王若平，王雪釗

(江蘇大學 汽車與交通工程學院， 江蘇 鎮(zhèn)江 212013)

汽車NVH(noise vibration and harshness)性能作為整車研發(fā)時的一項重要性能指標越來越受到消費者和汽車工程師的重視[1]。隨著發(fā)動機噪聲、路噪、胎噪的降低，降低汽車行駛時的氣動噪聲逐漸成為人們更加關注的問題。在不同的行駛車速和偏航角下，車窗表面由于流固耦合作用產生的聲壓級也不盡相同。當車速較高或偏航角達某一角度時，較大的風噪聲會影響車內語言清晰度，干擾車內人員的正常交談?？紤]到風洞實驗研究的高成本，計算流體力學(computational fluid dynamics，CFD)越來越多地被用來研究流體特性問題。已有研究表明，采用CFD方法在不同來流條件和道路湍流情況下求解風噪聲對于研究氣流狀態(tài)對汽車氣動噪聲的影響具有重要意義[1]。王俊等[2]采用大渦模擬(large eddge simulation)研究了側風下某車型A柱風噪優(yōu)化問題,提出了A柱設計的要點和改進措施。Graf等[3]研究了有無側向風兩種工況下的車內噪聲大小，發(fā)現在側向風下背風側的噪聲明顯高于無側風時。蘇晨等[4]研究了雨刮對車內噪聲貢獻量及優(yōu)化改進措施，實驗研究表明雨刮風噪聲主要與發(fā)動機機艙蓋的相對位置和前擋風玻璃的傳遞損失有關。 Swamy Mukkera采用CFD-FEM(fluent & virtual lab)聯(lián)合仿真的方法，預測了車輛不同后視鏡結構對車內噪聲的影響水平。分析認為，新結構后視鏡方案能降低17%的噪聲[5]。該方法可以推廣到A柱、雨刮器、空調系統(tǒng)的風噪分析。賈志浩[6]進行了不同湍流模型對汽車外流場聲壓的數值模擬，對比實驗所測數據，得出4種不同湍流模型的計算精度與特點。

本文采用Catia、Hypermesh和Star-ccm+軟件對兩種車型進行三維建模，通過網格劃分和外流側窗玻璃表面聲壓級求解計算，分別研究不同車速和不同偏航角下側窗玻璃表面聲壓級變化規(guī)律。根據獲取的數據進行函數擬合得到曲線，并分析相關規(guī)律，得出結論。

1 車速對側窗玻璃表面聲壓級影響

1.1 聲壓級與車速的關系

FW-H方程考慮了運動的固體邊界對流體作用產生的影響，其氣動噪聲微分公式為

(1)

(2)

其中：ρ為流體密度；ui和uj為流體在i和j方向的速度分量；pij為應力張量；δij為克羅內克符號；ρ′為流體密度的波動量。

方程(1)右邊第1項為單極子聲源，其聲功率大小與氣流速度的4次方成正比。第2項為由于壓力差所導致的力聲源，稱為偶極子聲源，其聲功率與氣流速度的六次方成正比。第3項為四極子聲源，其聲功率與氣流速度的6次方成正比。單極子聲源的能量與汽車表面運動時物體表面的厚度變化有關，由于表面變化微小，故單極子聲源幾乎為零，可忽略不計。四極子聲源能量與偶極子聲源能量之比與馬赫數的平方成正比[7]，如式(3)所示。

E4/E2∝M2

(3)

當汽車車速為200 km/h時，馬赫數為0.16左右，因此車輛氣動噪聲中四極子聲源所占比重較小，偶極子聲源占據主要比重。

偶極子聲源為氣動噪聲的主要聲源，當接收點在較遠處時，聲強可以描述為

(4)

式中：V為風速;l為特征尺寸；r為接收點和聲源的距離；θ為接收點到發(fā)聲點的矢徑方向與風速方向間的夾角[8]。由此可知，能量與車速的六次方成正比，即車速每增加1倍，車內聲壓級將增加60lg2≈18 dB(A)左右。

通過理論求解計算得出聲壓級與車速的關系，下面通過仿真驗證理論的正確性。

1.2 模型的建立

1.2.1外case面模型建立

分別針對兩種車型展開研究。通過建立模型并劃分網格建立兩種車型的外case面有限元模型。圖1為車型1有限元模型，為某款小型SUV。圖2為車型2有限元模型，為某款中型SUV。風噪聲主要由A柱及后視鏡引起，故為方便模型的建立，兩種有限元模型在進氣格柵及車底盤處均通過簡化方式進行處理。

圖1 車型1有限元模型

圖2 車型2有限元模型

1.2.2生成體網格

體網格生成在Star-ccm+軟件中進行。將有限元模型置于數字風洞中，通過軟件自帶接口進行兩個軟件的銜接。本文采用多面體網格，風洞模型采用同濟大學聲學風洞按1∶1建模，模型長22.8 m，寬18 m，高12.7 m。氣流易在A柱及后視鏡部位發(fā)生分離，在前側窗玻璃表面形成分離區(qū)及再附著區(qū)。因此，分別在后視鏡、A柱位置及總成外表面附加加密區(qū)以捕捉關鍵部位的流體狀態(tài)。 在遠離車體的空間選用大尺寸網格參數以減少網格及節(jié)點數量。車輛靜止放置于風洞中，為更好地模擬車身表面氣流梯度變化規(guī)律，設置5層六面體邊界層，厚度共為7.2 mm，邊界層增長率為1.2。風洞地面邊界層為5層，厚度為70 mm、增長率為1.2。選取表面聲壓級最大值作為特定速度下的參考聲壓級。圖3為車型1置于風洞中生成的體網格沿縱向對稱面(y=0)的剖切示意圖，共生成 3 154 639個體網格。車型2置于風洞中，共生成 3 010 593個體網格。

圖3 車型1體網格縱向剖視圖

1.2.3數值求解

采用RANS法、k-ε湍流模型進行湍流數值模擬。該方法對非線性的N-S方程進行了時間上的平均化處理，故有效避免了時間與空間的影響，降低了對計算量及計算機資源的要求。風洞入口流速為20～120 km/h，以10 km/h的間隔遞增，每個車型計算11組數據。采用靜壓出口，出口壓力為0 Pa。選取2階對流格式，固定壁面取無滑移(No-slide)邊界。

1.3 計算結果分析

邊界條件及物理模型設置完畢后，在Star-ccm+軟件中計算得車身表面壓力云圖。采用Core寬頻噪聲源模型進行后處理得到駕駛員左側窗玻璃表面聲壓級云圖。計算兩種車型相關參數，共得22組數據，選取聲壓級云圖中最大聲壓級作為參考聲壓值。車型1及車型2參考聲壓級數值見表1。

表1 車型1側窗玻璃表面聲壓級

表2 車型2側窗玻璃表面參考聲壓

車型1在60、90、120 km/h速度時，側窗玻璃表面聲壓級云圖如圖4～6所示。

將兩車型各速度下側窗玻璃表面聲壓級與對應的車速進行擬合得出折線圖，如圖7所示。

圖4 60 km/h時車型1側窗玻璃表面聲壓級云圖

圖5 90 km/h時車型1側窗玻璃表面聲壓級云圖

圖6 120 km/h時車型1測玻璃表面聲壓級云圖

圖7 兩種側窗玻璃表面聲壓級隨車速變化曲線

從圖7可以看出車型1、2具有相似的曲線趨勢。在中低速時曲線斜率相比高速時大，可見風噪在低速時的增長速度較快。當車速達到80 km/h時，聲壓級為77 dB左右，影響車內人員的正常交談。兩種車型在相同速度下的聲壓級趨于相近，說明仿真數據及結果具有可信性、一般性。式(1)表明，隨著速度增加50%，聲壓級增加12 dB，而速度增加1倍，聲壓級則增加18 dB左右。取圖3中80、120 km/h時對應的表面聲壓級為77.5、88.9 dB，差值為12.4 dB。取圖3中30、60 及120 km/h時對應聲壓級分別為52.4、71.6和89.8 dB，差值為19.2與19.8 dB。仿真結果與理論上的誤差可能是由網格尺寸設置、邊界條件設置等原因所致。汽車在中低速行駛時并未嚴格遵循一定規(guī)律，此時發(fā)動機噪聲及胎噪、路噪在整成噪聲中仍占據主要比例。

2 偏航角對駕駛員側玻璃表面聲壓級影響

在實際行駛過程中，受道路和環(huán)境狀態(tài)影響，譬如彎道、路橋、開闊路面和有風天氣，車輛可能出現偏航角或者處于側向風的環(huán)境中[2]，因此對偏航角的研究具有重要意義。

偏航角的定義遵循“順正逆負”的規(guī)律。當車輛置于風洞中沿順時針方向轉動10°時，表示+10°的偏航角，此時迎風側為主駕駛員位置，背風側為副駕駛員位置。圖8為偏航角為+10°時的氣流來流與車身位置的關系圖。通過在商業(yè)軟件Star-ccm+中計算穩(wěn)態(tài)側窗玻璃表面聲壓級，研究其隨偏航角的改變，并通過比較迎風側和逆風側聲壓級大小，探究兩側聲壓級存在的規(guī)律和比較有無偏航角狀態(tài)下的聲壓級大小。

圖8 +10°偏航角時氣流來流與車身的位置關系

為驗證研究內容具有準確性和一般性，仍采取車型1與車型2作為研究對象。汽車在120 km/h速度下行駛，自然風速一般不超過10 m/s。當側風垂直于汽車縱向軸時，偏航角β=arctan0.3，約為17°[10]，取最大偏航角度為20°。車身外Case面模型為左右對稱，故只需研究正或負偏航角。因此，計算工況設定為120 km/h行駛速度下+5°、+10°、+15°、+20°偏航角，其他邊界條件不變。

應用汽車外流場數值模擬的方法研究側風作用下汽車周圍流場的形成機理與特點可以直觀地認識流場各處速度、壓力分布、分離和渦流的產生及發(fā)展情況,對于深入分析側風特性具有重要意義[10]。取零偏航角、風速120 km/h為base狀態(tài)，研究無偏航角情況下車身表面壓力及流體分布狀態(tài)，在相同邊界條件下計算得出各偏航角下車身表面壓力云圖。圖9為base狀態(tài)下車身表面壓力分布云圖。

圖9 Base狀態(tài)車身表面壓力分布云圖

由圖9可知:無偏航角時，車身表面壓力及速度矢量分布沿縱軸對稱，在A柱、后視鏡及前擋風玻璃和車頂交界處呈現明顯的負壓區(qū)。這是由于氣流以高速流過該區(qū)域時，表面凸起或氣流運動平面的改變在此處產生分離區(qū)所致。流體速度矢量云圖為車身表面流體流動方向及大小的表征，可以準確地反映流體的流動及分布狀況。圖10為base狀態(tài)下車身周圍流體的速度矢量云圖，可以看出在A柱及后視鏡形成兩邊對稱的渦流，車門和底盤也存在較小的渦流區(qū)域。

圖10 Base狀態(tài)下速度矢量云圖

車型1在各偏航角下的車身表面壓力分布云圖見圖11。有偏航角時，車身的側偏破壞了無偏角時車身外流場的對稱性，在迎風側面近車身處氣流速度較大[11]。由圖11可知，各偏航角情況下背風側 A柱及后視鏡表面壓力較其他區(qū)域小700～1 000 Pa。負壓區(qū)的存在會造成流體的抽吸，形成渦流。渦流的存在會形成聲源和風噪聲。隨著負壓中心區(qū)域面積的增加，風噪聲會越來越大。車型1的Base狀態(tài)及各偏航角下迎風側、背風側側窗玻璃表面聲壓級云圖如圖12所示，其中左為背風側，右為迎風側。

圖11 不同偏航角車身表面壓力云圖

圖12 各偏航角下兩側窗玻璃表面聲壓級云圖

Base狀態(tài)下，左右車窗表面聲壓級分布情況一致，最大聲壓級點均分布在后視鏡下緣后側。隨著偏航角的增大，背風側最大處聲壓級從base狀態(tài)到+20°偏航角時分別為86.736、89.339、89.256、90.145、91.567 dB。由此可以得出：隨著偏航角的增大，車型1的背風側聲壓級最大值存在逐漸增大的趨勢，但增大聲壓級并不是很明顯。分析5種狀態(tài)下背風側次聲壓級分布狀態(tài)發(fā)現，隨著偏航角的增大，次聲壓級分布呈現自側窗上側逐漸下移的趨勢。迎風側最大聲壓級從base狀態(tài)到+20°偏航角時依次為86.736、82.134、79.155、78.036、78.231 dB。

同理，分析車型2分別得出背風側和迎風側最大聲壓級。將車型1、2的背風側和迎風側參考聲壓級值擬合在一起得到圖13所示的背風側及迎風側聲壓級擬合曲線。

圖13 背風側及迎風側聲壓級擬合曲線

由圖13可知：車型1和車型2在120 km/h勻速行駛、存在偏航角的情況下，迎風側前側窗玻璃表面聲壓級隨偏航角增大而減小；在背風側，車型1側窗表面聲壓級最大值隨偏航角的增大而增大，而車型2在偏角達到20°時，側窗表面聲壓級最大值呈現下降的趨勢。這說明背風側聲壓級變化并未遵循一定規(guī)律，需單獨考察。為了更好地觀察車型2偏航角大于20°時側窗表面聲壓級的變化情況，本文進一步研究車型2在25°偏航角時，其側窗表面聲壓級的分布情況，結果如圖14所示，最大聲壓級出現在后視鏡后附近，大小為88.9 dB，仍小于20°偏航角時的90.6 dB。

圖14 +25°偏航角時背風側車窗玻璃表面聲壓級云圖

為研究出現該趨勢的原因，分析車型2背風側側窗玻璃在+5°、+10°、+15°、+20°、+25°偏角下氣流在X方向上的渦量云圖，如圖15所示。由圖15可知：側窗后視鏡后出現最大聲壓級處渦量值分別為21 082、26 529、38 146、29 751、20 311 s-1。圖15的擬合曲線表明渦量曲線圖趨勢與聲壓級隨偏航角變化趨勢一致，說明車型2的側窗聲壓級隨行駛偏航角的增大呈先增大后減小的趨勢，偏航角15°時出現最大聲壓級，且聲壓級大小與氣流形成的渦流量有關。

圖15 渦量變化曲線

3 結論

1) 隨著車速的升高，兩款車型風噪聲均不斷增大，但增長速度逐漸變慢。當車速超過80 km/h時已超過人們在車內正常交流的聲壓級75 dB。

2) 不同偏航角下迎風側和背風側側窗玻璃表面聲壓級不盡相同。迎風側聲壓級隨偏航角的增大而減小，達到某角度時趨于穩(wěn)定值不再變化。背風側聲壓級隨偏航角增大而增大，偏航角過大時可能出現聲壓級減小的情況?？傮w來說，存在側向風時，汽車行駛車內風噪聲會增大。

3) 側窗玻璃表面聲壓級的大小與氣流流過后視鏡在側窗附近形成的渦流量有關，渦流越大聲壓級越大。

4) 在研究風噪聲隨偏航角變化的過程中，未分析造成背風側聲壓級出現減小的后視鏡造型問題，將在后期做進一步研究。