宋妙妍，周國成，陳宏清，陳 寶

（1.中國航空工業(yè)空氣動力研究院，哈爾濱 150001；2.黑龍江省空氣動力噪聲及其控制重點實驗室，哈爾濱 150001；3.低速高雷諾數(shù)氣動力航空科技重點實驗室，哈爾濱 150001）

前言

汽車后視鏡作為駕駛員的“第二雙眼睛”，在駕駛安全性和使用性上起到了重要的作用。然而由于其安裝突出于車體表面，排除A 柱影響外，位于迎風面，其氣動噪聲問題也較為突出，氣流流經(jīng)后視鏡會產(chǎn)生各種尺度的渦結(jié)構(gòu)，脫落的旋渦與車窗撞擊，引起車窗表面產(chǎn)生強烈的脈動，影響車內(nèi)駕駛員的感受，影響乘客乘坐的舒適性和安全性［1-2］。

后視鏡引起的噪聲屬于風激噪聲［3］，其產(chǎn)生的原因包括阻礙氣流產(chǎn)生紊亂流場、流動分離引起較強的壓力脈動、不規(guī)則的棱角引起細小的微團等［4］，其對于乘坐舒適性的影響主要是通過3 種方式：漩渦噪聲透過車窗向內(nèi)輻射、尾流激勵引起車窗振動產(chǎn)生噪聲和縫隙之間泄漏噪聲。

針對后視鏡的降噪設計，目前主要的研究手段有如下幾種。

其一，采用仿生學思想，在后視鏡鏡體和三角基座的表面設計一些非光滑結(jié)構(gòu)，產(chǎn)生反向?qū)u，從而減小渦強度來降低噪聲。如劉力［5］在后視鏡和基座表面設計了0.5 mm 的粗糙顆粒，達到了總體降噪0.6 dB 的效果；陳鑫等［6］以某國產(chǎn)汽車后視鏡為研究對象，通過在邊緣開槽的形式設計了兩款降噪模型，發(fā)現(xiàn)凹槽能夠改變鏡罩后的流動方向，降低尾流區(qū)域氣動噪聲；高長鳳［7］利用鴿翼后緣仿生原理設計了后視鏡外輪廓，并通過數(shù)值模擬研究了其對于單獨后視鏡和整車氣動噪聲的影響，發(fā)現(xiàn)這種形式能夠減小渦流流量降低氣動噪聲；范偉軍等［8］在后視鏡鏡體上表面布置了若干凹坑，使得流動分離延遲，降低了噪聲；Chu 等［9］提出了一種帶有內(nèi)凹槽的OSRVM 降噪模型，發(fā)現(xiàn)這種內(nèi)凹槽能夠改善速度和渦量分布，并且不需要改變尺寸和安置角度。

其二，優(yōu)化安裝角度，降低噪聲。Richard 和Wei［10］在AAWT 聲 學 風 洞 進 行 了 后 視 鏡 噪 聲 試 驗，研究了不同安裝位置的影響，發(fā)現(xiàn)當安裝角度為0°偏角時噪聲較?。惶K辰［11］采用CFD-FEM 方法分析了后視鏡的厚度、高度和距離車身的距離對于氣動噪聲的影響，發(fā)現(xiàn)后視鏡距離車身越遠、后視鏡厚度越小越有利于降低氣動噪聲。

其三，優(yōu)化后視鏡型線，使得流動更加均勻，減小流動分離與漩渦的再附著，從而減小噪聲。Dlek等［12］在ANKA 風洞進行了后視鏡測試試驗，研究了全尺寸后視鏡上方和尾流區(qū)域的流動結(jié)構(gòu)和噪聲特性，發(fā)現(xiàn)后視鏡表面曲率變化會引起尾流區(qū)域展向波動，支架的存在引起了鏡殼處形成盤狀渦流，引起剪切層不穩(wěn)定，同時影響流場和聲場；徐明等［13］通過優(yōu)化后視鏡內(nèi)側(cè)夾角，減小渦尺度降低了1 000-5 000 Hz 范圍內(nèi)的噪聲。

其四，采用主動控制的方式降低脈動壓力，減小噪聲。李啟良等［14］采用主動射流的方式研究了射流位置和射流量對于總聲功率級的影響，發(fā)現(xiàn)通過合理布置射流位置能夠改變渦核位置，降低脈動，減小噪聲。

本文中主要針對某SUV 后視鏡，采用改變外形的方法，研究了鏡臂外形改變對于流場近場和遠場氣動噪聲的影響，并通過風洞試驗分析了兩個不同鏡臂形狀的降噪效果。

1 數(shù)值模擬概況

1.1 模型與網(wǎng)格

采用3D 掃描和逆向建模的方式從實際汽車后視鏡獲取數(shù)模，由于實際模型存在攝像頭等部件，基座存在線路等安裝結(jié)構(gòu)，在初期數(shù)值模擬降噪設計時做了簡化處理，獲得用于降噪設計的初始模型（以下稱A0）。采用三角形網(wǎng)格進行后視鏡表面網(wǎng)格的劃分，在后視鏡殼體凹槽部分做了局部網(wǎng)格細化，流域采用切割體網(wǎng)格形式，邊界層增長率設為1.2，第1 層邊界層厚度滿足Y+值小于5，在后視鏡尾流區(qū)域做了過渡加密，模型及網(wǎng)格如圖1所示。

采用SSTk-ω模型進行定常流場計算，基于SST-IDDES 方法［15-16］進行非定常流場求解，時間步長設為5×10-5s，迭代步數(shù)為10步，計算時長為0.2 s，風速設為120 km/h。

1.2 原始后視鏡流場分析

選取了平行于Y軸的兩個截面，y軸坐標分別為0和0.06 m。如圖2所示，給出了兩個截面上后視鏡尾流區(qū)域Lamb 張量散度云圖。從圖中可以看到該款后視鏡產(chǎn)生噪聲的主要部分為后視鏡鏡臂（黑色框）、后視鏡鏡頭上方（黃色框）以及三角基座（紅色框）。一方面，外形曲率的變化導致漩渦從后視鏡表面脫落。在鏡頭上方與鏡頭下側(cè)，由于安裝鏡面存在凸起的結(jié)構(gòu)，凸起結(jié)構(gòu)周圍散度變化劇烈，在不同截面，流動存在差異；三角基座的坡度導致其附近渦系結(jié)構(gòu)較為復雜。另一方面，模型表面、后視鏡各部件之間存在凹槽，受到凹槽影響流場紊亂，如圖中黑色框展示的。在兩個Y截面，鏡臂側(cè)邊角度影響漩渦的分離與再附著，鏡臂與鏡頭之間存在凹腔，渦系分布紊亂。因此針對后視鏡產(chǎn)生噪聲的主要部位，結(jié)合后視鏡安裝方式以及后續(xù)試驗設計，本文主要針對鏡臂外形進行降噪方案制定。

圖2 Lamb張量散度云圖

1.3 降噪設計

根據(jù)上述分析，設計了兩種降噪模型。

降噪模型1（以下簡稱A1）減小了鏡臂側(cè)面曲率。鏡臂側(cè)面角度會導致壓力梯度較大，從圖2 可以看到，在不同截面，鏡臂附近氣流都有較強的波動，通過減小側(cè)面曲率，使得氣流過渡均勻，來減小壓力梯度，降低噪聲。

降噪模型2（以下簡稱A2）增大背風面的過渡角度并減小鏡頭下方角度。從圖2 中看到，在鏡頭下方存在較復雜的現(xiàn)象，改變背風面以及鏡頭下方角度，使背風面附近渦后移，遠離平板，從而減小噪聲。

圖3和圖4分別給出了在50和200 Hz時，3個后視鏡表面脈動壓力功率譜密度分布，這里功率譜密度經(jīng)過對數(shù)處理，單位為dB/Hz。從3個頻率對應的云圖上看，所采取的降噪方案在不同頻率時對于后視鏡表面聲源的降噪效果有所不同。在50 Hz 時改變鏡臂附近外形具有較好的降噪效果。從表面聲源分布上看，A1 模型通過改變曲率，使得在鏡臂附近原有的較高聲壓級的區(qū)域消失（紅色框），結(jié)合圖5截面流場云圖，氣流貼合鏡臂側(cè)面流動，流動分離減緩，同時由于氣流流動方向改變，在鏡面附近凹槽處的聲壓級也有所減小。A2 模型改變的是鏡臂背風面的外形，對于鏡面附近凹槽表面聲源強度沒有很大影響，但是在鏡臂側(cè)邊（紅色框）聲壓級也有所降低，這主要是由于鏡臂側(cè)面過渡更平滑，氣流流動均勻，后視鏡表面偶極子聲源相對小。而在200 Hz時，A1 模型和A2 模型表面聲功率譜密度分布沒有特別明顯的變化，說明這種鏡臂修改對于后視鏡表面產(chǎn)生噪聲的影響主要集中在較低的頻率。結(jié)合圖5截面流場圖，在尾流區(qū)域，降噪設計后，脫落的漩渦尺度有所減小，A0 模型原有的較大漩渦變成了相對小的漩渦，A2模型尾流區(qū)域的漩渦后移。

圖3 50 Hz時后視鏡表面脈動壓力功率譜密度分布

圖6 給出了后視鏡的總壓等值面云圖。由圖可見，在后視鏡鏡面四周和鏡臂附近存在尺度較小的等值面，在尾流區(qū)域總壓等值面變長，尺度增大，這是由于后視鏡產(chǎn)生的渦核發(fā)生了破裂。此外，可以看到在尾流區(qū)域鏡臂卷起的分離渦與鏡面卷起的分離渦發(fā)生摻混，在距離后視鏡較近的區(qū)域內(nèi)總壓等值面較復雜，渦強度較大。對比3個后視鏡，A0在車窗附近分離渦相對尺度較長，改型后的兩個設計模型分離渦尺度有所減小，且遠離平板，這進一步說明了改型后有利于降低噪聲。

圖6 總壓等值面云圖

2 試驗概況

為了驗證降噪模型的降噪效果，在航空工業(yè)氣動院FL-53 風洞進行了3 個后視鏡的噪聲測試，F(xiàn)L-53 風洞有開、閉口可切換試驗段，試驗段外設有消聲室，尺寸4 m×2.6 m×3.9 m，消聲室內(nèi)的6 個壁面鋪設了由多孔材料制成的吸聲尖劈。本次試驗是在開口狀態(tài)下進行的，開口試驗風速上限為85 m/s，背景噪聲在40 m/s時低于50 dB（A）。

采用3D 打印獲取A0、A1 和A2 模型，如圖7 所示，采用側(cè)壁支撐的方式固定后視鏡模型，平板與風洞噴口齊平安裝，后視鏡布置在試驗段中心，后視鏡與平板連接處用錫紙做了光滑處理，圖8 為近場和遠場監(jiān)測點的位置示意圖，其中監(jiān)測點P1 和P2 采用脈動壓力傳感器，監(jiān)測點M1、M2、M3、M4 采用表面?zhèn)髀暺?，傳感器和表面?zhèn)髀暺髋c平板齊平安裝，以保證數(shù)據(jù)的準確。遠場采用線陣進行噪聲測量，共布置7 個傳聲器，其中5 號傳聲器正對后視鏡，距離平板2.2 m。表面?zhèn)髀暺鞑蓸勇蕿?0 960 Hz、采樣塊數(shù)為100、每塊采樣點數(shù)為4 096。脈動壓力傳感器采樣率為4 000 Hz，采樣塊數(shù)為400。

圖7 試驗模型

圖8 監(jiān)測點位置

測試風速為60、80、100、120 和140 km/h。采用基于PXIe 總線的數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)進行數(shù)據(jù)收集，利用NI Labview Signal Express 模塊進行數(shù)據(jù)處理。由于試驗在開口風洞進行，在遠場測試時，考慮測試距離的修正，即在遠場區(qū)域，聲壓沿傳播路徑的衰減滿足自由場衰減規(guī)律，修正量可表示為

式中：R2、R1為兩個測量點到聲源距離；Lp2、Lp1為對應測量點的聲壓級。

3 試驗結(jié)果分析

3.1 數(shù)據(jù)對比

在120 km/h 風速下，通過試驗獲取A0 上平板P1和P2測點的脈動壓力數(shù)據(jù)，通過數(shù)據(jù)處理得到監(jiān)測點的PSD 頻譜，圖9 給出了與數(shù)值模擬結(jié)果的對比。可以看到數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果曲線過渡趨勢基本一致，數(shù)據(jù)結(jié)果吻合較好。

圖9 PSD譜對比

3.2 近場表面聲載荷分析

圖10～圖12 給出了3 種不同風速下4 個監(jiān)測點的聲壓級頻譜（1/3倍頻程）。從圖中可以看到，在監(jiān)測點M1 和M2 處，頻譜沒有明顯的峰值，在100 Hz以下聲壓級相對較高，在風速增大后，100 Hz 以下，隨著頻率增大，聲壓級有所增加，但增大的幅度相對小，在100 Hz 以上聲壓級逐漸減小。在監(jiān)測點M3和M4，聲壓級頻譜存在相對明顯的峰值，3個模型聲壓級峰值對應頻率基本一致，但是隨著風速的增加，峰值對應的頻率增大。表1 給出了不同風速下的峰值對應頻率。根據(jù)試驗監(jiān)測點的布置，M3 和M4 位于后視鏡鏡臂的正后方，除了基座影響外，鏡臂和鏡殼的影響較大，此峰值與鏡臂的截面尺度有關(guān)，而M1 和M2 監(jiān)測點距離后視鏡鏡臂垂直距離稍遠，因此在低速情況下沒有明顯的峰值，而速度增大后，后視鏡尾流區(qū)域湍流結(jié)構(gòu)更加混亂，鏡臂的影響增大，此時M1 和M2 監(jiān)測點頻譜在100 Hz 附近存在一個較高的聲壓級。

表1 聲壓級峰值對應頻率

圖10 速度60 km/h時不同監(jiān)測點的聲壓級頻譜（1/3倍頻程）

圖11 速度120 km/h時不同監(jiān)測點的聲壓級頻譜（1/3倍頻程）

圖12 速度140 km/h時不同監(jiān)測點的聲壓級頻譜（1/3倍頻程）

以120 km/h 為例，圖13 對比了不同監(jiān)測點的聲壓級頻譜（1/3 倍頻程）。可以看到4 個監(jiān)測點，在頻率較低時，聲壓級較為接近，在中間頻段，M3 和M4監(jiān)測點的聲壓級要比M1 和M2 的大很多，在頻率較高時，M1 和M2 監(jiān)測點的聲壓級反而要大于M3 和M4點。

圖13 速度120 km/h時不同監(jiān)測點的聲壓級對比（1/3倍頻程）

對比M1 和M2 監(jiān)測點，在100 Hz 以下，兩個監(jiān)測點聲壓級較為接近，而在100 Hz 以上，M1 的聲壓級要大于M2，這主要是由于M1 距離后視鏡基座較近，受到尾流渦撞擊影響較大。對比M3 和M4 監(jiān)測點，二者在各個頻率下的差值相對較小。

從圖10～圖12 分析同一個監(jiān)測點3 個模型的聲壓級頻譜，可以看到A1模型在低頻范圍內(nèi)各個監(jiān)測點均具有較好的降噪效果，最大可以降低3 dB，并且隨著速度的增加，在各頻段的降噪量有所增大，且在速度較大時高頻段存在一定降噪效果，但是在中間頻段，沒有十分明顯的降噪效果。此外，在3 種速度下M1 和M2 監(jiān)測點均存在較為明顯的降噪效果，而在M3 和M4 監(jiān)測點速度較低降噪量不明顯，只有當速度增大后，降噪效果才增大。A2 模型在M3 和M4處降噪效果較好，最高可以達到2.5 dB，而在M1 和M2 處降噪效果不明顯。這主要是由于A1 模型改變了鏡臂側(cè)面的曲率，從圖5 流線圖上可以看到氣流流經(jīng)鏡臂后的流動方向會發(fā)生改變，脫落的渦尺度減小，因此對于4 個監(jiān)測點都有影響，而A2 模型改變的是背流區(qū)域，使得在基座與鏡臂之間的渦被后移，因此對于鏡臂正后方的M3 和M4 點影響更大。結(jié)合圖3和圖4的分析，可以發(fā)現(xiàn)降噪設計方案對低頻噪聲（后視鏡表面偶極子聲源）作用十分明顯，總體上講在100 Hz 附近降噪效果最好。此外，從試驗結(jié)果分析降噪模型在低頻和高頻均有降噪效果，而模擬顯示在頻率增大后，后視鏡鏡臂表面聲功率譜密度分布沒有明顯變化，說明鏡臂主要影響了低頻處的噪聲，而當頻率較高時，流場渦脫落方向?qū)τ诼暤挠绊懜笠恍?/p>

為了進一步分析設計的鏡臂對于總聲壓級的影響，圖14 給出了不同監(jiān)測點的總聲壓級對比。這里可以看到風速的增加并沒有對總聲壓級降噪量產(chǎn)生很大的影響。在M1 和M2 監(jiān)測點，A1模型的降噪效果較好，在各個風速下降噪量2-3 dB，而A2 模型降噪量相對較小，為1 dB。而在M3 和M4 監(jiān)測點，A2模型降噪效果較好，可以達到2 dB，而A1 模型降噪效果相對較差，在100 km/h 以上才有一定的降噪效果。這與前面的分析一致。

圖14 不同監(jiān)測點總聲壓級對比

3.3 遠場噪聲分析

采用線性陣列監(jiān)測了遠場7個點的噪聲，以流速的反方向為x軸，計算了總聲壓級，其中F1-F7對應角度從大到小，表2給出了不同監(jiān)測點的測量距離修正量，這里將所有監(jiān)測點統(tǒng)一修正至監(jiān)測點5的距離。

表2 測量距離修正量

圖15給出了不同風速下3個模型遠場噪聲指向性，可以發(fā)現(xiàn)隨著風速增大，3 個模型的總聲壓級都有所增加。整體上講在F1-F4 監(jiān)測點噪聲較高，這主要是由于這些監(jiān)測點位于后視鏡尾流區(qū)域后方，說明湍流對于遠場噪聲影響較大。同時可以發(fā)現(xiàn)在 F6 存在拐點。從F1 到F5 監(jiān)測點，總聲壓級逐漸下降，而F5 和F6 總聲壓級大小相近，這主要是由于F5、F6 已經(jīng)位于后視鏡鏡殼側(cè)方，受到尾流影響較小，產(chǎn)生噪聲相對小，這與圖3 和圖4 聲源表面功率譜密度分布規(guī)律相符，在后視鏡鏡殼側(cè)方，表面聲源相對弱一些，并且從圖5 流線圖也可以看到，流線較為紊亂的地方主要是在后視鏡的尾流區(qū)域。而F6監(jiān)測點到F7 監(jiān)測點之間，由于靠近風洞室內(nèi)側(cè)面洞壁，受到測量環(huán)境影響，因此聲壓級略有上升。

圖15 不同速度下3個模型的遠場指向性

對比3個模型遠場噪聲值，除了60 km/h外，各個風速下遠場噪聲指向性基本一致。A1模型在60、100、120和140 km/h均有較低的遠場噪聲值，而在80 km/h沒有降噪效果。A2 模型在60、80、100、140 km/h時具有一定降噪效果，而在120 km/h 沒有降噪效果。這與近場噪聲的結(jié)果有一定差異。這主要是由于近場監(jiān)測點位于尾流區(qū)域，在一定程度上受到后視鏡本身遮蔽作用，而遠場監(jiān)測點這種作用較小。

4 結(jié)論

針對某SUV 后視鏡分析了其壓力場和流場特征，通過改變鏡臂外形設計了兩個后視鏡，并通過數(shù)值模擬和風洞試驗驗證其降噪效果，主要結(jié)論如下：

（1）受鏡臂尺寸影響，后視鏡鏡臂后方尾流區(qū)域部分監(jiān)測點的聲壓級頻譜存在峰值，在靠近鏡臂的監(jiān)測點峰值較為明顯，并且風速越大，峰值對應的頻率越大。

（2）A1 模型由于改變了側(cè)面曲率，流體流經(jīng)鏡臂后流動方向有所改變，對于近場監(jiān)測點的低頻和高頻均有一定的降噪效果。A2 模型由于主要改變的是背風面的曲率，在近場不同監(jiān)測點降噪效果差異較大。而在遠場，3 個模型的指向性基本一致，速度在一定程度上影響了降噪效果。

（3）從乘坐舒適性來講，近場噪聲在一定程度上能夠反映噪聲水平，降低近場噪聲可以從兩個方面著手：一方面改善尾流區(qū)域流場的均勻性，降低渦的尺度和強度；另一方面，通過改變流動方向，使得漩渦遠離車窗表面，降低車窗附近的脈動。