非光滑表面对汽车后视镜气动噪声的影响研究

范伟军，陈 涛，石少亮

（湖南大学 汽车车身先进设计制造国家重点实验室，长沙 410082）

非光滑表面对汽车后视镜气动噪声的影响研究

范伟军，陈 涛，石少亮

（湖南大学 汽车车身先进设计制造国家重点实验室，长沙 410082）

汽车高速行驶时的气动噪声对汽车的舒适性影响很大，后视镜后方涡流对车身的脉动压力直接影响气动噪声的形成，而非光滑表面结构的合理布置能够对涡流起到一定的控制作用。采用计算流体力学（Computationa1 F1uid Dynamics，CFD）中的 RANS 与分离涡模拟（Detached Eddy Simu1ation，DES）对长方体模型进行气动噪声数值仿真，并将其结果与试验结果对比，评估仿真方法对气动噪声预测的准确度。将凹坑型非光滑单元体布置在侧窗全连接、侧窗半连接、门外板连接三种不同基座造型的后视镜表面进行仿真计算。对比分析非光滑表面对流动状态、涡流结构及侧窗监测点声压级频谱的影响，探讨非光滑结构的扰流效应对后视镜区域流场形成的控制作用及其气动降噪效果，为有效控制后视镜区域流场结构，抑制涡激振动，改善乘员舱舒适性提供参考。

非光滑表面；分离涡模拟；基座造型；扰流效应；气动降噪

随着 CFD 的不断发展以及用户对汽车舒适性的要求不断提高，汽车高速行驶时的气动噪声成为近年的研究热点[1-2]。汽车高速行驶过程中，后视镜区域对车内气动噪声的贡献量最大。相关研究表明，汽车后视镜的尾流和A柱的纵向涡流都会使侧窗表面产生压力脉动，这是导致气动噪声的主要原因。因此寻找一种控制后视镜尾流及A柱纵向涡流结构的方法是改善汽车气动噪声的一种有效途径。

研究表明非光滑表面形态结构能够改变气固表面边界层流场结构，延迟气流在表面上的分离。杨易等[3]将非光滑表面布置在车身不同位置，利用CFD 仿真与风洞试验结合的方法，研究了非光滑表面对汽车尾涡结构的控制效果。杨磊[4]将非光滑表面应用在后视镜上，发现非光滑表面的引入对降低后视镜区域气动噪声有一定效果。从前期研究成果来看，非光滑表面对改善流场结构，降低后视镜区域气动噪声有一定作用，但在前期非光滑表面对汽车气动噪声影响的研究中，没有考虑后视镜基座造型因素。为了充分了解非光滑表面对后视镜区域流场的影响，探讨非光滑表面气动降噪的效果，本文综合了不同后视镜基座造型的因素展开研究。

首先，通过 STAR CCM+ 软件对三维长方体模型进行仿真分析，并将仿真结果与试验测量值[5]进行对比，评估仿真方法对气动噪声求解预测的准确度。然后，将非光滑表面布置在侧窗全连接、侧窗半连接和门外板连接3种不同基座造型的后视镜模型表面，运用与长方体仿真分析相同的方法，对比分析非光滑表面对流场结构及侧窗监测点声压级频谱的影响，探讨非光滑表面扰流效应对流场的控制作用，为进一步研究非光滑表面对气动噪声的改善提供参考。

1 仿真求解方法验证

为评估仿真方法对气动噪声预测的准确度，建立简单长方体模型，如图1所示。

在保持长方体长和宽不变仅改变其高度的状态下进行 CFD 仿真，分别得到其高度在 10 mm、30 mm 和 50 mm 时的固定监测点的声压级，并与试验结果对比。

图1 长方体模型尺寸及相关数据

在流场求解过程中，首先采用稳态RANS模拟得到稳态分析的计算结果，然后以稳态分析结果为起始条件，应用分离涡模型进行瞬态分析。为监测长方体区域气动噪声，引入 FW-H 方程进行求解。计算模型的稳态计算与瞬态计算的求解设置见表1和表2。

表1 稳态 RANS 的求解模型设置

表2 瞬态分析的求解模型设置

在网格生成过程中，考虑到计算气动声学的要求，按照压力波的传播标准，基于二阶时间与空间离散的方法，每个声波波长内需要有20个单元网格，计算公式如下：网格划分过程中为了满足计算要求，基准网格尺寸取 8 mm。网格类型采用 STAR CCM+ 中的 Trim 网格。同时在对近壁面边界层网格划分过程中确保其边界层 Wa11 y+ 值小于 1，以保证计算精度。

由于网格数目庞大且分离涡模拟在计算过程中的复杂性，所以合理的时间步长设置至关重要。Nyquist采样定律表明当采样频率大于信号最高频率的两倍时，采样的数字信号能够完整保留原始信号中的信息。在 STAR CCM+ 中，采用二阶空间离散格式计算时，当采样频率大于关注频率的15 倍，计算能够求解得到声波波动振幅。如式（3）所示。

式中：ΔtF为时间步长，s；F 为关注频率，Hz。为了满足计算要求，同时提高计算精度，采用时间步长 ΔtF=0.033 ms。

采样时间应为特征周期的4～5倍，以使湍流得到充分发展。根据斯特劳哈尔数确定采样时间为：

式中：f为特征频率，Hz；d 为特征长度，m；v 为流动速度，m/s；高雷诺数下圆柱绕流的斯特劳哈尔数约为 0.2[6]。长方体横向尺寸为 100 mm，稳态分析的最高流速为 70 m/s，代入式（4）中，可得长方体特征频率大约为 140 Hz，即特征周期为 0.007 s。为了充分反映流场的流动特性，采样周期设为 0.1 s，约为长方体流场特征周期的 14倍。

图2 流场声压云图

仿真分析得到的流场声压云图如图2所示，图中显示了瞬态仿真中某一时刻对称面声压分布情况，揭示了声波的产生与传播路径。

由于长方体区域为主要噪声源区域，仿真分析过程中通过对该区域进行监测得到图 3a所示的声压级频谱图，图 3b为试验得到的声压级频谱图，图中声压级曲线均经过A计权处理。与试验值相比，仿真值相对较低，且在接近 2 000 Hz 时声压级存在一定衰减，但从仿真值声压级频谱图可以看出，随着 H 增加，声压级也随之增加，长方体高度为 50 mm 时声压级水平最高，30 mm 时次之，10 mm 时声压级最低，这与试验值的趋势基本保持一致。因此，采用 SST 进行稳态分析与采用 DES 进行瞬态分析相结合的仿真方法，可为气动噪声的预测提供合理的结果。

图3 长方体声压级频谱图

2 后视镜流场与气动噪声数值模拟

2.1 计算模型描述

国内外在对后视镜区域流场的相关研究中使用楔形体[7-8]表达汽车 A 柱区域的流动状态。本研究以楔形体为基础，与后视镜进行装配后，可以表达汽车A柱、后视镜及侧窗区域的流动状态。楔形体模型如图4所示。

图4 楔形体模型

为保证数据的可比较性，保持后视镜罩造型不变，仅改变基座造型，分别建立侧窗全连接、侧窗半连接及门外板连接三种具有代表性的后视镜模型，并与楔形体装配，如图5所示。

图5 三种不同基座造型的后视镜模型

在对凹坑单元体的排布形式中，常见有矩形、菱形和等差三种形式，相关研究表明［9］，凹坑矩形排布对流场控制效果最好，因此在对后视镜作非光滑表面处理过程中采用矩形排布形式。为避免在网格划分过程中出现网格质量不高的情况，采用弓形凹坑单元体，如图 6 所示。图中，W=L=16 mm，D=9 mm，S=1/3D=3 mm。非光滑处理后的后视镜模型如图7所示。

图6 凹坑排布二维图

图7 非光滑表面处理后的后视镜模型

2.2 数值仿真流程

针对汽车气动噪声的研究难点，本研究通过楔形体模型模拟后视镜及侧窗区域的流场特性。在计算过程中，对重点关注的后视镜区域进行网格加密，细化网格尺寸，保证网格尺寸满足计算气动声学要求的精度。采用与长方体模型相同的仿真方法，从分离涡模拟的结果中提取各指定监测点的脉动压力，通过快速傅里叶变换（Fast Fourier Transformation，FFT）转换为声压级频谱。

2.3 后视镜数值模拟方案的设置

在流场数值模拟过程中，足够的计算域对于计算精度非常重要。流场的计算域采用长方体，楔形体尺寸以 L×B×H（长 × 宽 × 高）表示，计算域总长为 9L，入口距离楔形体前端 2L，高为 5H，宽度为5B，如图8所示。计算域边界条件的设置见表3。同时根据式（1）～（4），对后视镜计算求解的相关设置见表4。

在网格划分过程中，对重点关注的后视镜与侧窗区域进行网格加密，如图9所示。为避免网格差异对仿真结果的影响，后视镜模型的相同部分采用相同的网格尺寸，各模型网格总数在 800 万个左右。

表3 边界条件设置

表4 后视镜计算求解设置

图9 网格划分示意图

3 非光滑表面对气动噪声的影响

3.1 非光滑表面对流场结构的影响分析

研究表明，非光滑表面的布置会使气流在通过凹坑时，在凹坑内形成低速旋转气流，造成凹坑内部气流与外部气流的气-气接触，形成涡垫效应。涡垫效应使原光滑模型气-固表面的滑动摩擦变为滚动摩擦。由于滚动摩擦远小于滑动摩擦，因此非光滑表面流体保持了较大的动能［10］。

图10所示为气流流经后视镜表面时纵向截面的速度云图。可以看出气流在通过非光滑表面时，低速气流厚度明显增加，同时光滑模型后方出现气流逆向运动，而非光滑模型上方气流分离延迟，没有出现逆流运动现象，从而降低了高速气流对后方低速气流的冲击，扰动了后视镜区域的流场结构。

图11 ～ 13 分别为侧窗全连接、侧窗半连接与门外板连接3种后视镜模型水平截面与楔形体车身表面流动状态。受流经后视镜的高速气流影响，后视镜后方低速滞留区气流作加速旋转运动，形成涡流。根据涡声理论，旋转的涡流会形成压力波动作用于车身表面，使车身表面振动，从而产生气动噪声。对比不同后视镜模型的流动状态图可以看出，后视镜后方的涡流形成与基座造型有直接联系。

图11 侧窗全连接后视镜模型水平截面与楔形体车身表面流动状态

图12 侧窗半连接后视镜模型水平截面与楔形体车身表面流动状态

图13 门外板连接后视镜模型水平截面与楔形体车身表面流动状态

（1）侧窗全连接。由图 11 可知，非光滑表面使后视镜后方涡核中心外移，且整个涡流成横向扁圆状发展，降低了涡流对车身的影响。

（2）侧窗半连接。由图 12 可知，非光滑表面的引入使后视镜后方涡流强度明显降低。根据涡声理论可以推断，涡流强度的降低能有效抑制气动噪声的产生。

（3）门外板连接。由图 13 可知，非光滑表面使外侧涡核中心往后移，但对后视镜后方涡流结构的整体影响不是很明显。

从流动状态图可以看出，在后视镜表面加上非光滑凹坑单元体对流场的扰流效应使流场结构得到改善，对于降低气动噪声有促进作用。

图14 ～ 16 分别为侧窗全连接、侧窗半连接与门外板连接3种后视镜模型的三维涡流结构图。

（1）侧窗全连接。结合状态流线图可知，受涡核中心外移影响，非光滑后视镜外缘处涡流体积有小幅增加，同时后方涡流体积减小。

图14 侧窗全连接后视镜模型的三维涡流结构图

图15 侧窗半连接后视镜模型的三维涡流结构图

图16 门外板连接后视镜模型的三维涡流结构图

图17 监测点分布图

（2）侧窗半连接。对比涡流结构图可知，在后视镜后方分为上下两股涡流。结合流动状态图可知，非光滑表面使紧贴侧窗的上方涡流远离侧窗区域，同时下方涡流体积明显减小，降低了涡流对侧窗区域的影响。

（3）门外板连接。观察涡流结构图可知，与光滑后视镜模型相比，非光滑模型涡流总量变化不大。

3.2 模型监测点频谱分析

分析前文可知，非光滑表面的引入改变了后视镜后方涡流结构。为了分析涡流结构的改变对气动噪声的影响，在侧窗表面选取6个均匀分布的监测点，图 17为监测点分布图。

经瞬态计算后得到6个监测点的脉动压力，通过 FFT 将监测点脉动压力随时间的变化转化为声压级频谱数据。图 18 ～ 20 分别为侧窗全连接、侧窗半连接与门外板连接3种后视镜模型各监测点的声压级频谱图，图中频谱均经过A计权及三分之一倍频程处理。

（1）侧窗全连接。对比图 18 各监测点声压级频谱图，与光滑模型相比，非光滑模型监测点1与监测点4的声压级下降最为明显，监测点3与监测点 6 在 350 Hz 后声压级有较为明显的下降，监测点 2在 1 000 ～ 3 000 Hz 时声压级高于光滑模型，监测点5声压级变化不大。

（2）侧窗半连接。由图 19 可知，与光滑模型相比，非光滑模型监测点 1、5、6 在 350 Hz 以后的声压级得到了一定幅度的降低，监测点4在40 ～ 350 Hz 间有一定下降，监测点 2、3 的声压级变化不明显。

（3）门外板连接。由图 20 可知，与光滑模型相比，非光滑模型监测点3声压级减小，监测点2在120 ～ 350 Hz 低频域内及监测点 4 在 1 000 ～ 3 000 Hz频域内声压级升高，监测点 1、5、6 的声压级频谱有小幅变化，但不是很明显。

综合以上分析可知，非光滑表面的布置对后视镜区域流场产生扰动，改变了流场后方的涡流结构，对侧窗区域的气动噪声产生了影响。对不同基座造型的后视镜，非光滑表面对后方流场及气动噪声的影响也不同，其中对侧窗全连接后视镜气动噪声的改善效果最好，对侧窗半连接与门外板连接后视镜气动噪声的改善效果次之。

图18 侧窗全连接后视镜监测点声压级频谱

图19 侧窗半连接后视镜监测点声压级频谱

图20 门外板连接后视镜声压级频谱

4 结论

（1）采用以 SST k -ω 模型进行稳态分析与以DES模型进行瞬态分析相结合的方法，通过理论计算选取相关的流场参数，能对气动噪声的预测提供合理的结果。

（2）凹坑型非光滑单元体在后视镜上的布置使气流在通过非光滑表面时，低速气流厚度增加，气流分离延迟，降低了高速气流对后视镜后方流场的冲击。

（3）通过扰动后视镜区域流场结构，非光滑表面对侧窗区域的气动噪声有一定的改善，其中对侧窗全连接后视镜改善效果最好，对侧窗半连接与门外板连接后视镜气动噪声的改善效果次之。

（4）在研究非光滑表面对后视镜侧窗区域风噪的影响时仅考虑了基座造型因素，没有涉及其它部位，同时非光滑单元体的几何形态对风噪的影响需做进一步的研究工作。

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作者介绍

责任作者：范伟军（1992-），男，湖南长沙人。硕士研究生，主要研究方向为汽车空气动力学。

Te1：13055193565

E-mai1：13055193565@163.com

Research on the Impact of Non-smooth Surface on the Aerodynamic Noise of Vehicle Rear-View Mirro

FAN Weijun，CHEN Tao，SHI Shaoliang
（State Key Laboratory of Advanced Design and Manufacturing for Vehicle Body，Hunan University，Changsha 410082，China）

The aerodynamic noise of cars at high speed greatly affects vehicle comfort. Fluctuating pressure caused by the wake vortex of mirror body has a great effect on the formation of aerodynamic noise. The reasonable arrangement of the non-smooth surfaces can effectively control vortex structure. RANS and detached eddy simulation (DES) of computational fluid dynamics were applied to the aero-acoustic simulation of a rectangular, and the results were compared with the experimental results to evaluate the performance of the simulation method for aerodynamic noise predictions. Then the pit-type non-smooth surfaces were arranged on three types of rear-view mirrorswith three typical mirror bases for aerodynamic simulation. By comparing the flow state, vortex structure and the sound pressure level (SPL) spectrum, the paper investigates the swirl control and aerodynamic noise reduction caused by the spoiler effect of non-smooth surface. The paper provides a reference for the effective controlling of the wake vortex structure of the rear-view mirror, inhibition of vortex-induced vibration and improving the vehicle comfort.

non-smooth surface；detached eddy simulation; base model；spoiler effect；aerodynamic noise reduction

U463.85

：A

10.3969/j.issn.2095-1469.2017.03.01

陈涛（1978-），男，湖南长沙人。副教授，硕士生导师，主要研究方向为汽车碰撞安全、汽车CAE技术、空气动力学、覆盖件冲压仿真与冲压工艺设计、网格生成算法。

2016-11-21 改稿日期：2017-01-12

湖南省自然科学基金（14JJ3055）

参考文献引用格式：

范伟军，陈涛，石少亮 . 非光滑表面对汽车后视镜气动噪声的影响研究［J］.汽车工程学报，2017，7(3)：157-166.

FAN Weijun，CHEN Tao，SHI Shao1iang. Research on the Impact of Non-smooth Surface on the Aerodynamic Noise of Vehic1e Rear-View Mirror ［J］.Chinese Journa1 of Automotive Engineering，2017，7(3)：157-166.（in Chinese）

Te1：18674880835

E-mai1：chentaohndx@gmai1.com