胡興軍，毛靖銘，張揚輝，劉一塵，馬家義，喬俊賢，余天明

（1. 吉林大學(xué)，汽車仿真與控制國家重點實驗室，長春 130022；2. 一汽奔騰轎車有限公司，長春 130022）

前言

隨著我國汽車技術(shù)的發(fā)展，消費者對汽車品質(zhì)的追求日益增加。噪聲是客戶對汽車品質(zhì)最直觀的感受。高速行駛時，氣動噪聲對駕乘舒適性的影響越來越重要。隨著電動汽車的興起，由風(fēng)噪引起的內(nèi)部噪聲受到越來越多的關(guān)注。如何對內(nèi)部噪聲進(jìn)行有效仿真以探究內(nèi)部噪聲特性也一直是研究熱點。

仿真計算是研究汽車風(fēng)噪的重要手段，但是以往多數(shù)仿真計算只針對外部噪聲，評價指標(biāo)為外部監(jiān)測點，對內(nèi)部噪聲特性研究較少。近年來，不少國內(nèi)外學(xué)者開始研究內(nèi)部噪聲計算。2017 年，Schell等提出了有限元、邊界元和SEA 的廣義邊界方法相結(jié)合的方法，可用于計算寬頻的車內(nèi)噪聲。2020年，Hu 等采用不可壓縮CFD 求解器和振動聲學(xué)模型計算商用車外流場特性和內(nèi)部聲場響應(yīng)。2021年，Wang 等用不可壓縮的LES 與有限元法結(jié)合計算乘用車的內(nèi)部噪聲，研究了車底流動噪聲對車內(nèi)噪聲的貢獻(xiàn)。計算車內(nèi)噪聲時，聲源來源越廣，計算資源和時長要求越高，由于外部聲源構(gòu)成復(fù)雜，聲源選取困難，因此研究車內(nèi)噪聲時，如何合理有效地選擇仿真聲源十分重要。

本文中以HSM（Hyundai simple model）標(biāo)準(zhǔn)模型為研究對象，通過實驗與仿真研究以駕駛員耳側(cè)噪聲水平為目標(biāo)時，合理聲源的選擇及聲源成分與其對內(nèi)部噪聲的貢獻(xiàn)。分為實驗、流場和聲場仿真3個部分。在實驗部分中對HSM 標(biāo)準(zhǔn)模型的實驗數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，研究不同噪聲源對內(nèi)部噪聲的貢獻(xiàn)及其受風(fēng)速影響的變化規(guī)律；在流場和聲場仿真部分中基于實驗結(jié)果分別驗證流場和聲場仿真結(jié)果，并對流場結(jié)構(gòu)和噪聲源成分及其貢獻(xiàn)度進(jìn)行分析，由隔聲理論對成分差異的機(jī)理做出闡釋。由此獲得通用性結(jié)論，為實際車型風(fēng)噪控制提供仿真策略和指導(dǎo)。

1 實驗部分

1.1 HSM標(biāo)準(zhǔn)模型

HSM 標(biāo)準(zhǔn)模型是一種可用于車內(nèi)噪聲實驗和數(shù)值研究的模型。本次實驗所用HSM標(biāo)準(zhǔn)模型構(gòu)成及連接方式如圖1 所示，其外廓尺寸長為2 m，寬和高各1 m（××= 2 m × 1 m × 1 m），模型除車窗外，其余部件均為鋁結(jié)構(gòu)，車窗玻璃統(tǒng)一為4 mm 普通鋼化玻璃。模型整體使用密封膠進(jìn)行密封，防止泄露噪聲的出現(xiàn)。

圖1 HSM標(biāo)準(zhǔn)模型

為保證車窗是內(nèi)部噪聲的唯一聲源，對模型內(nèi)部進(jìn)行噪聲控制處理（NCT）。針對鋁表面的傳聲區(qū)域，在模型內(nèi)部進(jìn)行如圖2 所示的噪聲處理，記為NCT_1，而玻璃表面的傳聲區(qū)域，內(nèi)部不做任何處理，記為NCT_2。

圖2 HSM標(biāo)準(zhǔn)模型內(nèi)部聲學(xué)處理布置圖

1.2 實驗設(shè)置

本次噪聲實驗在吉林大學(xué)汽車風(fēng)洞實驗室進(jìn)行，混響實驗在一汽轎車半消聲室進(jìn)行。

1.2.1 表面壓力測量實驗

考慮到HSM 標(biāo)準(zhǔn)模型本身的對稱性，僅在模型左側(cè)窗進(jìn)行表面壓力測量。實驗風(fēng)速為120 km/h，測量點在側(cè)窗橫縱方向上均勻布置，實驗測點及裝置布置如圖3所示。

圖3 表面壓力測點及裝置布置圖

1.2.2 內(nèi)部噪聲測量實驗

內(nèi)部噪聲實驗的測點參照文獻(xiàn)［6］中布置在駕駛員左耳側(cè)，實驗共設(shè)置5 種測量工況，分別為全鋁窗、全玻璃窗、單左側(cè)玻璃窗、單右側(cè)玻璃窗和單前玻璃窗，如圖4 所示。其中單側(cè)玻璃窗工況表示實驗布置時僅有該側(cè)為玻璃窗，其余車窗為經(jīng)如圖2所示的噪聲控制處理的鋁窗。測量各工況在不同風(fēng)速下內(nèi)部測點的噪聲水平。

圖4 內(nèi)部噪聲測量布置圖

1.2.3 混響時間測量實驗

為提供后續(xù)聲場仿真所需對腔內(nèi)材料吸收與反射作用的模擬參數(shù)，進(jìn)行混響時間測量實驗。本實驗一共設(shè)計3 個方案，各方案下體積聲源分別置于HSM 標(biāo)準(zhǔn)模型地板的前中后3 個位置進(jìn)行發(fā)聲，對于每種聲源位置，均采用模型前后的兩個傳聲器進(jìn)行測量，不同方案中傳聲器位置保持不變，每種方案下重復(fù)測量3次，實驗布置如圖5所示。

圖5 混響時間測量布置圖

1.3 實驗數(shù)據(jù)分析

1.3.1 表面壓力測量實驗分析

圖6為表面壓力測量結(jié)果。由圖可知，側(cè)窗表面壓力波動呈現(xiàn)明顯的規(guī)律性。縱向上表面壓力數(shù)值呈先減小后增大的趨勢，存在明顯拐點。由此可見，側(cè)窗上存在一條壓力分界線。

圖6 左側(cè)窗表面壓力曲線

結(jié)合各拐點位置，擬合得到如圖7 所示的壓力分界線。側(cè)窗壓力分界線與水平方向的夾角約呈30°，由此推測實際側(cè)窗壓力分界線與水平方向約成29°～30°的夾角。

圖7 側(cè)窗壓力分界線

1.3.2 內(nèi)部噪聲測量實驗分析

（1）風(fēng)速對內(nèi)部噪聲的影響

圖8為不同工況下不同風(fēng)速測點噪聲的頻譜圖。由圖可知，隨風(fēng)速增加，各工況的頻譜曲線變化規(guī)律隨風(fēng)速變化基本保持不變，而車內(nèi)聲壓級隨之增加，但不同工況下聲壓級受風(fēng)速影響而變化的頻段不同。對全鋁窗、前玻璃窗和右側(cè)玻璃窗而言，風(fēng)速增加對其聲壓級的影響集中在1 200 Hz 以下；1 200～4 000 Hz 之間，聲壓級波動很小。對全玻璃窗和左側(cè)玻璃窗來說，聲壓級在全頻段上均隨風(fēng)速增加而增長，但增長幅度隨頻率增大而減小，在1 200 Hz 附近，全玻璃窗受前玻璃窗和右側(cè)玻璃窗突變的影響，其隨風(fēng)速變化的趨勢有明顯波動。

圖8 不同工況下測點噪聲頻譜圖

（2）各窗對內(nèi)部噪聲的貢獻(xiàn)度分析

120 km/h 風(fēng)速下，各玻璃車窗工況的頻譜圖如圖9 所示。由圖可知，右側(cè)與前玻璃窗的頻譜曲線基本一致，僅在100～800 Hz 頻段內(nèi)右側(cè)玻璃窗的聲壓級略高于前玻璃窗；左側(cè)玻璃窗的頻譜曲線在全頻段內(nèi)均與全玻璃窗相似，僅在1 000～2 500 Hz 之間存在差異，但對總聲壓級影響有限，兩者總聲壓級相差0.89 dB，仍十分接近；全頻段內(nèi)，左側(cè)玻璃窗頻譜曲線高于前玻璃窗和右側(cè)玻璃窗，在1 000～2 500 Hz以內(nèi)，尤為明顯。由此可知，針對測點噪聲聲壓級，各窗的貢獻(xiàn)度依次為：左側(cè)窗＞右側(cè)窗＞前風(fēng)窗。

圖9 各玻璃車窗工況的頻譜圖

（3）傳聲效率差異分析

全鋁窗與左側(cè)玻璃窗的頻譜圖如圖10 所示。由圖可知，除400～800 Hz 頻段外，其余頻段上左玻璃窗的聲壓級均高于全鋁窗，在1 000 Hz 以上的中高頻段內(nèi)，這一現(xiàn)象尤其明顯。由此說明，在全頻段內(nèi)（除400～800 Hz 外），NCT_1 對車內(nèi)測點的傳聲效率低于NCT_2。

圖10 NCT的傳聲效率對比

結(jié)合文獻(xiàn)研究可知，駕駛室內(nèi)部噪聲主要來源于汽車側(cè)窗區(qū)域?；趯嶒灧治隹傻茫涸谧髠?cè)玻璃窗工況下，車體和其他車窗對測點噪聲的貢獻(xiàn)可以忽略，且左側(cè)窗下的內(nèi)部噪聲情況與全部聲源存在下的內(nèi)部噪聲較為接近。因此研究駕駛員左耳位置處的噪聲水平時，只以左側(cè)玻璃窗作為聲源合理可行。而針對400～800 Hz 之間可能帶來的誤差，由于其聲壓級較低，對總聲壓級影響較小，因此誤差應(yīng)在可接受范圍內(nèi)。

1.3.3 混響時間測量數(shù)據(jù)處理

根據(jù)文獻(xiàn)［7］處理混響實驗數(shù)據(jù)，得到HSM 標(biāo)準(zhǔn)模型的混響時間。由計算流體等效阻尼系數(shù)，將其作為聲速的虛部，為聲學(xué)仿真提供聲學(xué)計算參數(shù)，聲速設(shè)置如表1所示。

表1 聲腔內(nèi)部流體聲速設(shè)置

2 流場仿真

采用計算氣動聲學(xué)方法進(jìn)行流場仿真求解，研究內(nèi)部噪聲的成因，并與實驗對比驗證流場仿真準(zhǔn)確性。

2.1 流場仿真模型與計算設(shè)置

由于計算資源和時長的限制，同時考慮到HSM標(biāo)準(zhǔn)模型本身具有對稱性，故流場仿真中僅使用HSM 標(biāo)準(zhǔn)模型的左半側(cè)作為仿真模型。流場仿真模型及監(jiān)測點如圖11所示。

圖11 流場仿真模型及監(jiān)測點布置示意圖

流場仿真計算域及加密區(qū)設(shè)置如圖12 所示。計算域的阻塞比為3.3%，滿足仿真要求。采用切割體網(wǎng)格和棱柱層網(wǎng)格劃分計算域，加密區(qū)尺寸依次為2、4、8、16和32 mm。

圖12 流場仿真計算域及加密區(qū)

流場仿真時首先通過穩(wěn)態(tài)計算以初始化流場，為后續(xù)計算提供初始值，然后進(jìn)行瞬態(tài)計算，采用直接計算氣動噪聲法求解，同時計算流場壓力和聲場壓力。時間步長Δ為1.25 × 10s，計算時間為0.2 s，0.1 s后開始采樣。本文邊界條件與求解設(shè)置如表2～表4所示。

表2 邊界條件設(shè)置

表3 穩(wěn)態(tài)求解設(shè)置

表4 瞬態(tài)求解設(shè)置

2.2 流場仿真分析

2.2.1 流場結(jié)構(gòu)分析

方法為第二代渦識別方法，可識別流場渦結(jié)構(gòu)。基于Cauchy-Stokes分解，表達(dá)式為

式中、分別為速度梯度張量的對稱與反對稱部分。

圖13為等值面圖（=800000.0 s）。由圖可看出渦的分布與結(jié)構(gòu)。來流受到HSM 標(biāo)準(zhǔn)模型前緣的阻礙而分離，產(chǎn)生分離渦，該渦隨氣流向后發(fā)展一段距離后，重新附著在模型表面。分離渦的存在區(qū)域隨向升高，逐漸朝向擴(kuò)展，其再附著位置也隨著向升高朝向延伸，形成一條傾斜的再附著線。仿真得到再附著線與水平方向約呈30°，如圖13 所示。與實驗結(jié)果吻合度較高。由此說明仿真所獲得的流場結(jié)構(gòu)準(zhǔn)確性較高。

圖13 Q等值面圖及側(cè)窗壓力云圖

由圖13 可知，模型前緣分離現(xiàn)象隨向升高逐漸減弱，當(dāng)氣流遇到弧形過渡時，這部分氣流并不在過渡位置發(fā)生明顯分離，而是繼續(xù)向后發(fā)展與頂部側(cè)邊作用產(chǎn)生向側(cè)面發(fā)展的渦結(jié)構(gòu)，如圖13 黑色區(qū)域所示。從圖中可明顯看出，黑色區(qū)域的渦結(jié)構(gòu)在強(qiáng)度上不如前端產(chǎn)生的分離渦，且作用區(qū)域基本沒有進(jìn)入側(cè)窗，而分離渦的范圍則占據(jù)了側(cè)窗的左上部分。從壓力云圖可以看出，側(cè)窗表面左上部分和右下部分之間存在較大的壓力梯度，側(cè)窗表面壓力脈動劇烈，中間的壓力分界線與分離渦再附著線基本一致，這說明側(cè)窗表面劇烈的壓力脈動是由模型前緣的分離渦引起。綜上可知，通過側(cè)窗向內(nèi)傳遞的噪聲主要由分離渦引起。

2.2.2 流場聲源分析

對于汽車氣動噪聲，偶極子和四極子聲源為主要噪聲源，因此基于寬帶噪聲源模型對聲源進(jìn)行分析。

（1）偶極子聲源分析

在假定各向同性的湍流場內(nèi)，Curle 模型可以計算偶極子聲源產(chǎn)生的聲音，如圖14 所示。由圖可知，在HSM 標(biāo)準(zhǔn)模型側(cè)面靠近前緣的位置，存在一傾斜向上的強(qiáng)聲源分布，聲功率強(qiáng)度在100 dB 左右，且越靠近模型底部，強(qiáng)度越高，為主要偶極子聲源。該聲源的位置與上述分離渦再附著位置基本一致。由此可知，該處聲源是由分離渦再附著引起模型表面劇烈壓力脈動而產(chǎn)生的。

圖14 HSM標(biāo)準(zhǔn)模型表面Curle聲功率分布云圖

（2）四極子聲源分析

在假定各向同性的湍流場內(nèi)，Proudman 模型可以評估流場中湍流產(chǎn)生的四極子聲源造成的局部影響。圖15 為湍流結(jié)構(gòu)在HSM 標(biāo)準(zhǔn)模型的不同向位置的流場內(nèi)產(chǎn)生的四極子聲源。由圖可知，在同一水平面上，四極子聲源朝和向擴(kuò)散，且以向為主要傳播方向，隨向的增大，四極子聲源作用范圍在和向上擴(kuò)展，但仍以向為主，且聲源強(qiáng)度的核心區(qū)也隨向增加逐漸朝向移動，但聲源強(qiáng)度隨向增加而減小。根據(jù)四極子聲源作用范圍終止點的遷移可以看出，四極子聲源在模型側(cè)面產(chǎn)生了傾斜向上的作用區(qū)，隨向升高，作用范圍增大，作用強(qiáng)度減弱，這一現(xiàn)象與模型前緣分離渦的效果一致。由此可知，四極子聲源是由分離渦引起模型側(cè)面前端附近的渦流運動劇烈而產(chǎn)生的。

圖15 HSM標(biāo)準(zhǔn)模型表面Proudman聲功率分布云圖

綜上所述，模型前緣產(chǎn)生的分離渦及其再附著現(xiàn)象是車內(nèi)噪聲的主要成因。

2.3 流場仿真結(jié)果驗證

通過仿真計算得到表面壓力監(jiān)測點的瞬態(tài)結(jié)果，將其平均后與各測點的表面壓力實驗數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，結(jié)果如圖16 所示。由圖可以明顯看出，仿真結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)具有一致性。

圖16 表面壓力實驗與仿真對比圖

將仿真計算得到表面聲壓級監(jiān)測點的瞬態(tài)結(jié)果，經(jīng)傅里葉變換得到1/3倍頻程曲線。鑒于本次實驗條件的限制，未能對側(cè)窗外表面的聲源信息進(jìn)行測量，因此選擇HSM 標(biāo)準(zhǔn)模型實驗的文獻(xiàn)［10］進(jìn)行表面聲壓級的驗證。實驗與仿真的對比結(jié)果如圖17 所示。從圖可以看出，仿真結(jié)果與參考實驗數(shù)據(jù)具有良好的一致性，各中心頻率下的差異在10%以內(nèi)。

圖17 表面聲壓級實驗與仿真對比圖

由以上對比結(jié)果可以說明，本文中采用的流場計算方案具有較高準(zhǔn)確性。

3 聲場仿真

采用ACTRAN 聲學(xué)求解器對HSM 標(biāo)準(zhǔn)模型進(jìn)行內(nèi)部聲傳播計算，并與實驗對比驗證聲場仿真準(zhǔn)確性。

3.1 聲場仿真模型與計算設(shè)置

根據(jù)實驗?zāi)Ｐ偷膬?nèi)部聲腔建立聲場仿真所用的聲腔模型，內(nèi)部監(jiān)測點與實驗測點保持一致，聲場仿真模型及監(jiān)測點的布置如圖18所示。

圖18 聲場仿真模型及監(jiān)測點

聲場計算時，為保證聲傳播的計算精度，聲腔模型的體網(wǎng)格尺寸與求解頻率應(yīng)滿足：

上式表示目標(biāo)求解頻率所對應(yīng)的一個聲波波長應(yīng)包含6～8 個網(wǎng)格，其中為聲速，Δ表示聲腔模型的最小網(wǎng)格尺寸。

本文目標(biāo)求解頻率為4 000 Hz，綜合求解精度和計算時長考慮，聲場仿真模型上聲源加載區(qū)網(wǎng)格尺寸為2 mm，網(wǎng)格節(jié)點與流場仿真模型一一對應(yīng)。聲場仿真的計算設(shè)置如表5所示。

表5 聲場仿真計算設(shè)置

3.2 聲場仿真分析

3.2.1 聲源激勵成分分析

定義5[1,7] 設(shè)μ:X∪Y→X∪Y上的映射，若N>M≥2，對任意的Xi∈X,Yj∈Y，滿足：μ(Xi)∈Y,μ(Yj)∈X∪{Yj}和μ(Xi)=Yj,μ(Yj)=Xi，則Xi和Yj在μ中匹配，稱(Xi,Yj)為雙邊匹配對。若(Xi,Yj)是μ中任意的雙邊匹配對，且μ(Xi)≠Yj′,Yj′∈Y,Yj′≠Yj,μ(Yj)≠Xi′,Xi′∈X,Xi′≠Xi，則稱μ是一對一雙邊匹配，μ(Yj)=Yj表示Yj在μ中未匹配。

流場計算得到的聲源激勵由兩種成分組成：一是流場中渦結(jié)構(gòu)本身作為聲源，向周圍輻射聲波，這種聲源激勵被稱為聲學(xué)壓力脈動（acoustic wall pressure fluctuation，AWPF）；另一種是流場中流體與結(jié)構(gòu)直接作用，引起結(jié)構(gòu)邊界發(fā)生振動而形成的聲源，被稱為湍流壓力脈動（turbulent wall pressure fluctuation，TWPF）。

表面壓力激勵由PMD 分解得到圖19。由圖可知，湍流壓力脈動與側(cè)窗表面壓力脈動基本重合，隨著頻率的升高，差異逐漸顯現(xiàn)，但差距始終較小，而聲學(xué)壓力脈動在全頻段上，數(shù)值遠(yuǎn)小于湍流壓力脈動，兩者之間的差距隨頻率升高而減小。由此說明左側(cè)窗上的聲源激勵，主要成分是湍流壓力脈動，其占比隨頻率增大而減小，但始終維持在一個較高的水平。

圖19 左側(cè)窗表面壓力分解結(jié)果

3.2.2 內(nèi)部噪聲源項貢獻(xiàn)度對比

圖20為表面壓力及不同壓力脈動分別加載得到的內(nèi)部噪聲頻譜圖。由圖可知，表面壓力脈動產(chǎn)生的內(nèi)部噪聲在低頻段時，受聲學(xué)壓力脈動與湍流壓力脈動的共同作用，隨著頻率的升高，聲學(xué)壓力脈動逐漸占據(jù)主導(dǎo)地位，湍流壓力脈動的貢獻(xiàn)越來越小。在2 500～4 000 Hz 內(nèi)，表面壓力脈動的頻譜曲線基本與聲學(xué)壓力脈動產(chǎn)生的內(nèi)部噪聲一致。由此說明，內(nèi)部測點的噪聲主要來自聲學(xué)壓力脈動，其占比隨頻率的升高逐漸增加，在高頻段內(nèi)的內(nèi)部噪聲基本由聲學(xué)壓力脈動造成。

圖20 內(nèi)部噪聲貢獻(xiàn)對比圖

3.2.3 傳遞效率對比

綜上所述，聲源激勵和內(nèi)部噪聲的主成分完全相反，這是側(cè)窗玻璃對不同聲源激勵的傳遞效率不同所致。

根據(jù)研究人員對板隔聲量的研究發(fā)現(xiàn)，單層薄板在外部激勵發(fā)生受迫振動時，會在板內(nèi)產(chǎn)生彎曲波，當(dāng)外部激勵達(dá)到某頻率時，彎曲波的波長在激勵波方向上的投影等于激勵波的波長，此時兩種波發(fā)生共振，激勵波以高傳遞效率通過薄板，這一現(xiàn)象被稱為吻合效應(yīng)。

由此可知，當(dāng)聲源激勵的波數(shù)與彎曲波波數(shù)相近時，受激勵引起的玻璃彎曲波波長與激勵波波長接近，易引起共振，此時玻璃對該激勵波的傳遞效率較高。為此，計算各頻率下聲源激勵及側(cè)窗玻璃波數(shù)之間的關(guān)系，公式如下：

式中：為湍流壓力脈動的波數(shù)；為對流速度。

式中為聲學(xué)壓力脈動的波數(shù)。

式（3）表示湍流壓力脈動對應(yīng)波數(shù)與頻率的關(guān)系。式（4）表示聲學(xué)壓力脈動對應(yīng)波數(shù)與頻率的關(guān)系。

上式表示玻璃受激勵后產(chǎn)生的彎曲波波數(shù)，以無限大平板的波數(shù)求解公式進(jìn)行近似求解。式中、、、分別表示玻璃的彈性模量、厚度、泊松比和密度。經(jīng)計算得到如圖21所示的波數(shù)-頻率圖。

圖21 聲源激勵及側(cè)窗玻璃的波數(shù)-頻率圖

由圖可知，全頻段內(nèi)聲學(xué)壓力脈動的波數(shù)與側(cè)窗玻璃彎曲波的波數(shù)相近，即聲學(xué)壓力脈動在全頻段上與玻璃彎曲波波長接近，因此聲學(xué)壓力脈動通過側(cè)窗玻璃的傳遞效率較高，激勵作用較明顯。而湍流壓力脈動的波數(shù)只在低頻段內(nèi)較為接近，在耦合頻率以上，波數(shù)與彎曲波相差甚遠(yuǎn)，即湍流壓力脈動僅在低頻段內(nèi)與彎曲波波長相近，因此湍流壓力脈動通過側(cè)窗玻璃的傳遞效率隨頻率升高而降低，激勵作用并不明顯。正是這樣的傳遞效率差異導(dǎo)致了聲源激勵與內(nèi)部噪聲在主成分上完全相反的結(jié)果。

3.3 聲場仿真結(jié)果驗證

將聲場仿真得到的頻譜曲線與實驗結(jié)果進(jìn)行對比，如圖22 所示。由圖可知，實驗與仿真結(jié)果的聲壓級隨頻率變化的趨勢基本一致，除400～800 Hz外，各頻率所對應(yīng)的聲壓級在數(shù)值上差距較小?？偟膩碚f，實驗與仿真整體一致性較好。其中400～800 Hz 的誤差較其他頻段明顯，原因如1.3.2 節(jié)所述，該頻段內(nèi)不同NCT 的傳遞效率差異不足以忽略其他聲源作用，因此產(chǎn)生仿真誤差。綜上所述，本文中采用的流場-聲場聯(lián)合仿真具有較高準(zhǔn)確性。

圖22 內(nèi)部噪聲實驗與仿真對比圖

4 結(jié)論

基于HSM 標(biāo)準(zhǔn)模型的實驗與仿真分析，得到如下結(jié)論。

（1）隨風(fēng)速增加，不同聲源作用下的內(nèi)部噪聲在不同頻段上變化規(guī)律不同。全鋁窗、前玻璃窗和右側(cè)玻璃窗作用下，聲壓級主要在1 200 Hz 以下隨風(fēng)速有明顯變化，全玻璃窗和左側(cè)玻璃窗作用下，聲壓級在全頻段上隨風(fēng)速增加而增加，但增長幅度隨頻率增大而減小。

（2）模型前緣分離渦及其再附著引起的壓力激勵由各窗向內(nèi)傳遞產(chǎn)生內(nèi)部噪聲，各窗對內(nèi)部噪聲的貢獻(xiàn)大小為：左側(cè)窗＞右側(cè)窗＞前風(fēng)窗。經(jīng)實驗驗證，以左側(cè)窗為唯一聲源可獲得與全部聲源存在時相近的聲壓級結(jié)果，因此針對駕駛員左耳位置的噪聲研究，可以只考慮左側(cè)窗聲源。

（3）表面壓力激勵包含湍流壓力脈動和聲學(xué)壓力脈動，湍流壓力脈動是聲源激勵的主成分，占比隨頻率升高而降低。聲學(xué)壓力脈動是內(nèi)部噪聲的主成分，占比隨頻率升高而增大。兩者的差異是由玻璃對兩種聲源的傳遞效率不同引起的，這是不同激勵與玻璃彎曲波之間不同波數(shù)關(guān)系導(dǎo)致的。