驶时, 一方面车辆与周围的空气流场产生剧烈的相互作用, 流场就在车辆表面形成一个边界层, 同时产生强大的分离流、涡流和湍流。
流动中的涡流和湍流相互作用, 产生强大的脉动压力, 脉动压力激励车身壁板, 在车内产生辐射噪声, 这是诱发车辆气动噪声的主要原因;另一方面, 空气流通过车身密封条传递噪声, 或者气流通过顶窗和侧窗与乘员室空腔产生噪声。
通过对外造型关键部件的噪声源贡献量进行解析，后视镜对对车内噪声有主要贡献。
在风洞里测试一款车的车内噪声，然后把后视镜去掉，进行同样的测量。
将测量结果放在一起比较，可以看出两种状态的主要差异是在中高频,去掉后视镜后，中高频噪声降低，声品质提升。
后视镜对风噪的影响有三方面：后视镜的造型和几何结构、后视镜与车身的安装和后视镜的密封。
下面分别介绍这三个部分影响风噪的因素和控制方法。
二、后视镜造型的风噪控制在后视镜的几何结构中，影响风噪的因素有：壳体的外形、壳体上的漏水槽、壳体与基座连接的缝隙。
壳体是直接迎风的部件。
气流吹在壳体上，然后分离，在镜片后面形成涡流。
设计壳体时，一定要使气流顺畅地流过它的表面，分离区的气流均匀，涡流扰动小。
下面列出后视镜壳体的设计原则：第一，后视镜壳体尽可能小。
在满足视野需求的情况下，后视镜的壳体面积尽可能小。
面积小，气流吹到的区域也小，噪声自然低。
第二，壳体造型呈流线形。
壳体尽可能呈圆形或弧形，这样迎风面逐渐过渡，气流均匀，脉动噪声低。
第三，避免尖锐的边缘。
尖锐的边缘会使相对气流速度高，气流会产生巨大的压力波动，并产生较大的噪声。
边角处一定有弧度，转弯的地方要有3-5mm的弧度。
第四，后视镜深度尺寸越大越好，即基座颈部深度和壳体深度越大越好，这样可以使气流流过反光镜时的稳定区域长些，气流均匀，扰动降低。
第五，基座颈部高度和后视镜高度尽可能小，这样可以减少气流的分离区域。
第六，后视镜壳体与车门的距离越大越好，这样可以扩大两者之间的流道，避免高速气流，壳体与车门之间形成前小后大的角度，在满足后视镜造型需求的同时，最窄处一般不小于40mm。
基于a柱后视镜车内气动噪声数值模拟与预测
ＮｕｍｅｒｉｃａｌＳｉｍｕｌａｔｉｏｎａｎｄＰｒｅｄｉｃｔｉｏｎｏｆＡＰｉｌｌａｒａｎｄＲｅａｒｖｉｅｗ ＭｉｒｒｏｒＩｎｄｕｃｅｄＶｅｈｉｃｌｅＩｎｔｅｒｉｏｒＡｅｒｏｄｙｎａｍｉｃＮｏｉｓｅ
ＴａｎｇＲｏｎｇｊｉａｎｇ１，２，ＨｕＢｉｎｆｅｉ１，ＺｈａｎｇＭｉａｏ１，ＬｕＺｅｎｇｊｕｎ２，ＸｉａｏＦｅｉ２＆ ＬａｉＦａｎ２
１ＳｃｈｏｏｌｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌａｎｄＥｌｅｃｔｒｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＧｕｉｌｉｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＥｌｅｃｔｒｏｎｉｃＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｇｕｉｌｉｎ ５４１００４； ２ＤｅｐａｒｔｍｅｎｔｏｆＡｄｖａｎｃｅｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，ＤｏｎｇｆｅｎｇＬｉｕｚｈｏｕＭｏｔｏｒＣｏ．，Ｌｔｄ．，Ｌｉｕｚｈｏｕ ５４５００５
２０２０年（第 ４２卷）第 ４期 ｄｏｉ：１０．１９５６２／ｊ．ｃｈｉｎａｓａｅ．ｑｃｇｃ．２０２０．０４．０１５
汽 车 工 程 ＡｕｔｏｍｏｔｉｖｅＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ
ቤተ መጻሕፍቲ ባይዱ
２０２０（Ｖｏｌ．４２）Ｎｏ．４
基于 Ａ柱 后视镜车内气动噪声数值模拟与预测
唐荣江１，２，胡宾飞１，张 淼１，陆增俊２，肖 飞２，赖 凡２
［Ａｂｓｔｒａｃｔ］ Ａｉｍｉｎｇａｔｔｈｅｉｓｓｕｅｏｆｆｒｏｎｔｗｉｎｄｏｗａｎｄｉｎｔｅｒｉｏｒａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｎｏｉｓｅｃａｕｓｅｄｂｙｒｅａｒｖｉｅｗｍｉｒｒｏｒ， ｔｈｅｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｅｘｔｅｒｉｏｒｒｅａｒｖｉｅｗｍｉｒｒｏｒｒｅｇｉｏｎａｎｄｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎｏｆｉｎｔｅｒｉｏｒｎｏｉｓｅｉｎａｃｏｍｍｅｒｃｉａｌｖｅｈｉｃｌｅ ａｒｅｓｔｕｄｉｅｄｂｙｕｓｉｎｇｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌｆｌｕｉｄｄｙｎａｍｉｃｓ（ＣＦＤ）ｍｅｔｈｏｄ．ＴｈｅＳＳＴ（Ｍｅｎｔｅｒ）ｋωｍｏｄｅｌｉｎＲＡＮＳｍｏｄｅｌｉｓ ｕｓｅｄｆｏｒｓｔｅａｄｙｓｔａｔｅａｎａｌｙｓｉｓ，ａｎｄｔｈｅｄｅｔａｃｈｅｄｅｄｄｙｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｂａｓｅｄｏｎｔｈｅＳＳＴ（Ｍｅｎｔｅｒ）ｋωｍｏｄｅｌｉｓｕｓｅｄｆｏｒ ｔｒａｎｓｉｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓ．Ｂｙａｎａｌｙｚｉｎｇｔｈｅｎｅｐｈｏｇｒａｍｓｏｆｓｔｅａｄｙｓｔａｔｉｃｐｒｅｓｓｕｒｅａｎｄｔｒａｎｓｉｅｎｔｄｙｎａｍｉｃｐｒｅｓｓｕｒｅ，ｖｅｌｏｃｉｔｙ ａｎｄｖｏｒｔｉｃｉｔｙ，ｔｈｅｍｅｃｈａｎｉｓｍ ｏｆｔｕｒｂｕｌｅｎｔｐｒｅｓｓｕｒｅｆｌｕｃｔｕａｔｉｏｎｏｆｓｉｄｅｗｉｎｄｏｗｃａｕｓｅｄｂｙＡｐｉｌｌａｒａｎｄｒｅａｒｖｉｅｗｍｉｒ ｒｏｒｉｓｒｅｖｅａｌｅｄ，ｍｅａｎｗｈｉｌｅｔｈｅｔｒａｎｓｉｅｎｔｆｌｏｗｆｉｅｌｄｉｓｓｏｌｖｅｄｔｏｏｂｔａｉｎｔｈｅｓｕｒｆａｃｅｔｕｒｂｕｌｅｎｔｐｒｅｓｓｕｒｅｆｌｕｃｔｕａｔｉｏｎｌｏａｄ ｏｎｔｗｏｓｉｄｅｗｉｎｄｏｗｓ．ＡｃｏｕｓｔｉｃＦＥＭ ｍｅｔｈｏｄｉｓａｄｏｐｔｅｄｔｏｃａｌｃｕｌａｔｅｔｈｅｐｒｏｐａｇａｔｉｏｎｏｆａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｎｏｉｓｅｗｉｔｈｔｈｅ ｔｕｒｂｕｌｅｎｔｐｒｅｓｓｕｒｅｆｌｕｃｔｕａｔｉｏｎｏｎｗｉｎｄｏｗｓｕｒｆａｃｅａｓｂｏｕｎｄａｒｙｃｏｎｄｉｔｉｏｎ．Ｂａｓｅｄｏｎｔｈｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｌａｗｏｆｓｏｕｎｄｐｒｅｓ ｓｕｒｅｌｅｖｅｌｎｅｐｈｏｇｒａｍ ｏｆｉｎｔｅｒｉｏｒａｃｏｕｓｔｉｃｓｐａｃｅａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔｆｒｅｑｕｅｎｃｉｅｓ，ｉｔｉｓｉｎｄｉｃａｔｅｄｔｈａｔｔｈｅｉｎｔｅｒｉｏｒａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃ ｎｏｉｓｅｉｓｍａｉｎｌｙｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｅｄｉｎｔｈｅｍｉｄｄｌｅａｎｄｌｏｗｆｒｅｑｕｅｎｃｙｒａｎｇｅｓａｎｄｔｈｅｍａｘｉｍｕｍ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｒｅｇｉｏｎｏｆｓｏｕｎｄ ｐｒｅｓｓｕｒｅｌｅｖｅｌ，ａｎｄｔｈｅｓｏｕｎｄｐｒｅｓｓｕｒｅｌｅｖｅｌｃｕｒｖｅａｔｄｒｉｖｅｒ＇ｓｌｅｆｔｅａｒｅｘｈｉｂｉｔｓｔｈｅｖａｒｉａｔｉｏｎｌａｗｏｆｔｈｅｓｏｕｎｄｐｒｅｓｓｕｒｅ ｌｅｖｅｌｉｎｔｈｅｆｒｅｑｕｅｎｃｙｒａｎｇｅｏｆ２０－２５００Ｈｚ．Ｆｉｎａｌｌｙ，ａｒｅａｌｖｅｈｉｃｌｅｃｏａｓｔｉｎｇｒｏａｄｔｅｓｔｉｓｃｏｎｄｕｃｔｅｄ，ｖｅｒｉｆｙｉｎｇｔｈｅ ｃｏｎｃｌｕｓｉｏｎｔｈａｔｔｈｅａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｎｏｉｓｅｉｓｍｏｒｅａｐｐａｒｅｎｔａｔｔｈｅｓｐｅｅｄｒａｎｇｅｏｆ８０－１１０ｋｍ／ｈ．ＴｈｅａｄｏｐｔｉｏｎｏｆＣＦＤ ｔｅｃｈｎｉｑｕｅｃｏｍｂｉｎｅｄｗｉｔｈａｃｏｕｓｔｉｃＦＥＭ ｃａｎｒｅｌａｔｉｖｅｌｙａｃｃｕｒａｔｅｌｙｐｒｅｄｉｃｔｔｈｅｓｏｕｎｄｐｒｅｓｓｕｒｅｌｅｖｅｌｏｆｉｎｔｅｒｉｏｒａｅｒｏｄｙ
汽车后视镜基座造型的气动噪声研究
汽车后视镜基座造型的气动噪声研究汽车后视镜基座是汽车上的一个重要部件，用于支撑和固定后视镜，对于驾驶过程中的安全非常重要。
然而，由于汽车的高速行驶，后视镜基座会受到气动力的影响，产生一定的噪声，影响驾驶者的体验。
因此，对后视镜基座的形状进行优化，以降低气动噪声，已经成为汽车工业的一个研究热点。
首先，我们需要了解深入后视镜基座与气动噪声之间的关系。
气动噪声是由气流与固体表面摩擦所产生的噪声，当汽车行驶时，空气会在后视镜基座周围经过，产生摩擦和湍流，导致气动噪声。
因此，在设计后视镜基座时，需要考虑其外形对气流的影响，以尽可能减小气动噪声。
其次，根据已有研究成果，我们可以得出一些优化方案。
首先是减小后视镜基座表面的曲率，这种设计可以减小空气在表面上形成的湍流，降低噪声。
其次是增加表面上的凸起和凹陷，可以形成小的涡流，分散声波能量，降低噪音。
此外，使用吸声材料或在表面施加涂层，也有一定的降噪效果。
最后，通过实验验证优化方案的效果。
对比不同设计的后视镜基座，在风洞中进行气动噪声测试，得到不同速度下的声压级。
通过对比分析数据，我们可以评估不同设计的效果，并选择出最佳方案。
总之，气动噪声对于驾驶者的体验有着显著影响，汽车工业需要将噪声控制在合理的范围内。
通过针对后视镜基座的形状进行优化，能够有效降低气动噪声，提高驾驶舒适度和安全性。
未来，这一领域仍有很大研究空间，将为汽车产业和驾驶者带来更好的体验和福利。
随着汽车工业的快速发展，汽车所带来的噪音问题越来越突出，其中气动噪声也是不可忽视的一个问题。
气动噪声不仅会影响驾驶者的舒适度和安全性，还会对车内的人员进行长时间的刺激，产生疲劳感甚至会威胁到他们的健康。
因此，在设计汽车的后视镜基座时，需要结合实际情况，综合考虑各种因素，比如车身的形状、速度、方向等，来确定最优解。
对于气动噪声这一问题，可以采用多种优化方案来降低噪声水平。
第一种方案是改变后视镜基座的几何形状和表面特征。
汽车后视镜基座造型的气动噪声研究
设计 ． 算 ． 计 研究 ．
汽 车后视镜基座 造型的气 动噪声研究 ★
陈 鑫 １ 刘 力 １ 王登 峰 ， ２
（． １吉林 大学 汽 车动态 模拟 国家 重点实 验室 ；． 大学 ２湖南 汽 车车身 先进设 计制 造 国家重 点实验 室 ）
【 摘要 】 对两种汽车后视镜基座造型进行 了三维数字建模 ， 并根据声学计算理论 ， 采用 Ｆ ｅｔ ｌ ｎ模型进行了对 比 ｕ
的 模 拟 分 析 ， 解 速 度 较快 。 求
主题 词 ： 后视 镜 基座
造型
气 动噪 声
中图分类 号 ： ４ ３８ ％ 文献标 识码 ： 文章编 号 ：０ ０ ３ ０ （０ １０ — ０ ８ ０ Ｕ ６ ．５ Ａ １ ０ — ７ ３ ２ １ ）４ ０ ０ — ４
Ｒｅ ｅ ｒ ｈ ｏ ｒ ｄ ｎ ｍ ｉ ｉｅ ｏ ｓ ｔ ｌ ｇ ｏ ｔ ｒｏ ｓ ａ ｃ ｎ Ａｅ ｏ ｙ ａ ｃ Ｎｏ ｓ ｆＢａ ｅ Ｓ ｙ ｉ ｆＥｘ ｅ ｉ ｒ ｎ
分 析 果 表 明 ． 用 后 视镜 门外 板 连 接 的模 型 比后 视镜 侧 窗半 连 接 模 型 的平 均声 压 级 低 １ ５ｄ 其 中 ， 视 镜 正 后 结 采 ． Ｂ， ７ 后
方 区 域在 ８ ０Ｈ ０ ｚ以下 的 各 频带 中心 频 率 点 处 声 压 级 可 降低 １～ ５ｄ 。本 文 的模 拟方 法 比较 适 合 于 开发 阶段 对 比性 ０ １ Ｂ
２ 气 动 噪声 模 拟 理论
前 车窗 是影 响气 动 噪声 水 平 的重 要位 置 ． 于 由
后 视镜 的 突 出而 生 成 的非 稳 定 流 场 及 脉 动压 力 则 是产 生气 动噪声 的 主要 因素 。 据 Ｃ Ｄ理论求 解 流 根 Ｆ
某外后视镜CFD噪声分析报告
6
计算模型
图中绿色为第二轮外后视镜，果-风阻系数
后视镜表面风阻
第一轮外后视镜
Cd=0.01238
第二轮外后视镜
Cd=0.01292
第二轮外后视镜表面的风阻略大于第一轮外后视镜，增加了约4.4%； 通常情况下，整车风阻在0.28～0.32之间，后视镜的增加量0.0006对于整车风阻而言是个极 小的量，可以忽略不计；
2
计算结果-表面宽频噪声分布云图
第一轮外后视镜 第二轮外后视镜
第二轮后视镜外形在靠近车体的一侧圆角更大，使得该处气体流动更为顺畅，从而减小 了后视镜表面的气动噪声； 第二轮后视镜表面最大宽频噪声为82.7dB；
3
计算结果-流动迹线
第一轮 外后视镜
第二轮 外后视镜
从迹线分布情况来看，流经后视镜的气体从车体侧面经过，没有吹到侧窗玻璃上； 流经两轮后视镜所产生的迹线基本一致；
4
计算结果-Z=0.879截面速度矢量图
第一轮外后视镜 第二轮外后视镜
从Z=0.879截面的速度矢量图来看：两轮后视镜周围的流场基本一致，在后视镜的背风面 均有漩涡产生，且漩涡结构相似；
5
计算结果-表面压力分布云图
第一轮 外后视镜
第二轮
外后视镜
从压力分布云图来看：第二轮后视镜表面更加圆滑，其表面压力分布过渡更平稳；
外后视镜造型与结构对气动噪声的影响
气动噪声分析及优化
Baseline
OPT
面声源云图可以看出，优化后后视镜基座后方声源明显减小
稳态分析
Proudman声压级分布
Baseline,Z=0.58
Baseline,Z=0.63
OPT,Z=0.58 OPT,Z=0.63
体声源云图 可以看出， 优化后后视 镜尾部涡区 高声源区域 明显减小
稳态分析
Proudman声压级分布
End
谢谢！
稳态分析
空间流动
A柱和后视镜尾部产生明显的分离涡
稳态分析
Curle声压级分布
面声源云图可以看出，前三角侧窗玻璃、前侧窗玻璃和 后视镜有明显的高声源区域
稳态分析
Proudman声压级分布
Z= 0.6
Z= 0.7
Z= 0.8
Y= -0.83
Y= -0.9
Y= -1
体声源云图可以看出，后视镜基座和后视镜头，以及A柱 的尾流是主要体噪声源
2000Hz 4000Hz
瞬态分析
三角窗测点（P1~P10）压级分布
瞬态分析
P11~14 测点压级分布
瞬态分析
P15~20 测点压级分布
P20处产生较高声压级，由后视镜基座尾流产生
瞬态分析
P21~30 测点压级分布
Part Three
基准模型噪声分析结论
CV1-DSM4-baseline分析结论总结
优化后中心频率在1000Hz以上频段的后视镜基座上方测点声压级明显降低
瞬态分析
P15~20 测点压级分布
优化后中心频率在1000Hz以上频段的侧窗上方测点的声压级明显降低，受益于A柱 饰条改善了侧窗流动
瞬态分析
P21~30 测点压级分布
汽车后视镜气动噪声优化研究
2020年(第42卷)第1期汽 车 工 程Automotive Engineering2020(Vol.42)No.1doi:10.19562/j.chinasae.qcgc.2020.01.018汽车后视镜气动噪声优化研究**碳纤维车身纯电动轿车整车集成匹配技术课题(2016YFB0101706)资助㊂原稿收到日期为2018年11月14日,修改稿收到日期为2019年3月25日㊂通信作者:庞剑,教授,E⁃mail:pangjian@㊂姜 豪,赖万虎,张思文,董国旭,贾文宇,庞 剑(1.汽车噪声振动和安全技术国家重点实验室,重庆 401120; 2.长安汽车工程研究总院,重庆 401120)[摘要] 针对某车型外后视镜气动噪声问题,提出了一种基于车外流场计算的气动噪声快速优化方法,并进行了相应的试验验证㊂在非定常数值模拟中,采用分离涡模拟与计算气动声学相结合的方法,对后视镜侧窗表面气动噪声进行了分析㊂结果表明,优化后侧窗表面气动噪声源强度在各频段明显减弱,各监测点声压级降低㊂道路试验验证结果表明,优化后各频段车内噪声也明显改善,后视镜气动噪声问题消失㊂实车道路测试结果表明,基于外流场数值模拟的气动噪声优化方法可行㊁合理,外流场数值模拟可为造型初期车内气动噪声优化提供有效指导,降低车型开发成本与周期㊂关键词:气动噪声优化;外后视镜;数值模拟Research on Aeroacoustic Optimization of Vehicle Rearview MirrorJiang Hao ,Lai Wanhu ,Zhang Siwen ,Dong Guoxu ,Jia Wenyu &Pang Jian1.State Key Laboratory of Vehicle NVH and Safety Technology ,Chongqing 401120;2.Changan Auto Globe R&D Center ,Chongqing 401120[Abstract ] Aiming at the aeroacoustic problem of the exterior rearview mirror of a car,a fast optimizationscheme for aerodynamic noise is proposed based on the calculation of exterior flow field around vehicle,with the re⁃sults of optimization verified by corresponding tests.In unsteady numerical simulation,the aerodynamic noises on the surface of front side window are analyzed by detached eddy simulation combined with computational aeroacous⁃tics.The results indicate that after optimization,the intensity of aerodynamic noise source on the surface of front side window is obviously weakened in most frequency bands,and the sound pressure level at different monitoring points is lowered,meanwhile the results of real vehicle road test show that the scheme of aeroacoustic optimization based on exterior flow field simulation is feasible and reasonable.Both these demonstrate that exterior flow field sim⁃ulation can provide effective guidance for in⁃vehicle aeroacoustic optimization in early styling stage,reducing costand leadtime of vehicle development.Keywords :aeroacoustic optimization ;exterior rearview mirror ;numerical simulation前言当前,整车NVH 开发已不再仅仅满足于降低车内噪声,更多地关注车内声品质㊂气动噪声作为汽车高速行驶时的主要噪声源,严重影响车内乘员的乘坐舒适性[1]㊂随着NVH 技术的不断发展,路噪㊁发动机噪声和进排气噪声得到有效控制,从而车辆高速行驶时,风噪问题不断凸显,因此车内风噪问题是当前影响车内声品质的主要因素㊂汽车的A 柱㊁外后视镜为风噪的主要气动噪声源,其造型和几何特征对气动噪声的影响较大,因此,通过对外后视镜造型的不断优化,整车车内风噪品质能得到有效改善㊂高速气流在车身表面不断分离引起的复杂涡系结构是气动噪声产生的主要原因㊂车身外后视镜会改变车外流场,而且目前较多车辆配置有环视影像㊃122 ㊃汽 车 工 程2020年(第42卷)第1期镜头,使后视镜附近流场更加复杂㊂近年来,随着数值计算技术的不断发展,汽车气动噪声数值仿真优化成为研究热点㊂国内学者通过改变后视镜造型对气动噪声进行了大量优化设计研究㊂杨万里等[2]采用LES和Lighthill⁃Curle声类比方法,对后视镜采用了取消凹槽㊁增加后视镜与A柱之间的距离和减小后视镜迎风面积等优化措施,后视镜背面监测点声压级显著降低㊂刘海军等[3]采用Star⁃CCM+与ACTRAN相结合的方法,设计了3种后视镜方案,结果表明方案3后视镜减小了后视镜通过侧窗传播到车内的噪声,优化了车内声场分布㊂范伟军等[4]采用分离涡模拟与计算气动声学相结合的方法,研究了非光滑表面后视镜的气动噪声,结果表明存在侧风时,背风侧非光滑表面降噪效果较好㊂郭思媛等[5]采用Lighthill⁃Curle声类比和试验方法研究了环视影像镜头对后视镜气动噪声的影响,结果表明带镜头方案车内声压级高于原方案,语言清晰度低于原方案㊂国外学者对后视镜气动噪声影响因素也进行了大量研究㊂Chen等[6]采用试验方法,在试验台架上单独研究了两款后视镜在不同风速下的压力场与声场的变化规律,结果表明后视镜尾部流动区域的声压级最大,GMT360后视镜在1kHz以下的声压级较GMX320大10~15dB㊂SEA方法大量应用于后视镜气动噪声优化㊂Peng[7]采用SEA方法,通过改变车身表面负荷加载方式,提高了车内噪声的预测精度,更好地预测了后视镜造型改变对1kHz以下车内噪声的影响㊂Lepley等[8]运用CFD与SEA相结合的方法对后视镜进行优化设计,试验验证结果与模拟结果吻合较好,表明该方法能在造型初期对后视镜造型进行优化设计㊂Shorter等[9]对某简化的后视镜模型进行了车内声压的预测,结果表明车外声场对车内声压的贡献较湍流边界层大30dB,且采用波数分析法能清晰辨别对流波数与声压波数的能量分布㊂Kato[10]采用新的数值模拟方法,改变后视镜局部造型,对后视镜近场区域的声场进行了对比研究㊂Ono等[11]采用声类比法预测了后视镜与A柱的气动噪声,并对后视镜造型进行了优化设计,模拟和试验结果均表明后视镜气动噪声改善明显㊂目前,数值模拟技术已能为整车风噪声学结构改进提供指导性意见,而较少文章仅通过车身外流场优化解决气动噪声问题㊂本文中通过对车身外流场的数值模拟,对某车型气动噪声进行了优化,最后采用主观评价与道路风噪测试方法进行优化方案的效果验证㊂1 模型与数值计算方法通过主观评价,某车型后视镜区域存在 呼呼呼”气动噪声问题,严重影响车内乘员舒适性㊂因此,本文中首先采用数值模拟对该后视镜进行优化设计,它具有时间短和成本低的优势,再根据优化结果进行道路试验实车验证㊂一些文献[12-14]中对柱体模型的气动噪声进行了研究,其表面辐射的平均声压为p2(r)=ρ2c4M6LDL C St2C2L16r2D r(ϕr)(1)式中:ρ为空气密度;c为声速;M为流动马赫数;L 为柱体长度;D为柱体直径;L C为表面压力脉动的展向相关长度;St为斯特劳哈尔数;C L为升力系数;r 为监测点到柱体表面距离;D r(ϕr)为声辐射方向函数㊂从式(1)可以看出,当直径D减小时,柱体辐射噪声减弱㊂对于汽车车外流场而言,后视镜镜臂可简化为柱体模型,汽车后视镜镜臂厚度类比于柱体直径,从而为后视镜气动噪声优化提供了方向㊂本文中借鉴该思路减薄后视镜镜臂厚度,从而优化后视镜气动噪声㊂后视镜几何模型如图1所示,方案1为原状态后视镜,方案2在方案1基础上减薄镜臂㊂图1 后视镜几何模型数值风洞计算模型的长㊁宽㊁高分别为车身的12倍㊁16倍㊁8倍,以降低壁面对模拟结果的影响㊂计算模型如图2所示,其中X,Y,Z坐标分别为汽车横向㊁纵向和垂直方向,且Y=0坐标位于车头起点位置㊂2020(Vol.42)No.1姜豪,等:汽车后视镜气动噪声优化研究㊃123 ㊃图2 整车数值模拟计算模型本文中采用定常模拟对车身表面涡系结构进行分析,采用非定常模拟对侧窗表面声压进行分析㊂为准确有效地捕捉侧窗表面区域声压波动,节约计算资源与时间,非定常计算采用分离涡湍流模型(DES)㊂后视镜与侧窗表面区域进行了局部网格加密,最小网格单元尺寸为2mm㊂计算边界条件如表1所示㊂表1摇数值计算边界条件边界位置边界条件边界值入口速度120km /h 出口压力1atm 壁面壁面非滑移壁面2 定常数值模拟结果本文中对车外流场进行定常计算,通过对车外流场结构变化的对比分析,判断后视镜结构的气动噪声优化效果㊂涡流是流体间相互摩擦㊁产生车外气动噪声的来源,图3对后视镜与A 柱区域分离涡采用总压为0的等值面进行显示㊂从图中可以看出,两个后视镜方案分离涡均附着于侧窗表面,该分离涡是后视镜气动噪声产生的主要原因㊂方案1后视镜区域的分离涡尺寸为672mm,较方案2的608mm 大,方案1分离区明显较长,涡流运动至B 柱区域㊂两方案的A 柱区域分离涡尺寸均较后视镜小,表明此区域的气动噪声水平均较低㊂图3 后视镜与A 柱区域总压为0等值面为进一步了解后视镜区域流场细节,本文中选取通过后视镜Z =0.9m 的XY 平面进行流场分析,如图4所示㊂从图中可以看出,后视镜区域存在较大低速区,产生了流体旋转运动方向相反的涡对㊂方案1后视镜后方气流流向侧窗表面,方案2后视镜涡对远离侧窗表面,气流直接流向后视镜后方区域,因此,侧窗表面气流湍流度得到极大的削弱,外流场的气动噪声源强度降低㊂图4 后视镜区域流场图(Z =0.9m)为进一步分析两种方案的气动噪声水平,对后视镜后方Y 为1.15㊁1.3㊁1.45㊁1.6和1.75m 位置处的横截面进行了流场细节分析,结果如图5所示㊂从图中可以看出,车外气动噪声的主要噪声源为A图5 后视镜后方流场细节图㊃124 ㊃汽 车 工 程2020年(第42卷)第1期柱涡系和后视镜涡系,涡系位于侧窗表面㊁外后视镜后方和车门外板外侧3处位置㊂后视镜后方区域存在低速区,该区域产生了复杂的涡系结构,与上述分析结论保持一致㊂A 柱涡系尺寸沿流向逐渐增大,特别是Y =1.15~1.45m 位置处涡系结构㊂对比方案1与方案2相同位置处,方案2的A 柱涡系尺寸更小,声源的气动噪声更小,有利于改善车内噪声,表明改变后视镜造型也能影响A 柱区域气流流场分布㊂对外后视镜后方区域而言,后视镜尾部涡系以涡对结构形式沿流向不断发展,且低速区域逐渐减小,该区域流场结构较A 柱区域复杂㊂涡系分布越靠近后视镜区域越复杂,流场变化越剧烈㊂方案1后视镜涡系结构尺寸在Y =1.75m 位置处减小,涡流强度减弱,而方案2后视镜涡系尺寸在Y =1.45m 位置处开始减小,涡系能量开始耗散,该耗散位置较方案1提前,说明方案2后视镜声源的气动噪声能量更小㊂对比两种方案的流场结构,方案2后视镜涡系离侧窗表面的距离较方案1大,未紧贴侧窗表面,气动噪声源远离侧窗表面,对改善车内噪声有利㊂Y =1.75m 时,方案2车门外板位置处涡系结构由涡对变为单一涡系,说明后视镜造型可改变该处流场结构㊂3 非定常数值模拟结果本文中对车外流场进行了非定常数值模拟研究,通过侧窗表面声压频谱与声压云图的对比分析,判断后视镜结构的气动噪声优化效果㊂侧窗表面共选取了8个监测点,分别为L1-1㊁L1-2㊁L1-3㊁L1-4㊁L2-1㊁L2-2㊁L2-3和L2-4,用以监测各区域的声压变化,如图6所示㊂图6 侧窗表面声压监测点为验证数值计算的可靠性,数值模拟结果与声学风洞测试结果进行了比较,结果如图7所示㊂从图中可以看出,侧窗表面气动噪声具有较宽的频率范围,属于宽频带噪声,声压能量主要集中在1kHz 以内,随着频率的升高而逐渐降低㊂数值模拟结果与试验结果在2kHz 以内频段吻合较好,证明了数值模拟结果的可靠性㊂受限于计算资源与时间,网格加密区最小尺寸仅为2mm,故高频区域的数值模拟结果存在误差,低于试验数据㊂图7 侧窗表面声压测试结果与方案1模拟结果频谱对比侧窗表面监测点总声压级结果如表2所示,除L1-2㊁L1-3和L2-13个点外,其它监测点的测试值与模拟值之间差异在3dB 之内,相对误差不超过3%㊂由于L1-2㊁L1-3和L2-13点位于A 柱分离区域,该区域流场涡系结构复杂,湍流模型未能较好捕捉到该处的流场结构,模拟结果误差较大㊂高速行驶时,方案1后视镜产生了 呼呼呼”气动噪声问题㊂本文中对该后视镜镜臂和壳体进行了方案2的优化,由于侧窗表面的压力波动幅值在一定程度上反映了气动噪声源的强度,图8展示了优化前后侧窗表面再附着区域监测点L2-4㊁L2-3㊁2020(Vol.42)No.1姜豪,等:汽车后视镜气动噪声优化研究㊃125 ㊃表2 侧窗表面声压模拟结果与试验结果监测点L1-1L1-2L1-3L1-4测试值/dB 133.8123.3119.7124.5模拟值/dB 134.6130.1124.6125.3相对误差/%0.65.54.10.6监测点L2-1L2-2L2-3L2-4测试值/dB 124.9124.2119.5118.2模拟值/dB 130.9126.7122.1121.3相对误差/%4.82.02.22.6L1-4和L2-4点压力的时间历程㊂从图中可以看出,该区域为负压区域,且方案2的压力波动幅值较小,说明该方案的气动噪声源强度降低,气动噪声得到改善㊂图8 方案1与方案2压力波动值对比各监测点数值计算1/3倍频程频谱对比结果如图9所示㊂从图中可以看出,方案2后视镜声压级在不同频带均有不同程度的降低,表明后视镜与A 柱区域气动噪声源能量明显减弱㊂优化前后监测点声压级的模拟结果对比如表3所示㊂从表中可以看出,除L1-3点外,其他监测点的声压级均有不同程度的降低,平均降低2.95dB 左右,表明方案2优化状态后视镜的气动噪声源得到明显改善㊂主驾侧窗表面1/3倍频程声压级分布云图如图10所示,选取的中心频率分别为0.5,1,2和4kHz㊂由表可见,方案2部分侧窗区域的声压级幅值降低,侧窗表面气动噪声源能量极大降低,与监测点计算分析结论保持一致,如表3所示㊂外后视镜附近区图9 方案1与方案2模拟结果频谱对比表3 方案1与方案2监测点声压级模拟结果dB监测点L1-1L1-2L1-3L1-4方案1134.6130.1124.6125.3方案2130.5127.0127.5118.1改善量4.13.1-2.97.2监测点L2-1L2-2L2-3L2-4方案1130.9126.7122.1121.3方案2130.9121.8119.3119.8改善量4.92.81.5域声压级幅值较高,为侧窗表面区域主要噪声源,A 柱区域声压级幅值沿流向变大,这是由于A 柱区域涡流尺寸沿流向逐渐增大,湍流能量逐渐增大,如图5所示㊂侧窗靠近B 柱区域为再附着区,其声压级幅值要小于A 柱与后视镜区域,这是由于A 柱与后视镜区域的气流到达再附着区时湍流能量已部分耗散㊂㊃126 ㊃汽 车 工 程2020年(第42卷)第1期图10 主驾侧窗表面声压级分布云图(左图为方案1,右图为方案2)主观评价表明,优化后的后视镜 呼呼呼”气动噪声现象消失,车内气动噪声明显改善㊂后视镜优化前后的车内噪声采用道路试验进行了测试验证,传声器布置于驾驶员左耳处,该处靠近侧窗,测试结果能更好反映车外气动噪声源的改善频段,试验结果如图11所示㊂从测试数据可看出,各频率段车内噪声明显改善㊂图11 后视镜优化前后车内噪声道路测试数据道路测试结果如表4所示,经优化后视镜的车内噪声声压级降低0.6dB (A),语言清晰度改善2.8%,改善效果明显㊂表4摇车内噪声道路测试结果评价指标优化前优化后改善量声压级/dB(A)69.568.90.6语言清晰度/%62.765.52.84 结论本文中采用车身外流场数值模拟方法,基于流场结构与侧窗表面声压的对比分析,对后视镜结构进行优化,降低了侧窗表面气动噪声源强度㊂道路测试表明,车内噪声明显降低,气动噪声问题消失,验证了基于外流场计算的气动噪声快速优化方法的可行性,主要结论如下㊂(1)定常数值模拟的流场结构表明,侧窗表面区域涡系结构为车外气动噪声源,主要由A 柱与外后视镜产生;后视镜后方为低速区域,优化后,后视镜的涡系结构尺寸减小,涡系结构离侧窗表面距离增大,气动噪声源强度明显降低㊂(2)非定常数值模拟的声压计算结果表明,侧窗表面区域监测点模拟结果与试验结果吻合较好,证明了数值模拟技术的可靠性㊂后视镜进行优化后,侧窗表面声压明显降低,与道路测试结果一致㊂(3)该研究结果表明,基于车外流场计算的气动噪声快速优化方法可用于造型初期后视镜气动噪声优化与后期气动噪声的改善㊂该方法能显著节约车型开发时间与成本,对外后视镜造型优化和气动噪声控制具有一定的指导意义㊂参考文献[1] 庞剑,谌刚,何华.汽车噪声与振动理论与应用[M].北京:北京理工大学出版社,2006.[2] 杨万里,李明江,刘国庆.乘用车风噪声模拟研究[J].华中科技大学学报(自然科学版),2005,33(11):77-79.[3] 刘海军,任秉银,徐旭,等.某SUV 型汽车后视镜气动噪声数值仿真[J].哈尔滨工业大学学报,2016,48(1):35-39.[4] 范伟军,陈涛,石少亮.侧风下的汽车非光滑表面后视镜气动降噪研究[J].噪声与振动控制,2017,37(5):103-108.[5] 郭思媛,胡春红,王之丰.带有环球影像镜头后视镜对汽车气动噪声的影响研究[J].机械设计与制造,2017(7):212-215.(下转第133页)2020(Vol.42)No.1赵礼辉,等:关联用户的汽车试验场耐久性评价路况循环确定方法研究㊃133 ㊃度上验证了所制定规范的有效性㊂但由于该目标损伤对应用户80万km,长期服役条件下本规范的损伤等效性仍需进一步验证㊂5 结论本文中通过计算试验场半载与满载配重下各通道的损伤,建立用户试验场损伤等效模型,并提出运用遗传算法和传统的最小二乘法分别获得半载和满载配重下试验场33种道路的优化循环次数,进一步用优化循环后的载荷与用户目标载荷对比,结果显示遗传算法得出的路况循环次数更合理,各个部位损伤复现较好㊂主要结论如下:(1)最小二乘法求解结果各路况循环数分散性较大,组合损伤与目标损伤吻合性差,不能真实有效模拟用户实际情况;(2)遗传算法得到的各路况循环数分散性较小,各通道损伤匹配好,各路况次数更合理,并且与用户目标损伤更吻合;(3)形成了试验场耐久性试验规范制定关键技术参数的确定方法,为制定出符合我国实际情况的试验场耐久规范提供技术支持㊂参考文献[1] 林晓斌.关联用户用途的试车技术[J].中国机械工程,1998,9(11):28-30.[2] 赵礼辉,刘斌,井清,等.轻型商用车全寿命周期目标里程与运行工况研究[J].汽车工程,2018,40(3):342-348.[3] 李文亮,周炜,张禄,等.考虑路面不平度和速度分布的用户目标载荷谱构建方法[J].公路交通科技,2016,11(12):154-158.[4] HEULER P,KLÄTSCHKE H.Generation and use of standardizedload spectra and load⁃time histories [J].International Journal ofFatigue,2005,27(8):974-990.[5] 郭虎,陈文华,樊晓燕,等.汽车试验场可靠性试验强化系数的研究[J].机械工程学报,2004,40(10):73-76.[6] 门玉琢,李显生,于海波.与用户相关的汽车可靠性试验新方法[J].机械工程学报,2008,38(2):223-229.[7] 张禄.大型营运客车用户关联试验场可靠性理论分析及试验研究[D].北京:中国农业大学,2015.[8] 张新宇.车辆结构试验场疲劳耐久试验规范及台架试验研究[D].北京:清华大学,2014.[9] GOSAVI S S,CHAVAN G A.Development of customer correlatedand accelerated driveline durability test cycle [C ].SAE World 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收稿日期 : 基金项目 : 第一作者 ; 通讯作者 :
2010- 05- 13 国家 九七三 重点基础研究发展计划 ( 2011CB711203) 李启良 ( 1980 ) , 男, 工学博士 , 主要研究方向为汽车空气动力学与气动噪声 . E mail: lql0804@ hot mail. com 王毅刚 ( 1964 ) , 男, 副研究员 , 理学博士 , 主要研究方向为气动声学 . E mail: w 5w 5w5w yg@ sin a. com
第 39 卷第 8 期 2011 年 8 月
同 济 大 学 学 报( 自 然 科 学 版)
JOURNAL OF TONGJI UNIV ERSIT Y(NAT URAL SCIENCE)
Vol. 39 No. 8 Aug. 2011
文章编号 : 0253 374X( 2011 ) 08 1204 04
DOI : 10 . 3969/ j. issn. 0253 374 x. 2011. 08 . 019
汽车后视镜气动噪声的影响参数
李启良1 , 杨志刚2 , 王毅刚2
( 1. 同济大学 航空航天与力学学院 , 上海 200092; 2. 同济大学 汽车学院 , 上海 201804)
摘要 : 选取普通后视镜 外形作 为基础 模型 , 分别挑 选可能 影 响后视镜气动噪声的 3 个形状参数 和 2 个角 度参数 , 使用 大 涡模拟和 FW- H 方程预测后视镜 的气动噪声并分析其影响 因素 . 整车风洞普通后视镜气动 噪声试验 结果与数 值计算 结 果吻合 , 表明采用 混合 方法预 测后 视镜 气动 噪声 的可 行性 . 分析各种参数的后视镜气动噪声可 以发现 , 声源强 度在支 撑 面比后视镜表面大 ; 它在普通后 视镜支撑 面的分布 呈现梯 形 形状 , 且不随后视 镜前后 脸的 变化 而变 化 , 但支 架的 存在 却 使之成为矩形形状 . 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 . 关键词 : 汽车后视镜 ; 气动噪声 ; 风洞试验 ; 大涡模拟 中图分类号 : U 467. 1+ 3 文献标识码 : A
[ 4]
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同 济 大 学 学 报( 自 然 科 学 版)
mirror surfaces. A trapezium region based on high sound pressure level is found at the support surface of generic rear view mirror and it is independent of the shape of front face and rear face, but it becomes the rectangular region when a root is mounted at the bottom of mirror. The increase of all parameters except rotate angle can be applied to reduce aerodynamic noise generated by mirror. Key words: automotive rear view mirror; aerodynamic
( 1. College of Aerospace Engineer ing and Applied Mechanics, T ongji 2. College of Automotive Studies, Tongji Univer sity, Shanghai 201804, China)
Abstract: The profile of generic rear view mirror is taken as the basic model, and three shape parameters and two angle parameters, the possible parameters that affect the noise characteristics of rear view mirror, are chosen respectively. The aerodynamic noise generated by mirror is predicted by using large eddy simulation and FW H equation and the influence parameters are analyzed. The agreement of aerodynamic noise generated by generic rear view mirror between full scale automotive wind tunnel test results and numerical computation results indicates that hybrid method is feasible to predict the aerodynamic noise generated by mirror. When aerodynamic noise generated by all kinds of mirrors was analyzed, it is found that the sound source intensity radiated from the support surface of the mirror is stronger than it is at
直接方法与混合方法在气动噪声预测中均有应 用. 直接方法通过对整个计算域的流场和声场进行 求解 , 从而实现气动噪声预测 . 该方法要求巨额计算 资源 , 仅适用于雷诺数较小的流动产生的气动噪声 问题 . 本文使用的混合方法通过将流场和声场分开 计算 , 即首先通过大涡模拟获得后视镜表面以及支 撑面的压力脉动, 然后利用 FW - H 方程得到不同 位置的噪声特征 , 它可以大幅度降低计算资源, 从而 能够用于雷诺数较大的流动产生的气动噪声问题 . 计算时, 首先使用可实现两方程 k - ( kinetic energ y - dissipation rat e) 湍流模型 [ 3] 得到 流场的 准定常 解, 然后使用大涡模拟计算后视镜非定常流场, 其中 亚格子模型选用 Sm agorinsky - Lilly 模型 . 在非 定常流动计算中 , 初始时间步长设定为 5 10- 4 s, 单个时间步长内迭代 25 次, 通过监控测点 A 与 B 确定单个时间步长计算收敛. 计算 3 000 个时间步长
1 数值计算方法
1 个直径 D 和高度 H 均为 0. 2 m 的半圆柱以 及直径 D 为 0. 2 m 的 1/ 4 球组成的普通后视镜首先 被安装在长度为 15. 00 D 、 宽度为 8. 00 D 以及高度为 7. 20 D 的计算域中 , 且远离入口约为 5. 25D , 如图 1 所示 . 商业软件 ICEM - CFD 用于在整个计算域内 创建六面体网格 . 为了能更好求解壁面边界层, 在后 视镜表面和地面创建边界层网格. 考虑到大涡模拟 对网格的特殊要求 , 设定第 1 层网格到后视镜壁面 量纲一化的距离 y + 5. 整个计算域初始网格总数 约为 270 万个. 无粘壁面条件应用到计算域的 2 个 侧面和顶面; 无滑移的壁面条件应用到地面和后视 镜表面. 在计算域的入口指定为速度入口, 设定其雷 诺数 R e = 520 000( 以后视镜直径为特征长度 ) ; 出口 指定为压力出口 .
图2 Fig. 2
5 种后视镜参数
Five parameters of rear view mirrors
2 结果分析与讨论
图 1 数 值模型示意 Fig. 1 Schematic of numerical model
2. 1 数值与试验结果对比 为了验证本文后视镜气动噪声预测结果的准确 性 , 选取了 1999 年在德国 F KF S 气动- 声学风洞完 成普通后视镜的气动噪声试验 结果[ 5- 6] . 图 3 给出 该试验示意图以及测点布置. 多达 11 个传声器测点 按照图 3b 和图 3c 的位置进行先后布置. 限于篇幅, 图 4 仅给出测点 4 的频谱特性. 从图中可以看出 , 随 着频率 增 加, 测 点 声压 级 不 断 减 少. 当 测 点 超 过 1 000 H z后, 测点声压级已经处于 40 dB. 可见, 后视 镜产生气动噪声主要能量集中在中低频区域, 其频 率段为 20~ 500 H z. 对比数值与试验结果可以发现, 数值计算得到测点频谱与试验较为相似 . 特别是在 频率较低处, 如频率为 20~ 100 H z, 数值与试验不仅 趋势一致, 而且数值相差很小 . 当频率较大时, 如频 率 200~ 1 000 H z, 且数值得到测点声压级变化趋势 虽然一致, 但普遍比试验大. 这可能是由于数值计算 本身原因导致 , 如亚格子模型、 网格等因素. 从计算 数值与试验在频率从 20 H z 到 2 000 H z 得到测点 4
noise; wind tunnel test; large eddy simulation
后视镜产 生的气动 噪声影响 着车内外 声场环 境 , 成为近几年的研究热点. 美国通用汽车公司
[ பைடு நூலகம்]
于
Influence Parameters of Aerodynamic Noise for Automotive Rear V iew Mirror
第8期
李启良 , 等 : 汽车后视镜气动噪声的影响参数
1205
化规律, 旨在为后视镜优化设计提供参考.
后 , 保持单个时间步长迭代步数不变 , 将时间步长调 整为 2. 5 10- 4 s, 继续计算 1 000 个时间步长后 , 开 始采集测点数据 , 接下去的 2 000 个时间步长的计算 结果用于数据分析. 以普通后视镜作为基础模型 , 在此基础上分别 对可能影响后视镜气动噪声的 3 个外形参数和 2 个 角度参数进行气动噪声计算与分析 , 如图 2 所示 . 变 化后的后视镜同样安装在图 1 所示的计算区域, 使 用相同的网格处理技术 , 最终创建的网格总数与基 础模型的网格总数有些差异. 对于它们的气动噪声 计算, 包括边界条件、 湍流模型、 时间步长以及数据 采样等等均与基础模型相同.