汽車后視鏡氣動(dòng)噪聲仿真與實(shí)驗(yàn)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(dòng)和安全技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 401120）

前言

后視鏡的氣動(dòng)噪聲問題一直備受關(guān)注，因此其分析及測試較為常見，但工程運(yùn)用實(shí)例非常少，原因之一是計(jì)算精度與實(shí)驗(yàn)的標(biāo)定較少，或受限于硬件資源，所用的計(jì)算網(wǎng)格數(shù)量嚴(yán)重偏少，使用大渦模擬（large eddy simulation，LES）或脫渦模擬（detached eddy simulation，DES）計(jì)算時(shí)對(duì)渦的捕捉效果差而導(dǎo)致計(jì)算精度低；其次，用于改進(jìn)方案的分析評(píng)價(jià)方法和測試手段并不完善，并沒有形成一套分析驗(yàn)證體系，無法真正用于工程實(shí)際運(yùn)用。

文獻(xiàn)［1］中提出一種流場中聲壓脈動(dòng)分離方法用于近場聲源計(jì)算，并用3種外形的后視鏡進(jìn)行聲場計(jì)算來驗(yàn)證該方法。文獻(xiàn)［2］中對(duì)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(chǎn)生的聲壓脈動(dòng)比安裝在側(cè)窗上更明顯，導(dǎo)致車內(nèi)聲壓級(jí)升高約1dB（A）的結(jié)論。文獻(xiàn)［3］中研究了與文獻(xiàn)［2］中同款SUV的后視鏡，是對(duì)不同后視鏡本體的上述兩種安裝位置進(jìn)行分析，表明車門位的后視鏡會(huì)降低車內(nèi)聲壓級(jí)約2～2.5dB（A），與文獻(xiàn)［2］中的結(jié)論截然相反，可能因?yàn)槲墨I(xiàn)［3］中車門位后視鏡本體尺寸更小，造型更為流線型，且離側(cè)窗更遠(yuǎn)。上述文獻(xiàn)的結(jié)論均系基于計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（CFD）分析所得的，尚無實(shí)驗(yàn)論證。文獻(xiàn)［4］中通過水平尺寸為0.75mm的體網(wǎng)格計(jì)算所得到的壓力脈動(dòng)頻譜與風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)在2 000Hz以下吻合較好，雖然在中低頻仍有一些差異。并確認(rèn)了對(duì)所研究的該輕型車而言，外部聲場對(duì)內(nèi)部噪聲的貢獻(xiàn)相比于表面的湍流壓力脈動(dòng)來說是可以忽略的。文獻(xiàn)［5］中通過CFD分析和表面?zhèn)髀暺鞯娘L(fēng)洞測試，研究了湍流脈動(dòng)和聲壓脈動(dòng)的差異，指出對(duì)車內(nèi)噪聲影響顯著的是聲壓脈動(dòng)。

這些研究雖表明聲壓脈動(dòng)計(jì)算備受國外氣動(dòng)噪聲研究者的關(guān)注，但相關(guān)的實(shí)驗(yàn)和分析論證并不充分，對(duì)于后視鏡氣動(dòng)噪聲的分析而言，聲壓脈動(dòng)對(duì)車內(nèi)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(jì)算進(jìn)氣格柵開、閉兩種狀態(tài)的整車模型的空氣動(dòng)力學(xué)性能參數(shù)對(duì)比風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)結(jié)果，確定了原設(shè)計(jì)的整體流動(dòng)仿真的精度，然后基于該模型運(yùn)用DES方法，對(duì)側(cè)窗表面測點(diǎn)的聲壓級(jí)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，確定了2mm網(wǎng)格氣動(dòng)噪聲仿真分析的精度可用于后續(xù)研究。然后通過Lighthill聲類比方法，對(duì)兩種后視鏡方案的近聲場進(jìn)行對(duì)比研究，最后通過車外聲源識(shí)別測量和車內(nèi)聲壓級(jí)對(duì)比來確定新方案的改進(jìn)效果，驗(yàn)證了仿真分析的可靠性，同時(shí)考察了聲壓脈動(dòng)與車內(nèi)噪聲的關(guān)系。

1 氣動(dòng)噪聲計(jì)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(yōu)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(jìn)湍動(dòng)能輸運(yùn)方程的耗散項(xiàng)實(shí)現(xiàn)RANS到LES的轉(zhuǎn)換。

對(duì)于低馬赫數(shù)且高雷諾數(shù)的汽車?yán)@流場而言，由流動(dòng)控制方程可推導(dǎo)出著名Lighthill方程。為設(shè)計(jì)一個(gè)合適的近場聲類比，必須遵循Lighthill的最初思路，計(jì)算出等效的噪聲源。但只要存在源項(xiàng)，Lighthill方程求解的就是一個(gè)總壓力，而非近場附近的聲學(xué)壓力?？梢钥隙ǖ氖茿柱渦流和后視鏡尾渦這兩個(gè)強(qiáng)烈的源項(xiàng)就存在于側(cè)窗玻璃附近。為避免湍流壓力脈動(dòng)掩蓋并扭曲其附近的近場聲音，文獻(xiàn)［7］和文獻(xiàn)［8］中使用了聲擾動(dòng)方程的方法將壓力變量分解為對(duì)流壓力、聲學(xué)壓力和熱力學(xué)壓力。通過采用與上述文獻(xiàn)相同的方式，壓力脈動(dòng)p′能被拆分成湍流壓力脈動(dòng)pinc和聲壓脈動(dòng)pa。運(yùn)用Lighthill的方程，為聲壓重構(gòu)一個(gè)波動(dòng)方程：

這個(gè)波動(dòng)方程封裝在STAR-CCM＋軟件中，能在求解瞬態(tài)不可壓縮流動(dòng)時(shí)，同時(shí)求解聲場。為減少數(shù)據(jù)傳輸和避免映射的影響，在同一網(wǎng)格上進(jìn)行計(jì)算不可壓縮流動(dòng)、聲源項(xiàng)和外部聲音傳播［9］。

1.2 分析設(shè)定

為使CFD分析結(jié)果更為精準(zhǔn)，本文中使用了帶機(jī)艙和底盤的全細(xì)節(jié)模型進(jìn)行后視鏡氣動(dòng)噪聲仿真分析，模型如圖1所示，這與風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)車輛在幾何模型上保持完全一致，可減少誤差來源項(xiàng)。為保證DES分析所要求的Y＋值≤5，設(shè)置7層邊界層，其增長率為1.2，總厚度為1mm，并在關(guān)注的一側(cè)后視鏡區(qū)域采用2mm的加密區(qū)，獲得計(jì)算所用的切割體（TRIM）網(wǎng)格數(shù)量達(dá)到了8千萬規(guī)模。

首先用DES方法進(jìn)行不可壓縮流動(dòng)的瞬態(tài)計(jì)算，獲得0.3s湍流壓力脈動(dòng)后，再通過聲類比的方法來求解近場噪聲，聲源傳播區(qū)域設(shè)置如圖2所示，黑色區(qū)域是噪聲源和傳播區(qū)域，位于2mm體網(wǎng)格范圍內(nèi)，灰色區(qū)域?yàn)樵肼暯財(cái)鄥^(qū)域，不進(jìn)行傳播計(jì)算，兩者之間為衰減過渡區(qū)。隨后繼續(xù)計(jì)算0.05s用于聲壓的捕捉，截取最后0.03s用于聲壓脈動(dòng)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(qū)域

2 分析模型的標(biāo)定

在上海地面交通工具風(fēng)洞中心（SAWTC）的整車氣動(dòng)聲學(xué)風(fēng)洞中進(jìn)行樣車測試。力學(xué)和聲學(xué)實(shí)驗(yàn)過程中風(fēng)洞邊界層抽吸和移動(dòng)帶系統(tǒng)均關(guān)閉，保證測試和CFD計(jì)算狀態(tài)的一致性。

2.1 空氣動(dòng)力學(xué)性能對(duì)比

在120km／h車速下，對(duì)原設(shè)計(jì)進(jìn)行雷諾平均流場計(jì)算，獲得氣動(dòng)性能參數(shù)與風(fēng)洞測試對(duì)比，如表1所示。通過標(biāo)定進(jìn)氣格柵開啟和關(guān)閉兩種狀態(tài)，分別驗(yàn)證了整車外流和機(jī)艙內(nèi)流的計(jì)算精度，借此推斷氣流通過車身上下表面和進(jìn)入機(jī)艙的流量分配比例與實(shí)車相符合。阻力系數(shù)Cd誤差較小，精度控制在±1.0%以內(nèi)；升力系數(shù)Cl誤差稍大，精度控制在±3.5%以內(nèi)。升力系數(shù)誤差偏大的主要原因是CFD為控制計(jì)算規(guī)模而限制了底盤和機(jī)艙的網(wǎng)格數(shù)量，但該誤差仍然較小，表明這個(gè)整車模型可用于后續(xù)的氣動(dòng)噪聲的仿真。

表1 氣動(dòng)性能對(duì)比

2.2 表面聲壓級(jí)的對(duì)比

在用雷諾時(shí)均方法完成氣動(dòng)性能計(jì)算后，對(duì)整車模型進(jìn)行DES計(jì)算，獲得側(cè)窗表面測點(diǎn)的壓力隨時(shí)間的變化，再通過快速傅里葉變換獲得聲壓頻譜圖，并與風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。

測試采用HEAD acoustics公司的36通道采集設(shè)備和B＆K公司的汽車類表面微型傳聲器進(jìn)行采樣，駕駛員側(cè)每次布置3個(gè)測點(diǎn)各測量2次，如圖3所示，測點(diǎn)處于A柱和后視鏡的氣流影響區(qū)。

圖3 表面聲壓測試的測點(diǎn)分布圖

使用HEAD ArtemiS軟件進(jìn)行后處理，得到各個(gè)測點(diǎn)的聲壓級(jí)頻譜圖，其與CFD計(jì)算結(jié)果的對(duì)比如圖4所示。從圖中可以發(fā)現(xiàn)，在100～2 000Hz頻段內(nèi)，絕大部分測點(diǎn)的計(jì)算值與測試值非常吻合。在2 000Hz以上的頻率時(shí)，計(jì)算與測試的吻合度變差，計(jì)算值明顯低于測試值，其原因之一是計(jì)算所用2mm網(wǎng)格存在一個(gè)截?cái)囝l率，文獻(xiàn)［10］中指出2mm網(wǎng)格尺寸對(duì)應(yīng)的截?cái)囝l率為1 900Hz，當(dāng)高于該頻率后計(jì)算誤差會(huì)明顯加大，本文中的計(jì)算結(jié)果與該文獻(xiàn)的結(jié)論相符。若要改善精度，則須同時(shí)減小網(wǎng)格尺寸和采樣時(shí)間，計(jì)算資源的消耗勢必會(huì)驟然增加。另一個(gè)原因是測試也存在一定的誤差，即使增加導(dǎo)流罩的表面?zhèn)髀暺?，貼附在側(cè)窗表面上測試時(shí)仍然會(huì)產(chǎn)生“自噪聲”，會(huì)使高頻測試結(jié)果變大［11］。

從各測點(diǎn)的總聲壓級(jí)來看，原設(shè)計(jì)的誤差范圍約為2.0～6.3dB。測點(diǎn)1-3的誤差最小，其誤差主要來源于高頻；測點(diǎn)1-2的誤差最大，其誤差主要源于低頻。可以看出CFD分析結(jié)果可靠，可用于方案對(duì)比研究。

圖4 測點(diǎn)的聲壓頻譜圖對(duì)比

3 方案的對(duì)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(duì)比如圖5所示。

圖5 方案描述

3.1 流態(tài)分析

通過定義一個(gè)正值的Q準(zhǔn)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(tài)。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(huán)狀渦流結(jié)構(gòu)；隨著后視鏡環(huán)狀渦流結(jié)構(gòu)向下游發(fā)展，剪切層周向失穩(wěn)導(dǎo)致渦環(huán)外部形成渦辮結(jié)構(gòu)，此后渦辮結(jié)構(gòu)逐步增強(qiáng)，環(huán)狀渦開始扭曲變形破碎，渦量逐步減弱，到達(dá)B柱后，環(huán)狀渦流結(jié)構(gòu)消失，與環(huán)境流體完全混合；后視鏡的渦量值和覆蓋的區(qū)域均大于A柱的縱向渦流，表明它會(huì)成為主要的噪聲源。

圖6 非定常流的流態(tài)顯示

新方案的渦辮結(jié)構(gòu)在更遠(yuǎn)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(wěn)能力更強(qiáng)，大尺度渦的成分更多，預(yù)示新方案的低頻噪聲更強(qiáng)。而從B柱附近的湍渦分布來看，新方案的小尺度渦數(shù)量更少，產(chǎn)生的高頻噪聲更小。

3.2 湍流壓力脈動(dòng)分析

側(cè)窗表面的壓力脈動(dòng)可按其波長分為兩個(gè)部分：其一為湍流壓力脈動(dòng)，或稱對(duì)流部分，其波長較短，幅值較大；其二為聲壓脈動(dòng)，或稱聲部分，其波長較長，幅值較小。聲壓脈動(dòng)通過側(cè)窗傳遞的效率更高，在中高頻時(shí)對(duì)車內(nèi)噪聲的貢獻(xiàn)更大［13］。

圖7為原設(shè)計(jì)和新方案在1／3倍頻下，中心頻率3 150Hz頻段的側(cè)窗表面湍流壓力脈動(dòng)分布的對(duì)比?？梢园l(fā)現(xiàn)，后視鏡的改型還影響到了A柱氣流的變化。原設(shè)計(jì)后視鏡的A柱影響區(qū)面積更大，且靠近A柱中段區(qū)域的聲壓級(jí)更高；而后視鏡影響區(qū)域的聲壓級(jí)卻明顯比新方案?。辉O(shè)計(jì)的氣流再附著區(qū)的聲壓級(jí)也更小。新方案的后視鏡影響區(qū)域的聲壓級(jí)更高，這與新后視鏡的連接臂區(qū)域的通道更窄、氣流加速更顯著有關(guān)。其它頻段上的分布規(guī)律與這個(gè)頻段基本相同。隨著頻率升高，側(cè)窗的聲壓級(jí)降低，表明能量集中在低頻，表現(xiàn)出寬頻噪聲的特性。

圖7 側(cè)窗表面的湍流壓力脈動(dòng)分布

3.3 聲壓脈動(dòng)分析

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

對(duì)側(cè)窗玻璃表面上分離出的湍流壓力脈動(dòng)和聲壓脈動(dòng)，以面積權(quán)重進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，各個(gè)1／3倍頻程下中心頻率的聲壓級(jí)如圖9所示。在1 000Hz以內(nèi)，湍流壓力脈動(dòng)比聲壓脈動(dòng)要高30dB；在1 250或1 600Hz附近，聲壓脈動(dòng)存在一個(gè)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(guān)；在2 000Hz以后，兩者差距逐漸變?。辉? 000Hz時(shí)聲壓脈動(dòng)會(huì)接近甚至等于湍流壓力脈動(dòng)。后視鏡的造型改動(dòng)，對(duì)湍流壓力脈動(dòng)的聲壓級(jí)的影響在0.5dB以內(nèi)，依據(jù)傳統(tǒng)的仿真方式，只進(jìn)行湍流壓力脈動(dòng)的分析無法區(qū)分出兩者的差異，盡管此次的改動(dòng)很大，而聲壓脈動(dòng)的聲壓級(jí)出現(xiàn)較大的差異。原設(shè)計(jì)在3 150Hz時(shí)，聲壓脈動(dòng)開始明顯變大，到5 000Hz時(shí)與湍流壓力脈動(dòng)相當(dāng)。新方案直到4 000Hz才稍有回升，在5 000Hz時(shí)仍比湍流壓力脈動(dòng)約低10dB。

圖8 側(cè)窗表面的聲壓脈動(dòng)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(dòng)?？梢钥闯觯渥畲笾党霈F(xiàn)在后視鏡的尾渦區(qū)域，新方案明顯改善。

圖11為聲壓脈動(dòng)頻譜圖，顯示了后視鏡中截面上的最大聲壓脈動(dòng)和側(cè)窗表面面積權(quán)重的聲壓脈動(dòng)與頻率的關(guān)系，表現(xiàn)出相同的變化趨勢，原設(shè)計(jì)和新方案均符合這一規(guī)律。表明后視鏡中截面的最大聲壓脈動(dòng)用于表征后視鏡聲源的強(qiáng)弱是可行的，該截面的計(jì)算結(jié)果可用于與后續(xù)Beamforming的測試結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。

圖9 側(cè)窗表面的面積權(quán)重聲壓級(jí)對(duì)比

圖10 后視鏡中截面的聲壓脈動(dòng)分布

圖11 后視鏡截面與側(cè)窗表面的聲壓脈動(dòng)對(duì)比

4 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證和改進(jìn)效果的確認(rèn)

4.1 車外聲源識(shí)別和測量

采用德國Gfaitech公司的聲源識(shí)別和測量分析系統(tǒng)Noise Image進(jìn)行風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)。圖12為新方案后視鏡的Beam forming測試結(jié)果，用高動(dòng)態(tài)算法計(jì)算整車聲源云圖，給出不同位置的聲源分布。

圖12 Beamforming測試結(jié)果

由圖12可見：實(shí)驗(yàn)車產(chǎn)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(chǎn)生的噪聲通過地面反射形成；第3聲源位于前進(jìn)氣格柵處；第4聲源位于后視鏡附近，其在2 000～8 000Hz頻段區(qū)域內(nèi)的聲壓級(jí)較大。新方案后視鏡的聲源位置和強(qiáng)弱排序與原設(shè)計(jì)后視鏡類似。由于后視鏡更靠近側(cè)窗，其傳遞路徑更短且更直接，故成為影響車內(nèi)噪聲的主要因素之一。文獻(xiàn)［14］中通過研究車內(nèi)噪聲和車外氣動(dòng)噪聲的相關(guān)性，從車內(nèi)乘員的噪聲感受的角度來修正Beamforming測試結(jié)果，得出相對(duì)前排駕乘人員而言，后視鏡的噪聲是第1聲源的結(jié)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(gè)1／3倍頻程的中心頻率下的后視鏡區(qū)域的聲壓級(jí)差值云圖。可以發(fā)現(xiàn)，在后視鏡噪聲出現(xiàn)的頻段區(qū)域內(nèi)，新后視鏡的聲壓級(jí)有明顯下降，且大致呈現(xiàn)出頻率越高改進(jìn)效果越明顯的規(guī)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(dòng)較小，改進(jìn)效果趨于穩(wěn)定。

4.2 車內(nèi)聲壓級(jí)測量

在聲學(xué)風(fēng)洞中，測量汽車車內(nèi)噪聲時(shí)，用膠帶和拇指膠使車身處于完全密封狀態(tài)，排除氣流泄漏對(duì)測試結(jié)果的影響。圖14為傳聲器布置在車內(nèi)儀表臺(tái)上且靠近后視鏡時(shí)兩種后視鏡測試結(jié)果對(duì)比。由圖可見：車內(nèi)聲壓級(jí)主要改善在2 000～8 000Hz，這正是車外Beamforming測試發(fā)現(xiàn)后視鏡改善的頻段；2 000～4 000Hz頻段改進(jìn)了約0～1.1dB（A）；5 000～8 000Hz頻段改進(jìn)了約 1.6～3.4dB（A），其中5 000Hz頻率的改善最為明顯，達(dá)到了3.4dB（A）。

圖14 兩種方案的車內(nèi)聲壓級(jí)對(duì)比

4.3 改進(jìn)效果對(duì)比

對(duì)后視鏡的車內(nèi)外的測試結(jié)果進(jìn)行匯總，其改進(jìn)量如圖15所示。Beamforming測試與車內(nèi)聲壓級(jí)測試的改進(jìn)效果呈現(xiàn)了相似的趨勢，改進(jìn)效果隨著頻率增高而更加明顯。個(gè)別與總趨勢不相符的頻率，與噪聲的傳播路徑和側(cè)窗玻璃的隔聲特性有關(guān)。

圖15 聲壓級(jí)降幅對(duì)比

CFD計(jì)算所得后視鏡中截面上最大聲壓脈動(dòng)的聲壓級(jí)降幅隨著頻率升高而持續(xù)變大，在5 000Hz達(dá)到了最大的 10dB（A），Beam forming測試表明4 000Hz之后趨于穩(wěn)定，優(yōu)化量約為5dB（A）。分析和實(shí)驗(yàn)結(jié)果的差異可能是由現(xiàn)有計(jì)算規(guī)模受限和數(shù)值計(jì)算誤差引起，但并不影響改進(jìn)效果的判定。

5 結(jié)論

本文中通過后視鏡改進(jìn)前后氣動(dòng)噪聲的分析和實(shí)驗(yàn)，驗(yàn)證了現(xiàn)有計(jì)算規(guī)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(dòng)和聲壓脈動(dòng)，并進(jìn)行了相關(guān)的實(shí)驗(yàn)論證，主要獲得如下結(jié)論。

（1）基于精確的整車幾何模型，當(dāng)側(cè)窗區(qū)域采用2mm體網(wǎng)格時(shí)保證了在2 000Hz以內(nèi)的聲壓級(jí)有較高的計(jì)算精度，但高于該頻率后計(jì)算值開始明顯低于測試值，誤差較大。

（2）Q準(zhǔn)則可以直觀反映后視鏡的流態(tài)，可以用于定性分析。

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

（4）從Beamforming的噪聲源識(shí)別測試結(jié)果來看，后視鏡作為噪聲源出現(xiàn)在2 000～8 000Hz頻段內(nèi)。Beamforming測試結(jié)果與車內(nèi)聲壓級(jí)在優(yōu)化頻段和優(yōu)化趨勢上體現(xiàn)出較好的一致性，可以作為后視鏡噪聲源研究的實(shí)驗(yàn)手段。

（5）后視鏡中截面上的最大聲壓脈動(dòng)和側(cè)窗表面面積權(quán)重的聲壓脈動(dòng)與頻率的關(guān)系，體現(xiàn)出一致性的變化趨勢，且與Beam forming測試結(jié)果有相同的趨勢，方便實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，可作為后視鏡氣動(dòng)噪聲仿真分析的主要評(píng)價(jià)指標(biāo)之一。